door
R. Verbeek
Technisch rapport 5330-8201
Drunen, januari 1982
111.3 Interactie verschijnselen tussen thrusters 31 Inleiding
Tunnelthrusters 2
11.1 Inleiding 2
11.2 Theorie 3
11.3 Impellers met verstelbare en vaste spoed 11 11.4 Invloed van de constructie op de stuwkracht 12
11.4.1 Tunnellengte 13
11.4.2 Grid bars 13
11.4.3 Vorm van in- en uittree-opening 15
11.4.4 Guide vanes 16
11.4.5 Inclinatie scheepshuid 17
11.4.6 Plaats van tunnel in schip 18
11.5 Invloed van de bewegingen van het schip 18
11.5.1 Inleiding 18
11.5.2 Grootte en richting relatieve snelheid 19
11.5.3 Diepgang van het schip 21
11.5.4 Afstand schip tot een object 21
11.5.5 Golven 22
11.6 Afwijkende constructies 22
11.7 Tunnel/tunnel en tunnel/hoofdvoortstuwer interacties 23
11.7.1 Inleiding 23
11.7.2 Meervoudige tunnelthrusters 23
11.7.3 Tunnels in het achterschip 25
11.8 Conclusies 27
Schroef/straalbuis combinaties (ducted thrusters) 29
111.1 Inleiding 29
111.2 Het gedrag van een schroef/straalbuis combinatie
111.4.3 Thruster/romp interactie, geen stroming 35
111.4.4 Thruster/romp interactie, stroming 37
111.5 Conclusies 37
Iv. Aanbevelingen 38
IV.,l Tunnelthrusters 38
IV.2 Ducted thrusters 38
Literatuur 40
Nomenclatuur 46
Appendix I
I. Inleiding
Door Lips B.V. is in opdracht van het CMO een literatuuronderzoek verricht over de netto stuwkracht van thrusters (contract nr. 81/1693/7.3).
In dit onderzoek is onderscheid gemaakt tussen twee soorten thrusters, t.w. tunnelthrusters en schroef/straalbuis combinaties (ducted thrusters) (zie fig. 1 en 2).
De achterliggende vraag hierbij is welke factoren van invloed zijn op de stuwkrachtlevering van een bepaalde thruster.
Het is van belang te weten welke factoren van invloed zijn op de
stuw-kracht en hoe de invloed is.
In het onderhavige versiag is een inventarisatie gernaakt van deze factoren. Aangegeven is wat de invloed op de stuwkracht is.
In hoofdstuk II geschiedt dit voor tunnelthrusters. In hoofdstuk III voor ducted thrusters.
Tenslotte zullen in hoofdstuk IV enkele punten aangegeven worden waarbij verder onderzoek zinvol lijkt.
Hoofdstuk II Tunnelthrusters
11.1 Inleiding
In het algemeen bestaan laterale thrusters uit een leiding waarin een axiale pomp werkzaam is. De meest toegepaste vorm bestaat uit een cirkel-vormige buis waarin een impeller met vaste of verstelbare spoed geplaatst is. Uitvoeringen met meerdere tunnels, geplaatst in de boeg of -in het
achterschip vinden oak veelvoudig toepassing.
De door de thruster op het schip uitgeoefende momenten en krachten
zullen afhangen van o.a. de impellerkeuze, de constructie van de tunnel, de vorm van het schip en de bewegingen van het schip.
Er zijn in principe twee groepen factoren te onderscheiden waardoor de stuwkracht zal afwijken:
Bemnvloeding van de stuwkracht en het moment t.g.v. de constructie van de tunnel.
Beìnvloeding t.g.v. de bewegingen van het schip in het water.
Het enige wat van de impeller van belang is zijn de opvoerkarakteris-tieken. Uiteraard worden deze beTnvloed door de vorm van de bladen en de uitvoering van de impeller (vaste of verstelbare spoed).
In 11.2 zal enige theorie over tunnelthrusters gegeven worden, teneinde het inzicht in de werking van deze te vergroten.
In 11.3 zal ingegaan worden op het onderscheid tussen impellers met vaste en verstelbare spoed.
De invloed van de constructie op de prestaties kamt in 11.4 aan de orde. De beinvloeding van de prestaties door de bewegingen van het schip
worden onderzocht in 11.5.
In 11.7 zullen tenslotte de interacties tussen rneerdere, naast elkaar gelegen tunnels en de interactie tussen de hoofdvoortstuwer met de hektunnels behandeld worden.
In 11.8 zijn enkele conclusies weergegeven.
11.2 Theorie
Het volgende is een compilatie van de beschouwingen over enkelvoudige thrusters zoals deze in de literatuur gevonden zijn (zie [1.], [2]
[3] [4]
De beschoi..iinq is geldig voor een impeller geplaatst in een ci rkelvormi ge buis. De buis is geplaatst tussen twee evenwijdige wanden (zie fig. 3). De impeller verporrpt water van bakboord naar stuurboord.
Het water wordt aangezogen, passeert de rotor en zal In de vorm van een vrije straal de tunnel verlaten.
De stroming in gebied I gedraagt zich als een putstrorning Uit continuiteitsovenegingen volgt:
A
= () VR
Toepassing van de impuiswet op gebied I levert dan
R-p1.fl--
Jv.cI1
iE
4waarin AN = A1 - AR
en FN =
1
N dA de door de stroming op het rodeel
uitge-i oefende kracht is.
Indien het beschouwde gebied A1 groot genoeg is t.o.v. AR (AR1Al « i) geldt:
fpt
=
Rn
- Pr
-
p.
P.
1. Getallen tussen [ ] verwijzen naar de literatuurlijst.
(i)
Toepassing van de wet van Bernoulli op de stroming op oneindig en die op de oppervlakken ABC en DE levert in combinatie met (2)
F,
Hierin is de soin van de weerstandsfactor en van de inlaatopening en het gedeelte van de tunnel tot aan de impeller.
Op de inlaatopening werkt dus naast de normale statische druk een extra
2
zuigkracht ter grootte van ARVR (1-r1).
De rotor levert een statische drukverhoging P.
= P2 - P1
Toepassing van de wet van Bernoulli op het hele systeem levert
=
+ :&4
is gelijk aan de som van de weerstandsfactoren van de uitlaat-opening en het stuk tunnel na de rotor.
De impulsstelling toegepast op gebied II levert
o
(f:JI:R)_
Imet AN = A - AR.
Door de wrijving neemt de kracht op de romp dus met een bedrag van
2
PV 2.AR af.
