CENTRE BELGE DE RECHERCHES NAVALES
A.S.B.L.21, RUE DES DRAPIERS, BRUXELLES
1
If
P1953-2
PUBLICATION CEBERENA S.III /2
AVEC LE CONCOURS DU CENTRE DE RECHERCHES
SCIENTIFIQUES ET TECHNIQUES DE L'INDUSTRIE
DES FABRICATIONS MATALLIQUES «C.R.I.F.»
Lab.
v.
Scheepsbouwkwale
Technische
HogIsclicol
Delft
SYMPOSIUM 12 &13-6-1953
LES ESSAIS SUR NAVIRES EN VRAIE GRANDEUR
TRIALS ON SHIPS AT SEA
CENTRE BELGE DE RECHERCHES NAVALES
A.S.B.L.
21, RUE DES DRAPIERS, BRUXELLES
SYMPOSIUM 12 &13-6-1953
LES ESSAIS SUR NAVIRES EN VRAIE GRANDEUR
TRIALS ON SHIPS AT SEA
PUI3LICATION CEBERENA S.III /2
AVEC LE CONCOURS DU CENTRE DE RECHERCHES
SCIENTIFIQUES ET TECHNIQUES DE L'INDUSTRIE
PROGRAMME
Vendredi 12/6 Friday
10.15 h. Prof. ir. R. DAUWE, Président CeBeReNa.
Dr. J. F. ALLAN : « Remarks on ships ' model comparison ».
Prof. ir. G. AERTSSEN :« Essais en mer et rugosité de carene ».
15 h. Prof. ir. H. E. JAEGER & ir. J. GERRITSMA : Report T. N. O. no 10 S by Prof. Ir.
J. W. BONEBAKKER : 0 On collecting ship service performance data, and their
analy-sis
Prof. Dr. W. P. A. van LAMMEREN & Dr. Ir. J. BALHAN « Research 011 scale effect
in manoeuvring tests carried out on ship models ».
Samedi 13 /6 Saturday
9.30 h. R. BRARD et M. JOURDAIN : « Méthode nouvelle d'exploitation des résultats des
essais à la mer ».
Prof. E. V. TELFER : « The power-loss factor in ship service performance ».
13.15 h. Déjeuner à Anvers : Dinner in Antwerp
« In den Rooden Hoed », Oude Koornmarkt, 25.
15 h. Visite du paquebot Visit of the passenger liner
« SS. SANTA MARIA »
en construction au chanter under construction at the shipyard
CONFERENCIERS
CONTRIBUTORS
Prof. Ir. G. AERTSSEN : Universiteit Gent. President de la Section III du CeBeReNa:
Essais scientifiques sur navires.
Dr. J. F. ALLAN : Superintendant Ship Division National Physical Laboratory, Teddington
England.
Or. Ir. J. BALHAN : Scheepsbouwkundig Laboratorittni van de Technische Hogeschool,
Delft Nederland.
R. BRARD : Ingénieur en Chef du Genie Maritime, Chef du Bassin d'Essais des Carènes, Paris France.
Ir. J. GERRITSMA : Technische Hogeschool Delft Nederland.
Prof. Ir. H. E. JAEGER : Technische Hogeschool Delft, Directeur van het Studiecentrum T. N. O. voor Scheepsbouw en Navigatie, Nederland.
M. JOURDAIN : Ingénieur en Chef du Génie Maritime, Institut de Recherches de la
Construc-tion Navale, Paris.
INTRODUCTION
Ont participé :
Attended the meeting:
MM. ir. B. BURGHGRAEF (T. N. O. Scheepsbouw Nederland), ir. J. G. KONING (Onderdirecteur N. S. P. Wageningen), M. MAILLARD (Sous-Directeur Bassin des Carènes, Paris),
G. AERTSSEN, G. BERTRAND, H. BOEHME, P. CAMPUS, A. CHARDOME, P. CHARDOME, A. COPPENS, G. CORILLON, E. CUYPERS, R. DAUWE, R. DEMOEN, J. DRENTH, S.
EUSTA-ZE, R. HUBERT, G. JACQUET, F. KLUNDER, S. LASTCHENKO, A. LEDERER, J. LOURTIE (Directeur Fabrimétal), J. RAVET, P. ROEGIERS, M. VAN BOECKEL, R.
VANCRAEY-NESTE, F. VAN DIJCKE, F. VAN HORENBEECK (Directeur C. R. I. F.), J. VERBRAKEN,
G. VERHOFSTADT et J. VAN MAANEN.
Se sont excusés : Excused
MM. J. DIEUDONNE (Directeur Général Institut Recherches Construction Navale Paris),
GAWN (Admiralty Experiment Works Hasslar U. K.),
J. GETZ (Research Manager Norvegian Institute Ship Research),
LIVINGSTONE SYHTH (Director of Research B. S. R. A. U. K.), W. van LAMMEREN (Directeur N. S. P. Wagenirtgen),
R. BOWLES, G. DE WINNE, A. DE WINNE, G. DUFOUR, V. GOEMAERE, J. INGELBRECHT, P. LAROCK, MALENGRET LEBRUN, W. SOETE, R. SPRONCK, A. THYS, G. VANDERLINDEN, L. WILLIAME.
A 10.20 h. le Président du CeBeReNa, Monsieur R. DAUWE, souhaite la bienvenue à tous
ceux qui ont répondu à l'appel : conférenciers et collaborateurs venus de l'étranger, membres
du CeBeReNa et de l'U.B.I.N., dirigeants de Fabrimétal et jeunes étudiants, venus de la
Norvège, pour fèter d'une manière intime le cinquième anniversaire de notre Centre Belge
Messieurs,
En ma qualité de Président et Fondateur du CeBeReNa je suis heureux de pouvoir vous
souhaiter la bienvenue dans ce bel immeuble que Fabrimétal a bien voulu mettre à notre
disposition pour fèter dignement, quoique d'une manière intime, le cinquième anniversaire
du Centre Belge de Recherches Navales.
Je remercie en particulier les délégués étrangers
Dr. J. F. ALLAN, Superintendant Ship Division, National Physical I.aboratory, Teddington
(England).
Dr. Ir. J. BALHAN, Scheepsbouwkundig Laboratorium van de Technische Hogeschool, Delft (Nederland).
R. BRARD, Ingénieur en Chef du Génie Maritime, Chef du Bassin d'Essais des Carènes, Paris (France).
MAILLARD, I. G. G. M., Sous-directeur du Bassin d'Essais des Carènes Paris. Ir. J. GERRITSMA, Technische Hogeschool, Delft (Nederland).
Prof. Ir. H. E. JAEGER, Technische Hogeschool Delft, Directeur van het Studiecentrum T. N. O. voor Scheepsbouw en Navigatie (Nederland).
M. JOURDAIN, Ingénieur en Chef du Génie Maritime, Institut de Recherches de la Construction
Navale, Paris (France).
Ir. J. G. KONING, Onder-Directeur van het Nederlands Scheepsbouwkundig Proefstation te Wageningen (Nederland)
Prof. E. V. TELFER, Norges Tekniske Hogskole, Trondheim (Norway).
Ces personnalités du monde scientifique naval n'ont pas hésité à se déplacer pour
hono-rer notre jeune Centre.
Qu'il me soit permis de rappeler rapidement les rétroactes qui ont provoqué la fondation
de notre Centre de Recherches.
Déjà en 1927 lors du 110e anniversaire de la société John Cockerill, notre très regretté
Roi Albert I attirait Fattention des industriels sur l'absolue nécessité de développer les
recherches scientifiques. Son discours secoua notre inertie et provoqua la création du Fonds National de la Recherche Scientifique.
Cependant dans le domaine de l'Architecture navale rien ne fut entrepris, jusqu'au
moment oft en 1947,au cours d'une conférence tenue à La Haye le 16 mai, le Professeur Troost,
Directeur à cette époque du Bassin de Carène à Wageningen, émis l'idée de créer un centre hollandais. Parmi ces auditeurs certains ingénieurs hollandais demandèrent si le centre envi-sagé ne pourrait pas englober la collaboration belge.
L'idée fit son chemin et fait curieux, c'est après lecture du compte rendu de cette
conférence dans deux revues hollandaises que je me permis, le 12 septembre 1947, de proposer
au Président de n.otre Fonds National d'organiser un Centre hollando-belge de recherches
navales.