Door het drukverschil over de rotor zal een stuwkracht TR op de romp uit-gecefend worden.
-i;=
(5)
Totaal zal op de romp een kracht uitgeoefend worden ter grootte van
T
F,1+ fo ((
r
-.
TR
V,
-
t'
(6)
Dit resultaat is uiteraard identiek aan datwat gevondenwordt indien voor de gehele constructie de impuisstelling toegepast wordt.
Indien geen verliezen optreden, geldt dat
TR/Ttot = 0.5
In dat geval wordt de halve stuwkracht door de rotor geleverd. De andere helft ontstaat door zuigwerking op de intree-opening.
In werkelijkheid treedt wrijving op en zullen verliezen optreden bij de intree- en uittree-opening van de tunnel.
Hierdoor neemt het aandeel van de stuwkracht van de rotor in de totale stuwkracht toe.
Het werkpunt van de installatie is afhankelijk van de ponpkarakteristlek van de impeller en wordt gevonden door de ponipkarakterlstlek te snljden met de systeemkarakteristiek (zie fig, 4).
Het door de impeller opgenomen vermogen P bedraagt
9
(7)
Hierin is flp het rendement van de impeller gebaseerd op de statische opvoerhoogte. Hierin zijn dus rotatieverliezen, wrijvingsverliezen en z.g. "docdwater-verliezen" verdisconteerd.
In het ideale geval geldt
r
(8)
Uit het voorgaande kunnen een aantal karakteristieke grootheden be-paald worden. Indien het werkpunt van het systeern beschreven wordt rn.b.v. de dimensieloze stuwkracht en koppelcofficient KT en K
T
=
¡ r1
/21TprtD
kan de stuikracht per eenheid vermogen geschreven worden als (zie [5]):
TE
f'/3
2"t
11_W
çir)'1
Hierin is
liD de in [5] gedefinieerde merit factor
RTT
Een andere dimensieloze systeemgrootheid is de Bendemann factor
Tb
T
Tj
tfty1
De merit factor en de Bendemann factor zijn op een constante factor na gelijk. In het ideale geval is de Bendemann factor Tb gelijk aan
tLd
(2.13
(9)Uit (9) voigt dat enige diffusie van de vrije straal gewenst lijkt. In de praktijk houdt dit in dat de tunnel divergeert.
Hier zijn enige bezwaren [1] tegen op te werpen (oak de metingen he-vestigen dit (zie [6])).
I-let rendement van een korte, wijde diffusor is siecht.
Hierdoor zal de theoretisch haalbare verhoging van Tb verminderen.
Toepassing van een diffusor leidt tot grotere openingen in de romp. Dit zal van invloed zijn op de weerstand van het s chip.
Door de grotere doorsnede van de straal zal bij gelijkblijvende stuwkracht de gniddelde sneiheid V afnemen.
Hierdoor zal de verhouding
m scheepssnelheid snetheid in straa
toe nemen.
Voor grotere waarden van m is een aanrnerkelijke stuwkrachtsvennindering te verwachten (zie 11.5.2). In het volgende zullen daarom alleen tunnels zonder diffusor bekeken worden,
Na substitutie van A = AR en V = VR in de formules luiden deze Stuwkracht rotor:
TRp2(
lr+z;,).A
(10) Zuigkracht op tunnel-intree:_
r0P?
(t_
Drukkracht op tunnel-uittree: (12)De Bendiann factor bedraagt in het ideale geval:
Tb = 21'3
voor=1en1=2=O
Het ugt voor de hand de werking van de thrusters te relateren aan dat wat theoretisch haalbaar is. Daarom wordt de effectiviteit van een thruster gedefinieerd door
\2)3
I
-t
?bd
'- --7_)
De verhouding tussen de door de impeller geleverde stuwkracht TR en de totale stuwkracht Tt0t bedraagt
(16) (17) Totale stuwkracht: (13) Toegevoerd verflogen:
,_p_
ÇR
f)
tip
(14) Bendemann factor:Lb
TE
_
23
(15)Combinatie van (16) en (17) geeft:
Formule (18) staat in fig. 5 geschetst.
Indien van een thrustersysteem Tt0t, TR en P gegeven zijn, kunnen m.b.v. (16), (17) en (18) np en (c1
+ bepaald worden.
Uit (17) voigt dat voor grote waarden van
+ de verhouding TR/Tt
groter dan 1 kan worden d.w.z. dat de totale stuwkracht op de romp kleiner is dan de stuwkracht van de rotor (in [7] is een dergelijke meting gerapporteerd).
De hierboven gedefinieerde effectiviteit is de verhouding tussen de met een bepaald vermogen behaalde stuwkracht en de stuwkracht welke met dat vermogen in het ideale geval behaald kan worden.
Uit (15) en (16) kan een relatie afgeleid worden tussen de stuwkracht per eenheid vermogen, de effectivitelt en het vermogen per opperviak.
'>., (
Formule (19) staat in fig. 6 geschetst.
Als richtwaarden van de weerstandsfactoren kunnen de volgende waarden aangehouden worden ( [8], [22]):
Intree-openi ng:
Goed afgerond = .01 - .10
Rand afgeschuind = .25
Rand recht afgesneden = .5 Tunnel:
= X.
L = tunneliengte D = tunneldiarneter
Uittree-openi ng:
Indien het water de dwarsbuis via een scherp uitstroonistuk veri aat zijn de verliezen gering. Afronding geeft loslating en extra verliezen. Gegevens over weerstandscoèfficienten zijn niet gevonden.
Deze zullen echter laag zijn in vergelijking met de weerstandsfactor van de uittree-opening.
Met behuip van bovenstaande formules kan een schatting gemaakt worden van de effectiviteit van een tunnel thruster.
Stel: L/D = 2
- tunne1 = .05
tot t.g.v. in- en uittree = .3
Het rendement van een verstelbare impeller met een speed-verhouding P0 7/D : 0.8 bedraagt 60 à 65 %.
Hiermee bedraagt : TR/Ttot = 0.675 en
Te = 58 à 61 %.
Met dezelfde gegevens maar een L/D van 15 wordt dit: TR/Ttot = .8375 en
Te =
Voor systemen met veel hydraulische verliezen (lange leidingen, bochten etc.) dient een betrouwbare waarde van uit een analyse van de systeem-en pornpkarakteristieksysteem-en verkregsysteem-en te wordsysteem-en.
Indien de veri iezen en het pomprendement bekend zijn kan echter snel een indruk verkregen worden van de stuwkracht van de thruster.