Une première réunion se tint à l'I.R.S.I.A. (Institut pour l'Encouragement de la
Recherche Scientifique dans l'Industrie et l'Agriculture) le 14 novembre 1947 sous la
prési-Allocution d'ouverture du Symposium
dence de Monsieur Henry-, Directeur de l'I.R.S.I.A. Les Universités de Gand, de Liége et de Louvain y étaient représentées par les Professeurs de Construction Navale; l'Administration de la Marine et la Societe John Cockerill étaient aussi représentées.
Cette première reunion fut bientôt suivie de plusieurs autres au cours desquelles nos principaux armateurs, chantiers et ateliers de construction mécanique vinrent se joindre nous.
Et c'est ainsi que la Societe Beige a.s.b.l. CeBeReNa fut ere& par acte notarié le 28
avril 1948, publié aux annexes du Moniteur Belge le 29 mai 1948.
Nous existons done exactement depuis cinq ans et grAce à l'appiii financier de nos armateurs et constructeurs, que je tiens à remercier tout spécialement, nous avons dejà pu travailler utilement.
Qu'avons nous realise pendant cette très courte période ?
Voici un relevé succinct des etudes principales publiées par nos trois premières sections.
La le section étudie la structure des coques et l'application de la soudure en construc-tion navale. Trois publicaconstruc-tions sont sorties de presse dont la dernière a été presentee par le Professeur Spronck et notre Directeur Monsieur van Maanen au Congrès International de la
Soudure à Göteborg au mois de septembre 1952.
La He section étudie l'isolation thermique et acoustique. Deux etudes du Professeur Van Itterbeek ont été publiées concernant les méthodes de mesure.
La Hie section étudie les essais en vraie grandeur des navires. Une etude très impor-tante, relatant les essais du cargo A turbines « Tervaete » a été presentee par le Professeur
G. Aertssen à l'I.N.A. au mois d'avril 1953.
Un exemplaire de ces etudes peut être consulté au bureau.
Je dois aussi attirer l'attention sur notre service de documentation qui dispose de
nom-breuses revues, plus de 50 ouvrages techniques specialises et a publié A ce jour près de 3.000 fiches signalétiques.
Notre Directeur Technique Monsieur van Maanen a pensé que nous ne pouvions pas
laisser passer notre premier lustre sans le marquer d'une pierre blanche, le « symposium » de ce jour. Notre Conseil d'administration a approuvé son idée et je profite de l'occasion pour
le remercier vivement de son dévouement au CeBeReNa.
Le sujet du symposium a été choisi en fonction de l'étude qui 'IOUS a le plus occupé et qui fait l'objet de tant de recherches à l'étranger : « les essais scientifigues des navires et leur
concordance avec les essais sur modèle e.
Sans plus attendre et de peur d'abuser de votre patience, je declare ouverte notre
séance académique et cède la parole au Dr. Allan, pour la première communication de ce in atin.
SHIP MODEL COMPARISON
Statement based on Remarks made by Dr. J. F. ALLAN, Superintendent, Ship Division,
National Physical Laboratory, at « Symposium » in Brussels on 12th and 13th June, 1953
(Communication from The National Physical Laboratory)
The subject of this Symposium is 0 Trials of Ships at Sea ». This is taken to refer
primarily to Measured Mile Trials, with good conditions of wind, weather and ship, and also to service performance so far as that can be assessed.
Almost all ship designs today are based on the results of model tests both for resistance
and propulsion. This practice infers that the results of model tests can be interpreted
accura-tely on the full scale both qualitatively and quantitatively, and it will be of interest to consider
in some detail the factors involved.
The comparison of the results of tests on ship models with the results of full scale trials
is one receiving particular attention in recent years, chiefly because of a general desire to explore and understand the 0 factors of ignorance », and also because of an increasing appre-ciation of the effect on performance of hull roughness, both structural and due to fouling. This is true both on a national and an international basis. Special research on this subject is certainly going on in U.S.A., U.K., Holland and Sweden, and we have the work recently carried out by the Centre Beige de Recherches Navales on the « T e rv a et e » and proposed for
another vessel. In addition, the matter has been discussed from various angles at the
inter-national Conferences of Ship Tank Superintendents. Detailed results of various investiga-tions in hand have not yet been published and so full discussion is not possible at this stage,
but the various aspects can be reviewed.
The ship owner quite rightly considers the performance of his ship in service as the
real commercial criterion, but it is difficult even on a statistical analysis basis to assess service
performance accurately. This does not lessen the importance of analysing service records as far as possible, and it emphasises theimportance of obtaining better service records. The increase for average service performance over measured mile performance varies from some 15 % to 20 % on the most favourable routes to some 40 °,/ to 45 cy on the least favourable
routes. In view of what has been said above, such percentages cannot be other than very
rough and it is concluded that the ship model comparison should in the first place be based on a measured mile performance. While accepting that position for basic comparisons one
should not lose sight of the importance of design for seakindliness, a quality which is not tested
on the measured mile trial, is difficult to assess, and has not received sufficient attention in
the past.
The problem of correlating the model result to the ship result was first successfully
solved by the Fronde method in the latter part of last century. The basic principles of that
method continue in use today, although some departures in detail have been introduced.
One of these departures is the universal adoption of self-propelled tests in place of the earlier
tests with propellers supported from frames behind the hull model. Another is the use of a
different method to extrapolate the model resistance result to the ship resistance result,
i.e. the surface friction correction.
mat-ter (1) from the designer's point of view, and (2) from the research worker's point of view. As regards (1) we are only concerned with a reasonable prediction of the ship's performance, and so long as a useful set of correlation factors has been worked out from experience it is not important which basis of extrapolation is used. These factors may vary for different
classes of vessel depending on which method of extrapolation is used. The method is effective
in dealing with normal designs but does not give such confidence when one is faced with
unu-sual designs. It should probably be admitted that in the past research workers have to a
considerable extent been content with this approach. As regards (2) it is important to
explain and assess in detail the various parts making up the resistance and propulsion picture both of the model and of the ship. Against this background the control of flow conditions
on the model, the accuracy of the methods of extrapolation of resistance and propulsion,
and the correct assessment of the ship performance including knowledge of the roughness
effects on the ship, all assume great importance. The interpretation of results and the ultimate
value of the deductions depends on the success achieved in these directions.
Taking the model end first it will probably not be disputed that the resistance (including
speed) is known to within + 1 /2 '3,/, and the propulsive efficiency to within + 2 °,/. The hull analysis factors are not determined with the same accuracy but these are of secon.dary
importance. It may be assumed that the model hull and propeller are technically smooth,
i.e. they do not cause any increase in frictional resistance due to roughness effects.
It is
important to ensure that the boundary layer flow is turbulent, and this is generally achievedby fitting suitable stimulators at or near the bow of the model. So far as the model propeller is concerned no special precautions are taken except to avoid the use of very small propellers
(note criterion adopted by I.C.T.S.). It is assumed that flow conditions on the propeller are turbulent. Recent researches indicate that this may not bean entirely satisfactory assumption,
although the effect on force measurements of a limited amount of laminar flow is probably
within the accuracy of the experiments.
On the question of surface friction extrapolation, if the normal Froude extrapolation coefficients are compared with, say, the Schoenherr line for smooth turbulent flow, it will be found that the Froude coefficients give an excess over the Schoenherr line which varies with the size and speed of the vessel, the excess being of the order of 10 % for shorter lengths and 25 % for longer lengths. This point is illustrated in Fig. 1. It should be noted that
the Froude line, say for a 16' length, coincides approximately with the Schoenherr and
Prandtl-Schlichting lines in the region of model Rn. The Froude lines for longer lengths up to 1000 ft.
lie progressively higher and for typical ship lengths and speeds give an allowance above the smooth turbulent lines which in general increases with ship length. It is clear therefore,
that the Froude coefficients will not give consistent results for al lengths and speeds of vessels. There is some evidence to show that the true minimum turbulent friction line should be steeper
than the Schoenherr line and if that is true the above discrepancy will be increased. The
specific resistance of models run at low non-wavemaking speeds lies above the Schoenherr
line, and this increase may be described as form resistance arising partly from velocity effects
on, the friction and partly from unbalanced pressure effects. The question of the correct
way of dealing with this « form effect » and whether or not it is subject to scale effect is a matter of importance which is being investigated at the present time.