In het voorgaande is een beschouwing gegeven over de karakteristieken van een enkele tunnelthruster geplaatst tussen parallelle wanden. In de praktijk zal hier altijd van afgseken worden. Hierdoor zal de stuwkracht veranderen. Door de bewegingen van het schip t.o.v. bet
orn-ringende water zullen de in- en uitstroom condities wijzlgen. Dit heeft cok zijn weersiag op de stuwkracht. De keuze van de soort pomp tenslotte heeft invloed op de pompkarakteristieken,
11.3 Impellers met verstelbare en vaste spoed
De stuwkracht verandering bij een tunnel thruster vindt bij een impeller
met vaste speed plaats iniddels variatie van het toerental.
Bij een impeller met verstelbare spoed middels een rotatie van de bladen.
De keuze tussen impellers met vaste speed en impellers met verstelbare
spoed hangt niet alleen af van de vraag welke het grootste rendement
heeft. Ook installatiekosten, betrouwbaarheid, bedieningsgemak,
levens-duur en eenvoud van reparatie spelen een belangrijke rol.
Indien een impeller met vaste speed geplaatst is in een bepaalde
con-structie blijft de effectiviteit voor elke bedrijfstoestand gelijk.
Voor deze impeller geldt imers dat
2VR_ n_9
n3
en P
- n
Aangezien de systeemkarakteristiek kwadratisch is zal de impeller bij
dezelfde stuwkracht- en koppelkonstante werkzaam blijven.
De effectiviteit blijft dus ook gelijk.
fletingen aan een impeller met vaste speed bevestigen dit (zie [10]).
Voor een bepaalde onierpconditie kunnen impellers met vaste en
verstel-bare spoed dezelfde prestaties leyeren.
Indien tijdens het gebruik de stuwkracht gevarieerd wordt (manoeuvreren,
dynamic positioning) doen zich situaties voor waarbij de impeller
ge-deeltelijk belast wordt. De verhouding tussen de stuwkracht van een
impeller met verstelbare spoed en een impeller met vaste speed neernt
met afnemend vermogen af (zie cok [9]).
Voor versteThare impellers geldt i .h.a. dat vanaf spoedverhoudingen
P07/f) = 0.7
0,8 de effectiviteit nagenoeg gelijk blijft,
Afhankelijk van het ontwerp ziin voor deze spoedverhoudingen waardes
van het pomprendernent voor zowel verstelbare als vaste impellers van
De waarde is afhankelijk van het werkpunt van het systeem en de richting waarin gepompt wordt (al dan niet aanzuigen over de naaf).
Bu afnemende spoed zal door het constant blijven van het toerental
bij verstelbare impellers het wrijvingsaandeel groter worden.
Hierdoor zal de effectiviteit afnemen. Deze situatie zal zich zeker voordoen bij D.P. systemen. De keuze van de impeller zal in dit soort gevallen niet alleen van de effectiviteit van de thruster afhangen, maar cok van de betrouwbaarheid van de overbrenging en de extra kosten voor een toerental-regeling bij keuze van een vaste impeller en de hogere inbouwkosten bij keuze van een verstelbare impeller.
Tunnelthrusters zullen in beide richtingen stuwkracht moeten leyeren.
Thrusters met verstelbare spoed zijn derhalve uitgevoerd met platte bladen. Thrusters met een vaste spoed zijn met niet-gewelfde bladen uìtgevoerd. Hoewel hiermee de thruster in principe geen voorkeurrlchting bezit zal deze in de praktijk toch optreden. Deze verschillen kornen voort uit de wijze van aanstromen van de impeller (al dan geen aanstroming over de naaf, beinvloeding door de overbrenging en ophanging),
De verschillen in stuwkracht kunnen vrij aanzienlljk zijn (zie o.a. [10] en [20]).
11.4 Invloed van de constructie op de stuwkracht
De uitvoeringsvorm van de tunnel heeft invloed op de stuwkracht.
Een aantal parameters hebben invloed op de prestaties van het systeem. Het betreft:
De lengte van de tunnel Grid bars
Vorm van in- en uittree-opening Guide vanes
Inclinatie scheepshuid
Plaats van de tunnel in het schip.
In een uitvoerige publicatie van Taniguchi e.a. [6] zijn het merendeel van deze parameters onderzocht. De metingen zijn behoudens voor punt e. uitgevoerd in een model bestaande uit twee evenwijdige platen.
In de tunnel was een verstelbare impeller werkzaam. Toerental en
spoed (P/D = .75) ziin bu
deze metingen constant gehouden.
0.7
Tijdens het variren van de verschillende parameters zijn het koppel
en de stuwkracht van de impeller eri de stuwkracht op de gehele
con-structie genieten.
In het navolgende zullen de resultaten van de metingen gecorreleerd
worden aan de theorie en waar van toepassing aangevuld worden met
metingen uit andere literatuur.
11.4.1
Tunnellengte
De resultaten uit [6] zijn ongerekend naar
Te en TR/Ttot en
weer-gegeven in fig. 7. Per lengte-toename van êén diameter neenit
toe
met circa .025. Dit is overeenkomstig het gestelde in 11.2 eri hetgeen
in verschillende handboeken te vinden is (zie o.a. [11]).
Uit-. deze metingen ziin door verschillende auteurs correctiefactoren
afgeleid (zie o.a. [12], [13]). In feite zljn deze alleen voor de
onderhavige impeller geldig.
Als vuistregel kan gesteld worden dat per diameter lengte-toename van
de tunnel de effectiviteit met ca. 0.5% afneenit.
Voor grotere tunnellengtes gaan de variaties in flp een grotere rol spelen
en dient van de pomp- en systeenkarakteristieken uitgegaan te worden.
Voor tunnellengtes kleiner dan ca. 1.5 D treden afwijkingen op door
interactie effecten tussen de impeller en de in- en uittree-openingen.
11.4.2
Grid bars
De invloed van grid bars op de werking van een tunnel thruster is
onderzocht in [6] en [7]. De laatste geeft alleen als conclusie, dat
de toepassing van grid bars een stabiliserende werking op de stroming
heeft eri de stt»,kracht met 1.5 à 2% doet toenemen. Het is niet duidelljk
of dit bij gelijkblijvend vermogen het geval was.
De grid bars bij deze meting hadden een elliptische doorsnede (tic = terwijl lengte en dikte zodanig gekozen zijn dat het totale natte opper-viak en de geprojecteerde doorsnede gelijk waren voor de verschillende aantallen grid bars. Van naar 2 grid bars is de weerstand net
¿r=.12
toegenomen. Verhoging van het aantal grid bars heeft relatief minder invloed. In het cnderzochte geval is de effectiviteit met circa 3% toegenomen.In de praktijk zullen afwijkende uitvoeringen voorkomen.