It is not general practice at the moment to make any adjustment of model predictions for scale effects in propeller thrust and torque, or in wake factor and thrust deduction factor. These are known to exist in varying degrees and until satisfactory methods of allowing for them are worked out the detailed comparison of ship and model results referred to earlier cannot be achieved.
As regards propeller factors the more drastic scale effects tire avoided by arranging
t he scale so that a certain minimum Flit is exceeded on the blades but there is still a good deal
of ignorance regarding scale effects which may take place between this point and the full scale.
As regards wake and thrust deduction scale effects it is probable that the latter is
negligible, but it is known that the former is material, and the writer has proposeda method
of dealing with this in a recent paper to the North East Coast Institution of Engineers &
Shipbuilders. Fig. 2 illustrates the application of the method in a particular case (the paper (*)
referred to should be consulted for details). This process has been applied to a number of single screw model tests for which good trial data is available. The torque coefficients from the ship results agree reasonably with the model results when plotted on the J, value
cor-rected as in Fig. 2, but the thrust coefficients from the ship results show an excess averaging
about 15 % above the model results. This indicates an increase in efficiency in the ship
propellers compared with the model propellers, and further research is bein.g made to explore
this field.
In general, therefore, from the model end, while the basic results are known to a good
degree of accuracy, the absolute value of the ship predictions is in some doubt for the various
reasons stated.
Turning now to the ship side of the picture, it is becoming increasingly clearthat there
are very many difficulties in obtaining completely satisfactory ship trial results. Ordinary
commercial trials vary widely in quality due to factors which can be controlled and also to (*) Tr. N. E. C. Inst. March 1953. SURFACE FRICTION FIG. 1 COEFFICENTS 0 006
Eli
11
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SELF PROPULSION POINT
BY " WAKE CORRECTION" METHOD
factors which cannot be controlled, and the comparison of the results with the predictions from the model tests is to some extent fortuitous. (In such trials variations up to ± 10 %
can readily be encountered.)
It is important that the ship surface is smooth and clean. Experience has shown that a surface which looks clean but has a slimy feeling can increase the power to a material
extent. Recent research has also shown the important influence of structural roughness on
resistance so that apart from the saving in. steel weight, the adoption of flush welding on the shell offers a substantial saving in power if the hull is kept clean. In any given case the
effect of time out of dock depends on the location and movementof the ship in the intervening
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period, the time of the year, and the nature and quality of the paint or other finish used.
The only completely satisfactory method is to dock the ship immediately before trial and to
endeavour to assess the roughness by measurement before undocking. Considerable interest
attaches to the study of the velocity distribution and thickness of the boundary layer. It is probable that with the accumulation of information on these points it will be practicable to assess roughness increases from velocity measurements in the boundary layer.
If the trial is conducted in an.ything but reasonably good weather it is difficult to correct
for the wind resistance, and impossible to correct for rough sea effects. In any case, the wind
direction and intensity should be measured and some attempt made to assess the sea conditions.
Assuming a clean painted ship and good weather conditions it is important to ensure steady
conditions on the mile runs by having an adequate approach run and maintaining steady
engine conditions. If these are achieved the speed results should he reliable and they can
also be judged from a tidal analysis, which should give a reasonable curve in relation to the
local conditions.
The measurement of revolutions can be made accurate by continuous recording but
a count of total revolutions over the duration of each run is also a reasonably accurate method. The usual engine room tachometer is seldom reliable.
The measurement of torque and thrust is more difficult. Torque derived from indi-cator cards is generally unreliable, especially considering the correction necessary for the
mechanical efficiency of the engine. This is particularly true of diesel machinery. Torque
from a good torsionmeter which has been calibrated on the shaft should be correct tot + 2 0/0 provided the zeros are satisfactory, but torque from a torsionmeter fitted to an uncalibrated shaft, even assuming satisfactory zeros, may be in error by ± 5 %, especially if the shaft is stiff in relation to the power transmitted.
The measurement of thrust is of great value but it is difficult and relatively expensive
to do this with useful accuracy. Existing instruments such as the Michell and the Kingsbury,
even if they measure the thrust both on the ahead an.d the astern side, are probably not reliable
to less than + 3 %. The checking of zeros is difficult and is generally confined to a checking
of the accuracy of the pressure measuring instrument.
The conclusion one arrives at from these considerations is that for really useful analysis
of ship trials in relation to model tests, the ordinary commercial trial is of very limited value, and the only way to make a useful advance in this matter is to make a particular study of
a limited number of vessels, which would be required for trial purposes for reasonable periods
of time.
Various efforts are being directed in this direction and useful results should be obtained
Contribution by Prof. G. AERTSSEN
I am glad to hear these remarks on ship model comparison from Dr. Allan. They comprehend many valuable hints on precautions to be taken on the mile runs, as he concludes
that the comparison should in the first place be based on a measured mile performance. He emphasizes the importance of seakindlirtess, a quality, which he says, is not tested on the measured mile trial and which has not received sufficient attention in the past.
I think he will agree with the advantages which can be taken from trials al sea in
varying weather conditions. I remember that a couple of years before the war Kent stated
that the big part of the gain obtained by fitting a cruiser stern is lost when the speed is high
and the water is rough.
As to the controversy Froude any line on Reyn.olds number, I think that, as long as we know the friction line in the region Rn = 109 only by extrapolation, the discussion
remains purely academic, although a remarkable progress would be to have the correct
slope of the minimum turbulent friction line. The different tanks have their own technique
as regards ship-model correlation and I am sure that all the great tanks made a good approach
to what Dr. Allan calls « the factors of ign.orance » on a basis of results of full scale trials. Not all what is known by them is published but Dr. Allan in his recent work « Wake studies of plane surfaces » gave a method of correcting for wake-scale effect. Until this
time it has been generally admitted that there is no or little scale effect on thrust deduction. It is proposed in other countries to tow a vessel and this trial will throw light on the problem of scale effect on thrust deduction.
agree with Dr. Allan that valuable information can be obtained from measured mile trials in relation to model tests if the ship surface is smooth and clean and weather is calm.
As regards ship surface, it has been shown that a clean surface is not necessary smooth
and in order to separate the structural roughness effect from the effect of paint, it would be of considerable interest to go to the measured mile not with a normally painted vessel but in very smooth condition, say with aluminium paint or zinc chromate paint. I would ask Dr Allan what he means by an endeavour to assess the roughness by measurement before
undocking. The vessel's surface is very large and it will be tedious to have complete
wall-roughness gauge records.
If a pitotlog is fitted in ships bottom and the rodmeter is long enough, the calibration which takes place on the measured mile, with a very smooth hull, will give an opportunity to obtain a correct value of speed after painting the vessel for normal service, even when
roughness increases by fouling. So a measurement can be made of roughness due to paint
and due to fouling.
It is important, as Dr. Allan remarks, that, in order to have a good basic curve, weather
shall be calm on the measured mile runs. That i:s required too for a good calibration of the
pitotlog.
Intervention orale par M. JOURDAIN
Je voudrais ajouter à la liste des pays cités par le Dr. Allan comme s'intéressant au
rapprochement des résultats d'essais de modèles et de reels, la France, oil cette etude est
menée en collaboration étroite par le Bassin des Carènes de Paris et l'Institut de Recherches de la Construction Navale.
A la page quatre de sort mémoire, le Dr. Allan note que, lorsque l'on fait subir aux résultats des essais de modèle une correction de sillage qu'il a étudiée, les points expérimen-taux relevés sur le navire reel sont très voisins de la courbe corrigée kQ (I). Cela signifie que
V d.h.p.
les valeurs concomitantes des deux rapports
N (proportionnel à J) et N3 (proportionnel
kg) ont bien entre elles la relation que represente la courbe corrigée, mais il n'en résulte
pas nécessairement qu'à une vitesse V, N et d.h.p. aient les valeurs prévues, car un &art
sur N peut étre compense par un autre écart sur d.h.p.; je serais oblige au Dr. Allan de pré-ciser si, grike à sa correction de sillage, l'accord est realise pour chacune des trois variables V, N. et d.h.p. ou seulement pour les deux rapports J et kq.
A la page cinq, le Dr. Allan indique ± 2 % comme erreur possible des torsiomètres dans les meilleures conditions; je crois que, lorsque l'appareil est bien taré et correctement
monté et regle, on peut obtenir une meilleure precision : c'est ainsi que, dans le dépouillement
des essais à la mer du paquebot « Antilles », nous n'avons jamais éte obliges de corriger les
puissances torsiometriques de plus de 0,7 `)/c, pour obtenir un diagramme d'ensemble coherent.
Monsieur Le President m'a demandé quel était l'avis francais sur la question suivante vaut-il mieux disposer des résultats d'essais courants sur de nombreux navires marchands
ou seulement de ceux d'essais spécialement organises sur un petit nombre de navires ? D'apres
mon experience, les résultats de nombreux essais executes sans precautions spéciales sont
inexploitables si l'on souhaite pousser l'analyse au-delA des ordres de grandeur et mon opinion
concorde done sur ce point avec celle du Dr. Allan ; mais, comme le Dr. Telfer, je crois que, pour obtenir des conclusions vraiment genérales, il est necessaire d'étudier un nombre assez grand le navires; j'ajouterai que, à mon avis, il est possible, sans modifier serieusement des usages actuels, mais simplement en prenant, lors des essais courants, quelques précuations nullement prohibitives, d'obtenir que, dans beaucoup de cas, ces essais fournissent des résul-tats assez sfirs pour pouvoir are exploités en detail.
En résumé, je crois que l'alternative qui nous est proposée n'est pas ineluctable et que Yon peut concilier les deux points de vue en apportant du soin à la preparation et
l'exécution des essais à la mer.
Contribution by Pro/. E.V. TELFER
Dr Allan's paper is an extremely interesting one for discussion. Il will confine my intervention to the two diagrams.
General skin friction diagram
Dr Allan stresses the departure from the Prandtl-Schliehting Or smooth-turbulent
line. In my 1951 paper I gave the reason for this departure : the increasing structural
roughness of longer ships' landings and butts.
The Froude coefficients take in account ship's roughness and are quite correct for
riveted construction (old fashion). For ships over 200 ft length, with smooth hull Froude let us down. I think this is Dr Allan's principle point and is the reason for the difference
in outlook between the Fronde outlook and the present pure friction resistance outlook.
Wake scale effect
Dr Allan has clearly shown in his diagrams.
If you observe the skin friction
the model and the drop to the ship is about the same orderfor what size oi length of the
ship may be. The two diagrams are quite
parallelin that respect.
Dr Allan is
presuming it is not so simple as that.
In discussing his N.E.C. paper considering wake scale effect the trouble with this particular method is, it presumes you measured the wake on the model correctly.
If you have the model efficiency and then drop on to the ship, your thrust
identity wake is not the model wake, but for single-screw ships it is higher than the model
wake. There is scope for error right at the beginning.
Dr Allan finds the torque coefficients quite reasonable. but the thrust coefficients
much higher than expected by model research. That shows clearly there is definitely a
propeller scale effect present.
At the hand of
the following diagram with T coefficient at the base and
Q coefficient as an ordinate you have one polar to the model and at the left hand side one polarto the ship.
The ship propeller is producing thrust for a lower torque than the model.
Dr Allan has drawn attention that the
model propeller scale effect is moreimportant than we thought it was, and that the
wake scale effect is also important.There lies still work before us 1
In connection with Dr Allan's opinion about seatrials and the results of 3-4 ships
thoroughly tested to be preferred to about 40 or
100 shiptrials statistically analysed Itake just the reverse position.
I think if you analyse a 100 trials you will not be deceived as my own personnal work has shown me.
You must make a separation in
« classes of error)> and what you can learn bystatistical analysis is of extreme importance for subsequent analysis of special trial data. The more trials, the more information is to be gained to the through of knowledge.
Reply lo discussion by Dr Allan
I agree with Professor Aertssen that much valuable information can be obtained from accurate observations in service, but I maintain that the comparison with the measured mile performance of the clean painted ship in calm weather must remain the basic criterion
of performance.
The need for further study of roughness effects on resistance is urgent and important and is being pursued in various ways byseveral investigators. I agree that the assessment of average roughness by measurement of the hull surface is a very tedious job which cannot be carried out satisfactorily in general. Note the very large number of measurements of roughness made in the case of the »Lucy Ashton » as reported in I.N.A. paper 1953. An inspection of the bottom with sample measurements of roughness in dry dockimmediately before the trial is much better than noevidence at all. In my opinion the study of the effect of roughness and fouling on the boundary layer flow is likely to be more effective,
but it
will be necessary to accumulate a large amount of data on this subject. It is argued in some
quarters that a knowledge of the velocity distribution in the inner viscous partof the boun-dary layer is sufficient to enable the frictional resistance to be calculated from the shear
stress but it is doubtful if-this can be done with sufficient accuracy. The boundary layer
thickness as well as the velocity distribution varies with the roughness.
into account the ship's roughness. As pointed out in my remarks, the use of the Froude
coefficients involve an allowance above smcoth turbulent flow of some 10 °,/0 for lengths around 150 ft., increasing to some 25 % or more for long lengths. It is probably true that
long fast ships require more structural roughness allowance than short slow ones, but cer-tainly not to the extent indicated above. Our experience indicates that in relation tc Froude
EHP smaller ships require a greater allowance than larger ships of similar general hull con-struction.
The statistical approach is the only method of using service data effectively, but this method does not enable useful conclusions to be made from the general run of data available in the normal log record. Special attention and training is required and I repeat my state-ment that the most valuable results will come from an intensive study of the preformance of a limited number of vessels If Dr. Telfer has a 100 reliable trial results at his disposal he is indeed fortunate.
Mr. Jourdain's remarks regarding the interest in France in the question of ship-model comparison and in the carrying out of full-scale tests are appreciated.
In reply to the question raised in his second paragraph, the agreement referred to
covers each variable V, N and d.h.p. and not only the ratios J, and 1(,.
The speed of the model test is made to correspond to the ship speed, propeller diameter
is to scale and so entering the diagram at the same J, value for model and ship means that the R. P. M. correspond. It follows that if the K, values for model and ship are identical then the torque values correspond.
With regard to torsionmeter errors, the figures quoted are as stated maximum liability to error, and the actuel result in any particular case should be well inside these limits. The
liability to error quoted is therefore not incompatible with the results referred to by Mr.
Jourdain.
I am glad to note that Mr. Jourdain favours the intensive study of a selected number of vessels, and I agree with his point that this number must be large enough to be
ESSAIS EN MER ET RUGOSITÉ DE CARÈNE
par M. G. AERTSSEN,Professeur à l'Université de Gand
SOMMAIRE
Parmi les renseignements les plus intéressants fournis par les essais en mer on peut
certainement citer l'effet retardateur que produit sur l'avancement du navire la rugosité
de la coque.
Deux moyens sont à notre disposition pour chiffrer l'irrégularité de la surface, autre-ment dit la rugosité de la carene. Dans les deux cas on chiffre cette rugosité par son effet produit sur la resistance à l'avan.cement du navire.
La première méthode consiste à déduire de la comparaison de la resistance à
l'avan-cement par temps calme du navire et de la resistance theorique prévue d'après les essais
sur modèle en bassin l'excédent di à la rugosité. Cette méthode est la plus exacte mais c'est aussi celle qui demande l'appareillage le plus compliqué et le plus coftteux. Elle peut etre simplifiée si on se contente de déduire la rugosité des mesures des puissances.
La deuxième méthode ne demande que l'installation d'un log à pitomètre, monté
dans le fond de la coque de telle faon qu'il permet l'exploration de la couche limite.
Les deux méthodes ont été appliquées au dépouillement des résultats des essais du turbinier Tervaete. Elles ont conduit à des valeurs de la rugosité, fort peu différentes suivant la méthode employee, et qui situent de fayon nette l'effet de la salissure de la coque.
I. LA RESISTANCE DE FROTTEMENT
Des deux composantes de la resistance à l'avancement, la resistance de frottement et la resistance résiduaire, c'est la resistance de frottement qui l'emporte dans la grande
majorité des navires. Pour la plupart des navires marchands elle vaut 75 % de la resistance
totale. Dans le cas des Victory ships filant 17 nceuds elle entre en ligne de compte pour
60 % de la resistance totale.