Teneinde een schatting te kunnen maken van de weerstandstoename kan uitgegaan worden van de gegevens in [14].
Indien de solidity a gedefinieerd is als
S
a
=-
(20)met 5g - geprojecteerde opperviak van de grid bars in tunnelrichting SD - doorsnede buis
dan geldt:
= C0 a /
(1 - a)
2 (21)Hierin is:
- de toename van de weerstandsfactor t.g.v. de grid bars C00 - weerstands coefficient van êên grid bar.
Voor de elliptische grid bars uit [6] geldt (zie [14]):
CDO = .015 (1 + -) + 11 (tic) (22)
met tic - dikte/lengte verhouding van ellips.
Bu de proeven in [6] was a .19 en t/c = .25. Hiermee wordt = .1.
Als eerste schatting is de formule echter goed te gebruiken.
De stroming tussen de grid bars is op te vatten als een strorriing in een aantal parallelle kanalen. Bij toename van het aantal grid bars zal de gemiddelde hydraulische diameter afnemen. Hierdoor stijgt de weerstandscoffici ent.
Indien grid bars toegepast worden dient tenminste aan het volgende voldaan te zijn, teneinde de weerstand laag te houden.
Het aantal dient zo klein mogelijk gehouden te worden.
De profielen van de bars dienen afgerond en slank te zijn (lage t/c verhouding).
Het geprojecteerde laterale oppervlak dient zo laag mogelijk te zijn.
In [15] worden moti even aangedragen de grid bars min of meer vertikaal te plaatsen teneinde de weerstandstoename van het schip laag te houden.
11.4.3 Vorm van in- en uittree-opening
De vorm van in- en uittree-opening is een veelvuldig onderzocht aspect van tunnelthruster.
De tunnel uittree-opening dient bij voorkeur scherpe randen te hebben, teneinde een stabiele uitstroniing met lage verliezen te hebben.
De tunnel intree daarentegen dient bij voorkeur afgerond te zijn. De openingen van tunnel worden zowel als intree en uittree gebruikt. Het zal dus noodzakelijk zijn een compromis te sluiten.
Verder zal de vorm van de tunnel openingen van invloed zijn op de weer-stand van het schip. Hiervoor wordt naar de literatuur verwezen (zie o.a. [6], [16], [18], [19] en [21]).
Taniguchi e.a. [6] heeft metingen gedaan met verschillende afrondings-stralen van de tunnelopeningen (r/D = 0%, 5% en 20%).
Daarmee worden de -waarden van beide tunnelopeningen voor de ver-schillende afrondingen (zie ook fig. 11):
label 1.
Weerstandsfactor van beide tunnelopeningen als functie van de afronding.
In [19] worden een aantal full-scale metingen gerapporteerd.
De resultaten zijn gepresenteerd als functie van een z.g. equivalente afronding. De resultaten stenren goed met die van Taniguchi overeen. In [10] worden metingen gerapporteerd van een schip met en zonder afge-ronde tunnelopeningen. Het betreft metingen van een tunnel met vaste impeller met spoedverloop. Alleen de totale stuwkracht en het veniogen zijn vermeld. Door toepassing van de afronding (r/D = 10%) nam de effectiviteit toe van
Te = 57% naar Te = 69%.
De tunnellengte bedroeg bu deze metingen 2.3 D.
Beoordeling van de metingen is moeilijk aangezien gegevens over de stuwkracht van de propeller ontbreken.
Uit alle metingen is echter duidelijk dat de tunnelopeningen een afronding dienen te bezitten. Afschuinen kan oak, maar resulteert in het algemeen in een jets hogere waarde van .
De metingen in [20] geven oak aan dat afronding van de tunnelmorid een vrij grate invloed op de effectiviteit heeft.
11.4.4 Guide vanes
Guide vanes of statoren vinden toepassing on rotatieverliezen te beperken. De weerstand van het systeem zal echter toenernen [8].
Doordat de tunnel in beide richtingen werkzaam is bestaan de statoren noodzakelijkerwijs uit synmetrische profielen, welke in langsrichting van de tunnel geplaatst zijn. Hierdoor zal hun rendement minder hoog
zijn als van statoren welke voor een bepaalde pamprichting ontworpen zljn. Taniguchi e.a. [6] onderzocht de invloed van guide vanes op de prestaties van een tunnelthruster. De metingen lieten zien dat het effect bu deze metingen verwaarloosbaar is.
r/ D
o .51
5% .25
11.4.5 Inclinatie scheepshuid
De voorgaande resultaten hebben alle betrekking op een tunnel tussen parallel le wanden. In de praktijk zullen de eindvlakken van de tunnel niet parallel zijn. De noriîaal op de eindvlakken zal een hoek met de tunnel maken.
Metingen staan gerapporteerd in
[6]en [13].
De resultaten staan vermeld in fig. 10.
Hieruit valt te concluderen dat de weerstand schijnbaar toeneenit.
Teneinde het effect te kwantificeren is echter een andere benadering noodzakel uk.
De totale stikracht wordt voor een deel
TRdoor de rotor geleverd en
en een deel
THdoor de drukverdeling rond de tunnelopeningen.
Indien de weerstandstoename t.g.v. de inclinatie verwaarloosd wordt zal de impeller dezelfde stuwkracht blijven leveren bij hetzelfde opgenomen vennogen. Metingen [6] bevestigen dit.
De totale laterale stuwkracht wordt dan
Tt0t
= TR +
coswaarin TR en TH de waarden zijn bij parallel geplaatste eindvlakken.
Als de hoek is tussen het eindvlak en de vertikaal en Q1 de hoek is tussen het eindvlak en de horizontaal, dan geldt:
Vi
De schijnbare weerstandstoenarne bedraagt dan
(
i_Co) TR/TH
(cui
T1Ti-Ò(
TR/r).g'j
De op deze wijze berekende correcties staan ook vermeld in fig. 10. De overeenkomst is bevredigend.
(23)
11.4.6 Plaats van tunnel inhet schip
Systematische onderzoekingen naar het effect van de plaats van de tunnel zijn niet uitgevoerd.