Il est donc important de pouvoir apprécier l'effet produit sur la resistance de
frotte-ment par la rugosité structurelle d'une part, par la salissure d'autre part. Il est acquis par ailleurs, qu'en l'absence de salissure, le vieillissement de la coque augmente usuellement
d'une faon considerable la rugosité.
On connait les coefficients et la formule que Fronde a établis pour permettre le calcul de la resistance de frottement
Y
R F y''825
1000
est la resistance de frottement,
y le poids spécifique de l'eau,
F la surface mouillée, y la vitesse d'avancement.
Les unites sont le kg, le mètre et la seconde. X est un coefficient qui décroit quand la longueur augmente. Le Besnerais a traduit cette variation dans une formule
0,258
X 0,1392 +
2,68 + L où L est la longueur du modèle ou du navire en mètres.
Cette formule fut acceptée par la conféren.ce des Directeurs de Bassins de Carènes qui eut lieu à Paris en 1935, pour tous travaux de recherche scientifique.
La formule de Froude, utilisée dans les tan.ks européens pour le calcul de la resistance
de frottement, ne fut pas appliquée par le tank de Washington.
Celui-ci a utilise pendant de longues années la formule de Gebers Cf
0.0206 Re"'
v.L
Re étant le nombre de Reynolds -- , où L est la longueur du modèle ou du navire, y la
visco-v
R,
site cinématique; Cf est le coefficient de frottement ' , p la masse specifique.
2
p v 2 FDepuis quelques années Washington a aban.donné la formule de Gebers pour la for-mule de Schoenherr
log (Re Cf) = 0.242 Cf''5
D'autres formules, satisfaisant à la loi de Reynolds, ont été proposées Prandtl-Schlichting Cf = 0.455 (log Re)-2.58
Telfer Cf 0.0012 + 0.34 Re'/3
0.427
Schulz-Grunow C
(log Re 0.407) 2""
Tout récemment encore de nouvelles valeurs ont été trouvées par Hughes. Kempf et
Karhan tendent à dormer une plus forte inclinaison à la courbe C1:
0.055 Re-0.182 (6)
Les formules qui précèdent s'appliquent aux parois lisses et dans le cas des rtavires devront ètre corrigées pour tenir compte de la rugosité. Dans les valeurs de Froude se trouve déjà in.clue une certaine rugosité, que dau.s le cas des coques rivées il faudra encore majorer. On constate en effet que si on utilise les valeurs Froude pour des navires de longueurs déterminées et qu'on les transforme en Cf on trouve des courbes Cf = /(11,), qui se situent
nettement au-dessus de la courbe de Schoenherr.
La American Towing Tank Conference 1947, partant de la courbe de Schoenherr,
recommande de majorer Cf de 0.0004 pour tenir compte de la rugosité, dans le cas des navires
nouvellement construits, la coque étant propre. II est evident que cette majoration de 0.0004
ne peut 'are qu'une valeur moyenne, la roughness allowance » se situant entre les limites fort distantes de 0.0001 et 0.0010, sa valeur pour un navire marchand neuf et fraichement peint varian.t de 0.00015 à 0.0004. (1)
On a essaye de chiffrer la rugosité d'une coque en traont des courbes de rugosité.
fit varier la rugosité en appliquant des grains de sable de diamètres croissants, ces grains de sable recouvrant la surface entière des tuyaux.
Les résultats de Nikuradse furent utilises par Prandtl et Schlichting au calcul de la resistance de teles planes et traduits en courbes. Ces courbes donnent la resistance spécifique de frottement Cf en fonction du nombre de Reynolds Re porté sur une base logarithmique et cela pour diverses valeurs de la rugosité relative en grains de sable--' L est la longueur
ks
de la surface, ks le diamètre du grain de sable (3).
0,0 030 0,0ot 0,0oto Re.1 et t ion cc. 0.. cleo.n
-b cit.,-.j
- Re
o 1I- I
-0_
amillrell..
1 11MIN
-141
4 i%iii
0161710
Lte
1111....
.. .., .--. si:L....morriv0
...irmq
.
4.1s5dlik
A. 5 a 7 8 9 lo 5 9 6 1 8 '3it0 3 R e FIG. 1La fig. 1 donne ces courbes dans une zone recouverte par les navires usuels. La ligne inclinée est la courbe Cf de Prandtl-Schlichting pour surfaces lisses. Pour une rugosité rela-tive donnée il existe un nombre de Reynolds au-dessous duquel la valeur de Cf ne se trouve pas augmentée du fait de la rugosité : Cf suit la ligne de surface lisse. Aux grandes vitesses au contraire le coefficient Cf atteint une valeur constante, la resistance de frottement étant, pour ces gran.ds nombres de Reynolds, proportionnelle au carré de la vitesse. Une zone de transition, assez large d'ailleurs, existe entre la zone oil la paroi agit comme si elle était lisse
et la zone où la rugosité agit d'une facon parfaite. Le diagramme a été complete par une courbe Froude pour n.avire de 436.5 pieds, qui est la longueur du turbinier TERVAETE. Cette courbe
Froude n'est autre que la courbe Cf qui traduit les coefficients de Froude en Cf pour un na-vire de 436.5 pieds.
II. DÉTERMINATION DE LA RUGOSITÉ EN PARTANT DES MESURES DE
VITESSE, DE POUSSRE ET DE PUISSANCE
La mesure de la poussée et de la vitesse permettent, si on a fait des essais au bassin,
Des essais de traction en bassin on peut déduire eu effet la résistan.ce résiduaire pour la vitesse mesurée en mer. Les essais de propulsion en bassin ont conduit à revaluation
du coefficient de succion 1. En admettant qu'il n'existe aucun effet d'échelle sur ce coeffi-cient i, on pourra deduire de la mesure de la poussée T la valeur de la resistance à ravance-ment R T (1 Déduisant de cette resistance R la resistance résiduaire R,. et la resis-tance à l'air de la partie émergeante du navire Ra, resisresis-tance que l'on peut obtenir de faeon
suffisamment exacte par calcul, on obtient une valeur de la resistance de frottement, qu'il faudra encore corriger d'un certain pourcentage, assez faible, pour tenir compte du frottement des quilles de roulis et d'une certaine resistance due aux petites deviations du gouvernail. On obtient ainsi finalement Rf, resistance de frottement de la carène, qu'il suffira alors de diviser par 1 /2 p v2F pour obtenir le coefficient de frottement Cf. Ce coefficient Cf peut étre compare au coefficient Cf de la courbe Schoenherr, ce qui conduit A la majoration de
rugo-site AC1, la « roughness allowance ».
Pour le calcul de la viscosité cinématique, entrant dans la formule du nombre de Reynolds R il a été fait usage de la table de Lyle et Hosking. L'emploi de la formule de
Schoenherr étant assez compliqué, il a été fait usage de la valeur Cf utilisée pour le depouille-ment des résultats du « Lucy Ashton » Cf = 0.4631 (log Re)-26 (4).
Il n'est pas difficile de determiner la rugosité exprimee en grain de sable equivalent en reportant à la fig. 1 la valeur calculée de Ci. 11 suffira d'interpoler entre deux courbes Cf correspondant à des rugosites relatives connues.
k,
Si on ne dispose pas de la mesure de la poussée on peut calculer la majoration de
k,
rugosité AC1 ou la rugosité relative it en partant de la mesure de la puissance.
La puissance fournie à l'hélice dhp étant connue, on peut en déduire la puissance
effective ehp, à condition de connaître le rendement de propulsion « quasi-propulsive
effi-ciency ». Ce rendement a été determine par les essais de propulsion du modèle et on admettra derechef qu'il n'y a pas d'effet d'échelle du modèle au navire. Il faudra de plus faire une légère
correction si le coefficient de charge de l'hélice n'est pas le méme sur modèle que sur reel. Connaissan.t la vitesse, la resistance totale à l'avancement se calculera aisement en partant de ehp. Les calculs s'achèvent de la méme faeon que dans le cas où on dispose de la valeur de la poussée. Les résultats de ces calculs sont évidemment affectés de l'erreur sur le rendement de propulsion cause par l'effet d'échelle.