Uit metingen van Taniguchi [6] blijkt dat de afstand tunnelas/kiel van het schip groter dan i D dient te zijn orn beinvloeding (omstroming van het onderschip) te voorkomen. Naast de stuwkracht van de thruster is cok het moment wat deze veroorzaakt van belang. 0m een groot moment te krijgen verdient het voorkeur de tunnel zover mogelijk voor in het schip te plaatsen. Dit heeft echter het effect dat de eindvlakken niet meer loodrecht op de tunnelas zullen staan. De stuwkracht neemt dus
af (zie 11.4.5). Ook andere overwegingen bepalen mede de plaats van de tunnel (sterkte van het schip, plaats van de aandrijving van de thruster e.d.). Aanbevolen wordt (zie [18]) een tunnellengte van minstens
1 1.5 D aan te houden.
In TI.7.2zijn een aantal metingen van de hlPelikaanu uitgewerkt, Hiermee kan een vergelijking gernaakt worden tussen de resultaten van metingen met een model van de tunnelthruster in een wigvonìiige opstelling en dezelfde thruster geplaatst in het schip,
Het blijkt dat de resultaten verschillen,
Dit kan enerzijds zijn oorzaak vinden in het feit dat de tunnel In het
schip deel uiaakte van drie parallelle tunnels, anderzijds bestaat
de
rnogelijkheid dat een omstroming van het voorschip hier de oorzaak was, Metingen in [6] geven ook aan dat afwijkingen bestaan tussen de prestatles van een tunnelthruster in een model opstelling en in een model van een
schip.
11.5 Invloed van de bewegingen van het schip
11.5.3. Inleiding
In hoofdstuk 11.4 i de invloed van de constructie op de prestaties van de tunnelthrusters besproken. Tijdens het gebruik zal de werking van een gegeven thruster beinvloed worden door de bewegirigen welke het schip t.o.v. het ornringende water maakt. Bu het afnieren aan een kade of in de nabijheid van andere lichamen treedt cok beinvloeding op.
De volgende punten hebben derhalve invloed op de prestaties en zullen in dit hoofdstuk onder de loep genomen worden.
Grootte en richting van de relatieve sneiheid tussen schip en water. Diepgang van het schip.
Afstand tussen schip en bodern van de zee en tot een kade of ander vast lichaam.
Golven.
11.5.2 Grootte en richting relatieve snelheid
Onder invloed van de sneiheid van het schip en de aanwezigheid van stro-mingen in het water za] het schip relatief t.o.v. het water aangestroomd worden onder een bepaalde hoek a (zie fig. 12). Hierdoor za] de
stuw-kracht van de thruster beinvloed worden.
In de literatuur zijn een aantal artikelen gepubliceerd, waarin dit onderzocht is ([6], [10], [21], [23], [24], [25], [26], [27]).
Enige hiervan betreffen enkele thrusters (o.a. [6], [10], [21], [23]), een aantal betreffen dubbele tunnelthrusters (o.a. [26], [27]).
Metingen zijn alleen uitgevoerd bij voor- en achteruitvaart van het schip (a = 00 resp. 1800 in fig. 12).
Bij vooruitvaart za] de door de thruster opgewekte vrije straal afge-bogen worden. Bij voldoende grote snelheid heeft de straal de neiging aan de romp te gaan aanliggen. Hierdoor za] een gebied met relatief lage druk ontstaan. Tengevoiqe van dit lage druk gebied za] een aan de stuwkracht tegengestelde kracht op het schip gaan werken. Naast de stuwkracht za] dus ook het moment orn het zwaartepunt veranderen.
Bij metingen aan enkele buizen bu voorwaartse snelheid van het schip is gebleken dat de door de rotor geleverde stuwkracht niet verandert.
De beinvloeding van de stuwkracht komt dus volledig voort uit de inter-actie tussen de vri.je straal, de aanstroming en het schip.
Uit de metingen blijkt dat de grootheid m gedefinieerd wordt door:
vs
rn-v-waarin
scheepssnel held
= snelheid van de vrije straal bij V = O
een belangrijke rol speelt.
De sneiheid van de vrije straal is gelijk aan
is de stuwkracht bij stilliggend schip.
In de figuren 13 en 14 staan de metingen uit [21], [23] voor een enkele tunnel en uit [26] en [27] voor de achte rte tunnel van een dubbele uitvoering geschetst.
Uitgezet zijn lIT0 en N/N0 waarin T en Nc, de waarden van stuwkracht en moment zijn bij stilliggend schip.
Het blijkt dat voor verschillende scheepstypen de resultaten goed over-eenstemmen. De gemeten stuwkrachten en momenten in [6] vertonen dezeifde tendensen. De spreiding van deze laatste metingen is echter redelijk groot. Met de in de figuren 13 en 14 geschetste verlopen kunnen echter redelijke schattingen gemaakt worden van de heinvloeding van de stuw-kracht en mpment.
De situatie bij achteruitvaart van het schip is wat minder eenduidig. Eên meting van een enkele thruster is te vinden in [28].
De tendens is dat de stiMkracht en het moment afnemen,
Uit deze meting bleek dat het door de impeller opgenomen vernogen achter-uit ging. Dit vindt zijn oorzaak in de siechte toestroming naar de
impeller.
Bi. achteruitvaart van het schip valt te verwachten dat de vorn van het voorschip een roi speelt.
Voor dubbele tunnels zijn een aantal nietingen gepubliceerd in [10]. [26] en [27].
Deze zullen in hoofdstuk 11.7 nader bekeken worden,
11.5.3 Diepgang van het s chip
De afstand van de tunnelas tot het wateropperviak bepaalt tesamen met de karakteristieken van de impeller of cavitatie zal optreden.
Uit metingen in [7] kan afgeleid worden dat voor verstelbare schroeven de waarde van de cavitatie parameter a, groter dan 3.5 dient te zijn.
P-e
(27)
pfl D
met P0-e - statische druk op tunnelas minus darnpdruk - dichtheid water
n - toerental( ¡S) van impeller
D - diameter impeller
Bij een impeller met vaste spoed is een spoedverloop rnogelijk. De kritische waarde van a zal dan jets lager liggen.
Een zekere waterdekking van de tunnel is verder noodzakelijk orn lucht-aanzuiging te voorkomen. Luchtlucht-aanzuiging is afhankelijk van het debiet door de tunnel en de waterdekking.
Er is geen literatuur gevonden waar dit effect bij thrusters gesignaleerd
is.
II5.4
Afstand schip tot een objectAls een schip afgerneerd ligt bij een kade of rnanoeuvreert in de buurt van een object kan de stuwkracht beinvloed worden.
Indien de zuigopening van de tunnel naar het object gekeerd is treedt geen stuwkrachtsbeinvloeding op (zle [6]).
In [6] is voor een drietal scheepstypes onderzocht hoe de stuwkracht varieert als functie van de afstand tot een k ade.
Waterdieptes zijn hierbij ook gevarieerd.
In figuur 15 t/m 19 staan de resultaten verrneld.
Tijdens de tests is gebleken dat de impeller stuwkracht onafhankelijk van de waterdiepte en de afstand tot de kade is. De verandering van de stuwkracht komt dus voort uit een gewijzigde drukopbouw op de romp van het schip.
Voor grotere waterdieptes tenderen de meetresultaten van de modellen van de kabellegger en de supertanker naar die in de open water condi tie, voor het snelle vrachtschip wijken de resultaten af.
11.5.5 Golven
Bij rtxw weer zal de relatieve beweging tussen schip en water van invloed kunnen zijri op de prestaties van de thruster.
Het gedrag van de thruster bij golfbewegingen zal enerzijds beinvloed worden door de relatieve beweging tussen schip en water (d.z.z. wordt dit effect laag ingeschat), anderzijds zal zeker bij grotere golf-hoogtes de waterdekking variëren waardoor tijdelijk (meer) cavitatie op de impeller kan optreden. Bij geringe waterdekkingen kan zeifs lucht-aanzuiging optreden.
De stuwkracht van de thruster zal dus zeker beinvloed kunnen worden. De interactie heeft een sterk dynamisch karakter en is naast de domp-, stanp- en slinger eigenschappen van het schip oak afhankelijk van het golfspectrum waaraan dit onderworpen is.
Er is geen literatuur gevonden waarin het effect onderzocht is.
11.6 Afwijkende constructies
Tot nu toe is alleen bekeken wat de verschillende factoren zijn die de stuwkracht van een enkele tunnelthruster bei nvloeden.
Uiteraard zijn meerdere vormen mogelijk.
Hoe de uitvoering oak moge zijn, het principe van een pomp die een waterstraal opwekt blijft behouden.
Voor een stilliggend schip kunnen de prestaties derhalve bepaald worden m.b.v. de gegeven formules. Enige voorbeelden van afwijkende
construc-ties zijn te vinden in [28], [30], [17] en [22].
Voor de z.g. K-thruster uitvoering wordt geclaimd dat de afname in stuw-kracht bij een gegeven snelheid van het s chip minder is als voor een enkele tunnel (zie [28]).
Toepassing van een drukvereffeningskanaal evenwijdig aan een enkele tunnel verbetert dit gedrag ook voor een gedeelte (zie a.a. [31]). Deze drukvereffeningskanalen zijn ook toegepast bij meervoudige tunnels
11.7 Tunnel/tunnel en tunnel/hoofdvoortstuwer interacties
11.7.1 Inleidinq
Naast enkele tunnels komen ook uitvoeringen met meerdere tunnels voor (zie [10], [26],
[27],
"Pelikaan°).Deze kunnen in het voor- of achterschip geplaatst zijn. Een drietal effecten kunnen de stuwkracht beinvloeden.
Toestroming naar de tunnels bij stilliggend schip.
De vraag hierbij is of een dubbele tunnel dezelfde stuwkracht levert als de som van de afzonderlljke tunnels.
De invloed van een snelheid van het s chip.
De invloed van de hoofdvoortstuwer op het gedrag van de hektunnels. Hier zal in het kor.t op i ngegaan worden.
11.7.2 Meervoudige tunnelthrusters
In [10], [26] en [27] staan enkele metingen gepubliceerd over de stuw-kracht van dubbele boegtunnels. Uit geen van de publicaties is duidelljk of bi.j stilliggend schip de stuwkracht van de dubbele tunnel gelijk is aan de som der afzonderlijke tunnels.
Voor de "Pelikaan" zijn o.a. de volgende metingen uitgevoerd [32].
Metingen van een model van én tunnelthruster in een Wigvor'mi ge ops telling.
Spoedverhouding P07/D = 0.84
Hoek van wig met vertikaal ca. 250. Lengte tunnel ca. 1.75 D
Afstand tunnel as/kiel ca. 0.78 D Resultaat : Te : .65
Metingen van stuwkracht en vermogen van de voorste van drie boegtunnels. Beide andere boegtunnels niet werkzaam.
Hoek spant met vertikaal Tunnellengte
Afstand tunn&1 as/kiel Resultaat : T = 0.51
e
Hoek waterlijn met horizontaal ca. 150
o
ca. 18 ca. 1.4 D ca. 0.78 D
c. Meting van stuwkracht van 3 werkzame tunnels. Meting verniogen van middelste tunnel.
Lengte van tunnels resp. 1.4 D, 2.4 D en 3.2 D Spoedverhouding P0 7/D = .84
Hoek waterlijn met horizontaal ca. 15°
O O O
Hoek spant met vertikaal resp. 18 , 22 , 25
Afstand tunnelas/kiel ca. 0.78 D
Resultaat, gebaseerd op aannanie dat alle tunnels hetzelfde vermögen opnemen:
r
= .495.
e
De gevonden effectiviteit onder a. is een gangbare waarde (zie o.a.[6], waar voor dezelfde spoedverhouding in een gelijkwaardige tunnel het-zelfde gevonden is). Plaatsing van dehet-zelfde impeller in een kortere tunnel in het schip heeft een aanzienlijke daling in effectiviteit tot gevolg. Het is mogelijk dat beide passieve tunnels voor dît resul-taat verantwoordelijk zijn. Een andere oorzaak zou de vorn van het
voorschip kunnen zijn. Enige zekerheid is hierover echter niet te geven.
De invloed van sneiheid op de stuwkracht van een dubbele tunnel is onderzocht in [10], [26] en [273.
De figuren 20 t/m 30 geven de resultaten weer.
Het verloop van stt.&vkracht en moment als functie van de snelheid is voor posi tieve scheepssnelheden gelìjk als voor een enkele tunnel (zie fig. 20, 22, 23, 25, 27 en 30).
Voor snelheden achteruit verschillen de resultaten voor de verschillende scheepstypen (zie fig. 20, 22 en 27).
Uit figuur 30 kont naar voren dat de onderlinge tunnelafstand weinig
en hektunnels gezamenlijk gebruikt worden.
Enige voorbeel den hiervan staan geschetst in fig. 32. Deze figuur is ontleend aan referentie [35].
Kwantificering van deze interactie effecten is een uitermate Ingewikkelde zaak door de gecompliceerde processen die plaatsvinden.
Teneinde een indruk van de grootte orde te krijgen zijn een aantal me-tingen van de uPelikaanu [34] nader uitgewerkt.