III. DETERMINATION DE LA RUGOSITE EN PARTANT DE LA
COURBE DES VITESSES DE LA COUCHE LIMITE
Divers auteurs ont montré la possibilité de calculer la resistance de frottement
des surfaces planes connaissant la répartition des vitesses dans la couche limite. Allan a fait ces calculs pour des essais en laboratoire sur surfaces planes (5). Kempf a deduit des courbes de vitesses relevées dans la couche limite d'un navire la rugosité équivalente en grain de
sable (6).
Toutes les fois qu'on mesure la vitesse du navire au moyen d'un pitot-log, dont la
distance de l'orifice d'impact A la paroi est réglable, il est aisé de relever la courbe des vi-tesses dans toute l'épaisseur de la couche limite. Il faudra veiller toutefois à donner A. la tige du pitot-log une longueur qui lui permette de traverser toute la couche limite.
On sait que si, A l'arrière d'une surface plane de largeur 1, règne une couche limite
d'épaisseur la vitesse à l'extérieur de la couche étant U, la vitesse dans la couche limite
A une distance y de la paroi étant u, la loi de la variation de la quantité de mouvement donne la résistance D sur cette largeur 1 (fig. 2) :
8
D u (U u) dy
Si l'on peut admettre qu'on puisse, l'aide de cette formule, évaluer la résistance de frottement de surfaces planes, il va de soi que si on l'applique au calcul de la résistance de
frottement d'une carène, l'effet de forme est tel qu'on ne peut espérer obtenir que des
valeurs approchées de cette résistance. De plus on n'est renseigné que sur la résistan.ce d'une bande de tôle située à l'avant du pitot-log.
Il est cependant surprenant de constater le faible écart entre la valeur de Cf que
fournit cette méthode et la valeur de Cf déduite de la mesure de la poussée.
Ainsi qu'il a été recommandé par plusieurs auteurs, il y a done un grand intérét, au cas oil la mesure de la vitesse se fait par pitomètre extensible, que le personnel des machines relève au moins chaque voyage la vitesse en divers endroits de la couche limite et juge, l'examen du profil des vitesses, de l'avancement de la salissure de la carène.
IV. CALCUL DE LA RUGOSITÉ DU TERVAETE
Les méthodes exposées aux chapitres II et III ont été appliquées au calcul du coeffi-cient de frottement Cf, done A l'évaluation de la rugosité.
Les tables I et II résument les calculs.
Les calculs se rapportent aux données figurant au mémoire « Sea Trials on a Victory Ship AP3 in normal merchant Service » présenté par l'auteur au Spring Meeting 1953 de
l'Institution of Naval Architects et de l'Institute of Marine Engineers.
Seuls ont été analysés les essais qui eurent lieu par temps calme ou relativement calme. Le voyage Anvers-Gibraltar fut particulièrement intéressant parce que le navire
sortait de cale sèche. De plus le temps fut beau pendant tout le voyage. Les résultats de ce
voyage furent tous utilisés sauf ceux se rapportant à la journée du 18 décembre 1951, la hauteur des vagues rencontrées étant alors de 20 pieds.
Le voyage Anvers-New York-Copenhague eut lieu en avril-mai 1952 après un voyage de 3 mois aux Indes. Le séjour du bateau dans des ports des Indes et de l'Afrique Orientale avait entrainé une salissure assez importante de la coque.
L'état de la coque pour ces deux voyages est caractérisé par les courbes de distribu-tion des vitesses dans la couche limite fig. 2. Pendant le voyage Anvers-Gibraltar on lie
dis-posa d'une échelle fixe permettant un relevè précis de la courbe. Cette échelle ayant été apportée par la suite, la courbe put étre relevée d'une fac,on plus précise, immédiatement après un nouveau passage en cale sèche, les 25 et 27 janvier 1953, par beau temps.
Des courbes coque salie qui furent relevées pendant le voyage Anvers-New
York-Copenhague seule la courbe du 10 mai 1952, relevée dans une mer très calme, fut retenue. La plus grande distance de l'orifice d'impact A la tôle de fond done pitot log com-plètement sorti est de 35 pouces, épaisseur approximative de la couche limite.
Afin de préciser l'allure des deux courbes, elles sont transformées à l'échelle loga-20
TABLE I
front skip-model correlation edperiment,
1. Date 17 Dec. 17 Dec. 17 Dec. 19 Dec. 20 Dec. 1951 1951 1951 1951 1951
From mean curve dhp corrected
Observation Number 21 22 23 25 26
for weather, Antwerp-New York
Beaufort Scale 2 - 3 3 - 4 3 - 4 3 0 - 1
1952. Curve from T.M.B. fig. 4
4. Speed in Knots 15.99 16.23 16.50 16.80 16.89 14.8 16.3 17.25 5. Displacement in tons 14 000 14 000 14 000 13 895 13 825 12 245 12 245 12_ 243 ti. Reynolds number Re S.62 X 108 8.9 x 108 9.1 x 108 1.07 x 108 1.1 x 108 8.74 x 108 9.62 x 108 1.02 x 108 7. clip as predicted by N.P.L. 4 020 4 271 4 566 4 913 5 012 8.
Total resistance in kg. from 7
37 080 38 850 40 850 43 150 43 800 9.
Frictional resistance in kg from Froude
24 630 25 330 26 080 26 860 27 030 10. Residuary resistance in kg : 8 - 9 12 450 13 520 14 770 16 290 16 770 11. Thrust in lb. as measured T. 117 000 129 200 138 600 140 400 140 500 12.
Thrust deduction factor t from N.P.L.
0.235 0,238 0.240 0.241 0.241 Calculated resistance in kg. T (1 - t) 40 580 44 630 47 750 48 250 48 330 14.
Calculated air resistance in kg.
854
710
760
2 270
928
Calculated frictional resistance 13 -(10 +14)
27 276 30 400 32 220 29 690 30 632 I(i.
Correction for rudder dev. & bilge keels
546 608 644 594 613 17.
Corrected frictional resistance in kg.
26 730 29 792 31 576 29 096 30 019 18.
Cf calculated from thrust
0.00208 0.00225 0.00230 0.00205 0.00210 19.
Cf from Reynolds number -ScIuiilirr
0.00156 0.00155 0,00155 0.00152 0.00151 0.00156 0.00154 0.00152 20.
A Cf from thrust measurement
0.00052 0.00070 0.00075 0.00053 0.00059 21. A Cf from T.M.B. experiments 0.00094 0.00100 0.00106 22.
A Cf T.M.B. corrected for air resistance
0.00086
0.00092
0.00098
23.
('f from 22 and Schoenherr line
0.00242 0.00246 0.00250 24. dhp as measured 3 375 6 535 7 185 7 200 7 155 25.
Quasi-propulsive coefficient from N.P.L.
0.775 0.774 0.773 0.774 0.775 '27. clip from dhp 4 320 5.055 5 353 3 570 5 540 27.
Total resistance from ehp 26 in kg.
39 900 45 950 49 700 48 950 48 400 28.
Corrected frictional resistance from 27
26 064 31 086 33 487 29 782 30 166 29. Cf calculated from dhp 0.00202 0.00234 0.00244 0.00210 0.00211 30.
A Cf from torque measurement
0.00046
0.00079
0.00089
0.00058
rithmique fig. 3. Seule la partie de la couche limite touchant la tôle sur une épaisseur de
8 pouces répond à une loi logarithmique. Cette loi est v 0,120
u
pour la coque propre : = 1.021
('
U
pour la coque salie
Comme les résultats des essais sur modèle effectués au tank de Washington ont été directement transformés en courbes d'égale majoration ACf par rapport à la courbe Cf de Schoenherr, leur interprétation pour le sujet qui nous occupe est aisée. Ces résultats ne
peu-vent cependant ètre d'utilité que pour les calculs relatifs au voyage Anvers-New-York.