In dit dynamisch te positioneren boorschip zijn twee hektunnels met twee hoofdvoortstuwers geplaatst (zie fig. 32).
De volgende metingen zijn o.a. ultgevoerd.
Meting van X, Y en N (zie fig. 33) bij uitgeschakelde tunnels en voor verschillende spoedstanden van de hoofdvoortstuwer, gemeten
bu verschillende stroomsnelheden vooruit en achteruit.
Metingen van X, Y en N voor verschillende waarden van de spoedstand van de hektunnels voor verschillende waarden van de spoed van de hoofdschroeven, gemeten bij verschillende stroomsnelheden vooruit en achteruit. F1ierbij is tevens het vermogen van én der tunnels gemeten.
De metingen zijn op de volgende wijze uitgewerkt.
De waarden van X, Y en N bij uitgeschakelde tunnels zijn afgetrokken van de waarden welke gerneten zijn bij ingeschakelde tunnels. gelijke spoed van de hoofdschroeven en gelijke richting en grootte van de stroming.
De resulterende waarden van X, Y en N worden gedacht te zijn ont-staan door de werking van de tunnels.
De waarden van de laterale kracht Y en het vermogen zijn omgerekend naar een effectiviteit
Te van de hektunnels.
In de figuren 34 en 35 staat Te geschetst als functie van de spoed van de hoofdschroeven. Duideli.jk is dat de interactie groat is. Bij boegtunnels is een belangrijke parameter de verhouding tussen de scheepssnelheid en de sneiheid van de straal.
Indien het schip vaart is door de zuigende werking van de schroef en de vorm van het schip de snelheid ter plaatse van de schroef
ver-schillend van de vaarsnelheld. Deze snelheid wordt o.a. hepaald door de op de scheepssnelheid gebaseerde stuwkracht-coëfficient CT.
CT
-(28)
Hierin is:
X - de longitudinale kracht op het schip V - de sneiheid van het schip
D - diameter van de schroef
In figuur 36 staat de effectiviteit uitgezet als functie van C.. voor twee verschillende waarden van de spoed van de impeller.
Uit deze figuur kan geconcludeerd worden dat het wellicht mogelijk is een soort uniforme presentatie van de meetwaarden te geven.
De invloed van twee tegengesteld werkende hoofdvoortstuwers op de werking van een enkele hektunnel is weergegeven in fig, 37.
Deze is ontleend aan referentie [34].
Uit het voorgaande blijkt dat de interactie tussen de hoofdvoortstuwer en de hektunnels moeilijk te beschrijven valt,
Er is geen literatuur gevonden waarin een poging ondernornen is de inter-actie theoretisch te beschrijven, teneinde een aantal relevante para-meters te isoleren.
11.8 Conci usies
a.
Er is een goede basis aanwezig orn, gegeven de constructie van de
tunnel en de gegevens van de fabrikant voor een bepaald type thruster,
een schatting te maken van de effectiviteit van een enkele
tunnel-thruster in statische condities en geplaatst tussen grote viakken
(zie metingen uit [6] en dit rapport).
Er zijn een tweetal metingen beschikbaar ([6] en [34]), waarin
een op deze wijze genieten tunnelthruster geplaatst is in het
schip. Beide geven aan dat de effectiviteit van de thruster
in het schip lager is als gemeten in de proefopstelling.
Het is niet onwaarschijnlijk dat deze daling in effectiviteit
een resultaat is van een omstroming van het voorschip.
Het is wellicht zinvol een aantal metingen uit te voeren waarbij
de plaats van de tunnel in een voorschip gevarieerd wordt teneinde
de invloed hiervan op de effectiviteit van de thruster te
onder-zoeken.
be
Er bestaat een goede basis orn, gegeven de statische stuwkracht van
een enkele of meervoudige in de boeg çeplaatste thruster, de stuwkracht
en het koppel orn het zwaartepunt bij voorwaartse scheepssnelheden te
voorspellen. Bij achteruitvaart van het schip zijn weirlig gegevens
bekend. In eerste instantie kunnen de vermelde gegevens hierover
ge-bruikt worden. Het verdient aanbeveling in de toekomst tijdens proeven
met tunnelthrusters gegevens hierover te verzanielen.
Uit de proeven met dubbele boegbuizen blijkt dat de vorm van het
schip een rol speelt.
Voor het ontwerp van thrustersystemen met lange leidingen is kennis
van de pompkarakteristieken noodzakelijk. Hierover is geen
litera-tuur gevonden.
Uit de beschikbare literatuur is niet duidelijk of bij plaatsing
van rneerdere tunnels de stuwkracht van deze configuratie gelijk
is aan de som van de stuwkrachten van de enkele tunnels.
Geeri gegevens zijn gevonden over de invloed van scheve aanstroming op de effectiviteit van een enkele tunnelthruster.
Gegevens over de invloed van de hoofdvoortstuwinstallatie op de werking van hektunnels zijn schaars.
De veelheid van factoren en de complexiteit van de processen welke hierbij een rol spelen maken een beschrijving moeilijk.
Het verdient aanbeveling een theoretisch model op te stellen van de interactie tussen de hoofdvoortstuwinstallatie en de hekthrusters, teneinde de relevante parameters te identificeren.
Gegevens over het effect van golven op de werking van thrusters zijn niet gepubliceerd. De karakteristieken van het s chip en het golfspectrun spelen hierbij een rol.
Ceen literatuur is gevonden over de beinvloeding van enkele tunnels welke in elkaars verlengde werkzaam zijn.
Uit metingen met ducted thrusters in een tandem opstelling [45] blijkt dat bij een LID verhouding van 12 nog beinvloeding optreedt.
Hoofdstuk III Schroef/straalbuis combinaties (ducted thrusters)
111.1 Inleiding
Naast tunnelthrusters vinden schroef/straalbuls combinaties de laatste jaren steeds meer toepassing. Naast het gebruik als hoofdvoortstuwer op o.a. sleepboten en supply schepen, worden deze configuraties aan-gewend ten behoeve van het dynamisch positioneren van o,a. boorschepen en sernisubmersibles ([38], [39], [40] en [41]).
In dit rapport worden alleen schroef/straalbuis combinaties bekeken waarvan de as van de schroef en die van de straalbuis samenvallen.
Veel gebruikte buizen zijn de door het NSMB ontwikkel types 19A en 37. Deze worden gecombineerd met een vaste of een verstelbare schroef.