Pour calculer le coefficient de frottement Cf relatif au voyage Anvers-Gibraltar il faut
utili-ser les résultats de Teddington. La favon dont ces résultats sont exploités a été exposée
au chapitre II. Les calculs ont été effectués, d'abord en partant de la poussée, puis en
par-tant de la puissance fournie à l'hélice dhp. Les Cf obtenus en parpar-tant de la poussée sont
entachés de l'erreur de la mesure de la poussée. L'inspection des points d'appui des plagues d'équilibre du palier de butée, lors du carénage de décembre 1952, révéla des excentricités qui ne permirent pas d'espérer une précision dans les mesures meilleure que 6%. Il est pro-bable cependant que cette usure s'est produite progressivement, les mesures des poussées pendant les voyages de 1951 étant affeetées d'une erreur se rapprochant plus des 2%
garan.-tis par le fabricant. C'est la raison pour laquelle la poussée a été utilisée pour les calculs relatifs aux voyages de 1951, alors que les calculs relatifs aux voyages de 1952 tiennent
com-TABLE II. Cf from velocity-tine of boundary layer
92
0,164
U
Y
= 1.0l2)
pte uniquement des puissances. Les AC1 des courbes de Washington (fig. 4) sont basés d'ail-leurs, non sur l'égalité des poussées, mais sur l'égalité des puissances. Il est intéressant de comparer les ACf obtenus en partant des puissances aux ACf obteaus en partant des
pous-sées. Cela a été fait pour 1951 : il y a évidemment des écarts entre les AC1 poussée et les ACf
puissance, mais ces écarts comme on peut le constater à l'examen de la table I sont
rai-sonnables, compte tenu de l'erreur de zéro et des fluctuations de l'aiguille de l'indicateur de poussée d'une part et de l'effet d'échelle dans le rendement du propulseur et de l'erreur de
mesure du couple d'autre part.
Pour le voyage 1952 les calculs ont été assez simples. Comme le bassin de Washing-ton (fig. 4) a fait usage de toutes les données recueillies par mer calme pour en déduire une relation puissance-vitesse dont se trouve exclu l'effet des conditions atmosphériques et
State Dis- Veloc it y
Ul C'f C'f UL Cf Cf =
Date of place- U (at We - - Schoen- mea- A Cf Be --- Schoen- CfSch +
fouling ment 35 in.) v herr sured y herr A (r
27 Jan. Clean 10 125t. 17%4 kll. 5 x 108 0.00167 0.00222 0.00055 1.05 x 109 0.00152 0.00207
1953
10 May Dirty 9 630t. 17 kn. 4.1 x 108 0.00171 0.00262 0.00091 8.5 x 108 0.00157 0.00248 1952
FIG. 2
FIG. 3 *
* Sont portées en coordonnées les valeurs absolues des log. Briggs. o 3
05 lO Log
15
1
Velocity Distribution in Boundary Layer,
Velocity distribution in boundary layer .
a deon oh,
b oler 5 monilks vorte to Ind," and EaSt. Africk
"14
-00 O ctoon
BO 78 76 72 68 LEGEND TRtALS OF SS TERVAETE
PREDICTIONS FROM MODEL 3801
D SPLACEMENT = 12 245 TONS DRAFT (MEAN) = 23.625 FT. 6 RittahleiR5000 71,- A ' limo 13 16 17 Is SPEED IN KNOTS FIG. 4
établi également deux courbes de puissance à ACf = 0.00094 et AC, = 0.0010,i1 fut aise, d'établir ACf pour notre bateau a diverses vitesses. Ce ACf a été établi pour 3 vitesses A. partir de la relation Schoenherr nous avons calculé Cf.
Les C obtenus de cette facon pour le voyage de 1952, de méme que les Cf calculés a partir de la poussée et des résultats de Teddin.gton pour le voyage de 1951 ont été reportés sur le diagramme Cf R, (fig. 1).
Remarquons
10) Les ACf resultan.t des courbes Washington comprennent la résistance de l'air alors que dans les calculs bases sur les résultats de Teddington la resistance de l'air a été
soustraite pour arriver à la resistance de la caréne. Dans le cas du Tervaete il faut enlever
0.00008 àAC1 pour éliminer l'effet de la résistance de l'air et arriver, en ajoutant ce AC,
au Cf de la courbe Schoenherr, au Cf réel. La resistance de l'air a été calculée d'après Baker (9).
2°) Les Cf obtenus en partant d(s essais de Washington (coque salie) se situent tous sur une courbe régulière, ce qui n'a rien d'étonnant vu qu'on est parti d'une courbe qui avait
déjà éliminé la dispersion.
3°) La dispersion des C1 du voyage 1951 (coque propre) est assez prononcée: la courbe
moyenne Cf se trouve légérement au-dessus de la courbe de niveau
k
= 1 x 10e. Les points82 9 000
70 6,000
h-11:11n.mh 8.000
au-dessus de la courbe moyenne se rapportent aux Nos d'observation 22 et 23 où le vent dans
l'échelle Beaufort avait une intensité 3-4, tandis que le point au-dessous de la courbe moyenne
se rapporte au no d'observation 25 où le nvire était poussé par une vague de 18 pieds de hauteur venant de 55 degrés tribord arrière. II en résultait, par suite de l'état de la mer,
dans le premier cas une augmentation. de Cf, dans le second cas une réduction de Cf.
De la position moyerine des Cf dans la figure 1 on peut déduire, pour les deux cas, coque propre et coque salie, la rugosité équivalente en grain de sable dans l'échelle de
Niku-radse. On obtient pour la coque propre 1;8 0,14 mm, et pour la coque salie ks 0,30 mm.
11 est assez curieux de noter que si, pour la coque propre la courbe moyenne Cf parait
suivre la courbe de rugosité constante 1 x 106, il n'en est pas de méme pour la courbe moyenne Cf coque salie qui est fortement inclinée sur la courbe de rugosité 5>< 105. Il est possible que
dans le cas de la coque salie, les vitesses supérieures avec Re de l'ordre de 109 ayant été rele-vées le matin de la journée de Polperro alors que la mer était modérée, Cf ait été affecté de cet état de la mer pour les vitesses supérieures. Par contre, le calibrage du pitot-log ayant été exécuté avec moins de précision pour les essais avec coque propre que pour les essais avec coque salie, les Cf et la rugosité équivalente en grain de sable pour coque propre sont
affectés de cette erreur de calibrage.
La table II donne les Cf et les 6.Cf par rapport 6. Schoenherr, calculés en partant du profil des vitesses dans la couche limite. Si 1 est la distance du pitot-log à l'avant du navire, le coefficient de frottement est donné par
2 1
f
1/ 1U
dy 1 U2
p U2 F U/Du nombre de Reynolds à l'endroit du pitot-log R = on déduit Cf. de Schoenherr
d'où un AC1 qu'on suppose le méme en passant de 1 à L, lon.gueur du navire. On calcule
UL
alors Re = puis Cf Schoenherr pour cette valeur de Re et on y ajoute ACf, ce qui donne le Cf pour tout le navire.
On s'apervoit que l'investigation de la couche limite conduit à un. ACf = 0.00091,
ce qui est sensiblement le AC1 de Washington, corrigé de l'erreur due à la résistance de l'air.
REFERENCES
F. H. Todd : Skin friction Resistance and the Effects of Surface Roughness, S. N. A. M. E. 1951. J. Nikuradse : Striimungsgesetze in rauhen Rohren, Forschungsheft no 361 V.D.I. 1938.
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J. F. Allan : Wake Studies of Plane Surfaces, February 1953 N.E.C.I.E.S.
G. Kempf-K. Karhan : Zur Oberfldchenreibung des Schiffes, .lahrbuch der Schiffbautechnischen Gesellschaf
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E. V. Telfer : Frictional Resistance and Ship Resistance Similarity, I.N.A. 1952.
G. Hughes : Frictional Resistance of Smooth Plane Surfaces in Turbulent Flow, I.N.A. 1952.
G. Baker : Ship Efficiency and Economy, 2nd Edition 1946, The Journal of Commerce and Shipping
Contribution by Dr ALLAN
This is a very interesting paper vv-ith many points to discuss. Referring to figure 1 Prof. Aertssen shows the typical resistance effect of sand grain roughness. Spots deduced
from clean and dirty ships are represented on diagram. I note that lines have been drawn
through these spots, somewhat in the direction of the roughness lines in the vicinity, certainly
for the « a » spots, and somewhat steeper for the « b » spots. Is it suggested that these spots indicate an agreement with the sand-grain roughness effect ? In my opinion the
evidence is insufficient for any conclusion.
This is a matter of some -considerable interest. In our experience the effect of
struc-tural roughness and general fouling does not give a line with the same general slope as the Inns in the sand-grain picture, but gives a line more parallel to the smooth turbulent line.
As regards Figs. 2 and 3, the boundary layer picture presents a velocity distribution and may be compared with the formula suggested in the North East Coast paper referred
to in my remarks. It is a mistake to deduce a generalization from limited evidence, and although it has been suggested in some quarters that the viscous resistance can be deduced
from the velocity distribution in the thin layer close to the hull, other evidence indicates
that the thickness of the boundary layer is equally important.
Prof. Aertssen remarks on the roughness allowance which he has found in relation to the Schoenherr line, mentioning values of 0.0001 and higher. The standard T.M.B. allo-wance is 0.0004, and published results vary between 0.0001 and 0.0010. These are based on thrust measurement.
In recent ship-model comparisons at the N.P.L., based on power measurement, a
negative allowance has been indicated in relation to the Schoenherr line, and based on thrust
a small positive allowance. This is an indication of the propeller scale effect referred to in
my earlier remarks.
Referring to Table I
thepoint should be
illustrated by comparing the A Cfdeduced from thrust measurement and the A Cf deduced from power measurement. These
values in Table one are in substantial agreement, so that the scale effect referred to does
not appear to be indicated by the « Tervaete » results.
Intervention de M. JOURDAIN
L'exposé remarquablement clair du Prof. AERTSSEN me dispense de lui poser des questions, mais je voudrais souligner le caractère encourageant des résultats qu'il a obtenus
en analysant les relevés faits à bord du Tervaete.
En effet, nous savions bien jusqu'à present que, en adoptant un coefficient de rugosité
convenable, il était toujours possible de rétablir l'accord entre le reel et le modèle, rnais,
comme vient de le rappeler le Dr. Allan, ce coefficient de rugosité était different suivant que
l'on recherchait l'accord des couples ou celui des poussées. Aussi, sans méconnaître l'existence
physique de la rugosité, l'impossibilité de la définir par un chiffre unique m'a toujours incite une grande reserve dans l'emploi des coefficients correspondants, qui peuvent laisser l'im-pression d'un artifice de calcul fort utile pour amener en concordance des résultats qui ne
le sont pas. Cette impression est renforcée par la difficulté, qui vient d'être rappelée, de mesurer objectivement la rugosité d'une coque, difficulté qui autorise une grande liberté dans rappréciation de ce phénomène.
Le Prof. Aertssen nous apporte un resultat nouveau : non seulement les rugosités qu'il a déduites du couple et de la poussée sont pratiquement les mémes, mais encore elles coM-cident avec celle qu'il a tirée de mesures de vitesse dans l'épaisseur de la couche limite. Bien entendu, pour passer des mesures brutes à revaluation d'un coefficient de rugosité ou d'un
A Cf, il a dû faire, dans chacune des trois méthodes employees, des hypotheses discutables,
mais il semble bien qu'elles soient les plus naturelles en l'état actuel de la question et, en tout cas, elles n'ont visiblement pas été choisies pour les besoins de la cause : il y a Id une
présomption pour que, dans le cadre des méthodes et hypotheses du Prof. Aertssen, la con-cordance des rugosités obtenues par les trois procédés ne soit pas fortuite eL il serait fort in.téressant de la verifier sur d'autres navires.
Si ce résultat était general, on pourrait alors, dans les cas frequents on l'on ne diFpose que de l'un des elements (couple, poussée, vitesses dans la couche limite), considérer que la rugosité que l'on peut en déduire est caracteristique de la coque dans l'etat où elle était au moment de l'essai. On pourrait done espérer réunir des résultats en assez grand nombre pour établir une correlation entre la valeur numerique de la rugosité et les divers facteurs qui la déterminent (coque soudée ou rivée, nature de la peinture, salissure, etc...) et, par cette cor-relation, chiffrer à priori et objectivement la rugosité d'une coque donnée. Il y a aurait un progrès certain dont nous serions redevables au Prof. Aertssen.
Contribution by Prof. E.V. TELFER.
I
present my compliments to the author for his most interesting paper; many
points are quite impossible to discuss from first reading.
In the use of the Prandtl-Schlichting convention, I say convention because all it is, for the assessment of ship's roughness you have to appreciate, that in deducing a diagram,
Nikuradse's rough surface experiments have given us a presentation of the pure type of
roughness. Still in actual practice you don't meet such a thing. Objections to Prandtl's
work have been raised by various people, here and in America, and show that the
mechanism of transition from pure to mixte roughness gives differences which amount broadly to this : you have a particular P.S. line for pure sand-roughness, then for the mixture you have a transition line as shown on this diagram.
In conclusion it is a question of slope.
Once the roughness is saturated, it does appear that the value is equal to that
found for pure sand-roughness.
The mechanism is shown easier and simpler in my own presentation.
The partially saturated roughness lines seem to slope down in my experience and
never you will find a line going up. By noting the effect given by the slope you have an idea of that particular partial roughness. Referring to Prof. Aertssen's paper, I have taken out the effect of the Polperro mile condition :Prof. Aertssen gives as size of barnicle as the ship went in dry dock in New York about 30 cV density roughness, and making calculation
at Re 109 you derive for 30 % an increase of 0.00066 effect of roughness. This is nearer
to the facts of ship's roughness knowledge in this presentation, than we are settling from the P.S. convention.
One other point : I think the use of boundary layer momentum integration is very
interesting and promising but feel that another precaution must be taken, due to Dr Allan's own work, as whether you can sample at one position around the ship t he actual momentum to apply all round. It is not the same in the bilge or further up ! You want at least one
measure on center line, one on the bilge side, one further up to see if constant Momentum exists around belt in actual ship. We know things from planks and ships, but the analogy
plank-ship is not extraordinary.
But a start has been made and I congratulate Prof. Aertssen for the results arrived at. I have great interest in more work to be published by CeBeReNa and Prof. Aertssen.
Reply by Prof. AERTSSEN
I thank Dr. Allan for his contribution.
Lines are drawn indeed through the spots of the roughness diagram. The author
supposes that they represent the roughness lines for clean (a) and dirty (b) ship : the spots above line a relate to observation numbers 22 and 23 where the wind was 3-4 in the Beaufort
scale and the spot beneath line a relates to observation number 25 where the vessel was
pushed by a following sea of 18 foot high from 55 degrees starboard. It is not suggested
that the lines indicate an agreement with the sand grain roughness theory. They are drawn 1
as a means to determine - for the actual state of fouling. k9
I agree with Dr. Allan's statement that, before we understand fully the behaviour of boundary layer on ships, many measurements are to be done in a next future.
It is
obvious that thickness of the belt is important, as thickness has an effect on velocity dis-tribution. The height of diagrams fig. 2 and fig. 3 is 35 in., corresponding approxima tely
with boundary layer thickness for both clean and dirty ship.
The roughness allowances in relation to the Schoenherr line of 0.0001 to 0.0010 are taken from technical literature (reference 1).
Dr. Allan's remark on a difference between A C1 determined from power and thrust is very interesting.
The aim of this paper was essentially to show the correlation between boundary layer measurements and engine measurements. The vessel left dry dock December 1951 for a
voyage to India. Measurements were done outward from Antwerp to Gibraltar with a
clean vessel and the results of this trial compared with a boundary layer calculation. These
results do not bring forward any substantial disagreement between A C1 from power and A C1 from thrust.
The roughness allowance for the dirty vessel, after her India voyage, in April 1952,
was deduced by T.M.B. from power measurement alone, and that value of A C1 was used for the comparison with the A Cf from boundary layer calculation.
In respect to Dr. Allan's remark it is certainly of interest to calculate A Cf from
both power and thrust measurements for the voyage Plymouth-New York April 1952 wiLh
dirty vessel and to compare these A C1 with the allowance T.M.B.
The calculations are made in the same way as given table I and are based on the
model experiments N.P.L. However, in order to obtain A C1 from power, instead of assuming quasi propulsive efficiency the same for the ship and the model as was done for a clean hull, the propulsive efficiency was now reduced by two per cent on account of the
higher load of the prop3Iler : Cs indeed was increased by some 10 per cent.
The calculations are made for all observation numbers where weather was fine. From
the four groups of runs on the measured mile, only groups I and II are used for calculation. Groupe III gave a thrust measurement which is obviously on the high side and groupe IV relates to a very low speed where measuring is somewhat difficult.