De aldus ontstane configuraties bezitten al dan niet een voorkeurs-richting voor de stuwkracht.
De literatuur over schroef/straalbuis combinaties is veelomvattend. Het. gros heeft echter betrekking op het gedrag van de combinaties als hoofdvoortstuwer. De literatuur over de toepassing van schroef/straal-buis combinaties als een azimuthale of een vaste thruster Is beperkter van omvang.
Berekening van de open water karakteristieken van een bepaalde schroef/ straalbuis combinatie is met de huidige kennis goed rnogelijk (zie o.a. [42]). Analytische modellen orn de prestaties van een schroef/straalbuis
corn-binatie onder een invalshoek te berekenen zijn uitermate ingewikkeld door de complexe stromingen welke optreden. Een benadering van de stuwkracht voor kleine invaishoeken is af te leiden uit 4-kwadrant metingen van de conbinatie (zie o.a. [35]).
In appendix I worden enkele karakteristieke grootheden van een schroef/ straalbuis combinatie afgeleid.
In de literatuur zijn een aantal metingen gepubliceerd over het gedrag van schroef/straalbuis combinaties onder scheve aanstroming.
In 111.2 wordt hier nader op ingegaan.
Een tweetal interacties zijn te onderscheiden: Interactie tussen thrusters
Interactie tussen thruster en s chip.
Beide zijn echter ook verweven met elkaar, in die zin dat indien thruster! thruster interactie optreedt, tegelijkertijd een interactie tussen de thrusters en het schip bestaat. Het is echter zinvol een onderscheid te maken.
In 111.3 wordt ingegaan op de interactie tussen thrusters onderling.
De interactie tussen de thruster en het schip wordt behandeid in 111.4.
In 111.5 worden enkele conci usies weergegeven.
111.2 Het edrag van een schroef/straaibuis conibinatie onder een
i nvalshoek
1et de huidige technieken is het goed mogelijk het gedrag van een schroef/straalbuis combiriatie bu voor- en achteruitvaart te berekenen (zie o.a. [42]).
Berekening van het gedrag van de combinatie onder een invaishoek is echter geconpiiceerd.
De verandering van de stuwkracht voor gegeven sneiheid VA als functie van de invaishoek a (zie fig. 39) is afhankelijk van de schroef, de constructie van de schroef/straaibuis cornbinatie en het type straalbuis. Het is ondoenlijk aigemene regels te geven voor de variatie van de stuwkracht. Daarom zal hier volstaan worden met het aanhalen van een enkel voorbeeld [43].
Andere voorbeelden voor verschiliende schroef/straaibuis combinaties onder een invaishoek zijn te vinden in [12], [35], [41],[43] en [44].
In referentie [43] staan o.a. een tweetal metingen gepubliceerd over de variatie van stuwkracht en koppel van een schroef i n een 19A straal-buis. De metingen zijn gedaan aan een thruster met een trekschroef en een thruster met een duischroef. In fig. 41 staan beide getekend.
OjnnD
De rneetresultaten staan in fig. 42 t/m 45 weergegeven. Langs de horizontale as staat de waarde van uitgezet.
V
= arctan A
Langs de vertikale assen staan de waarden van de stuwkracht- en koppel-coefficient en CQ uitgezet. X
¶2
= 'A + (O.7nD)2] D n Q P[V2
+ (U.7irnD)2]De metingen vertonen dezelfde tendensen als welke gepubliceerd zijn in [35]. Voor kleine waarden van en lage waarden van de invalshoek kan een benadering van de grafieken verkregen worden uit de 4-kwadrant karakteristieken van de schroef/straalbuis combinatie (voor een uit-voerige beschrijving van de methode wordt verwezen naar [41]).
111.3 Interactie verschijnselen tussen thrusters
Wanneer twee thrusters in een tandem opstelling staan treden interactie effecten tussen de thrusters op.
Tegelijkertijd zal echter ook interactie met het schip optreden.
Er zijn een tweetal metingen gepubliceerd over de interactie tussen twee vrijvarende thrusters (zie [12] en [45]).
De nieest uitgebreide proefnemingen staan gepubliceerd in referentie [45]. Een vijftal configuraties zijn in paalconditie onderzocht.
Deze staan geschetst in fig. 46.
De thrusters produceren een vrije straal.
Interactie effecten zijn alleen te verwachten voor de achterste thruster, doordat de vrije straal van de voorste het stromingsbeeld bij de achter-. ste thruster beinvloedt. Uit de metingen blijkt dat het gedrag van de voorste thruster voor een onderlinge afstand g roter als tweemaal de diameter niet beinvloed wordt door de aanwezigheid van de achterste thruster.
De invloed van de voorste thruster op de werking van de achterste thruster is vrij aanzienlijk. In fig. 47 t/m 49 staan de veranderingen van de stkracht, het moment en de merit-coéfficient getekend als functie van de onderlinge afstand (geldig voor configuratie 1, fig. 46).
In de grafieken staan ook de resultaten uit referentie [12] geschetst en meetpunten uit een andere meting.
Indien beide thrusters gedraaid worden over een hoek a (zie fig. 46) zal voor een bepaalde waarde van a geen interactie meer optreden. Er is een eenvoudig model opgesteld orn deze hoek te bepalen. Van een turbulente straal is bekend dat de dikte evenredig met de afstand varieert (zie [46]).
Indien aangenonien wordt dat geen interactie optreedt, indien de achterste thruster in de vrije straal van de voorste thruster werk-zaam is, moet een verband bestaan tussen de onderlinge afstand en de draaiingshoeken van de thrusters.
Under de aanname dat de diameter van de vrije straal gelijk is aan die van de schroef kunnen uit fig. 5t de volgende formules afgeleid worden:
l+COSa
S1fla=
LID
indien alleen de achterste thruster over een hoek a gedraaid is, en
sin a = D/L (30)
indien beide over een hoek a roteren.
Voor grotere waarden van L/D (L/D 3) is het verschil tussen beide formules klein. Uit (29) of (30) kan de hoek a berekend worden, waarbij een straal met een diameter D geen invloed op de achterste thruster zal hebben. Gezien het feit dat de diameter van de vrije straal
even-redig met de afstand toeneemt, moet de aldus gevonden hoek vermenig-vuldigd worden met een constante.
Dus
aC.aCsinD/L (L/D>3)
(31)waari n
a - hoek waarbij geen interactie optreedt
C - constante
- hoek volgens foniiule (29) of (30).
Uit de metingen in [45] voigt dat C 1.5.
De resultaten van deze metingen staan geschetst in fig. 51.
Hierin is tevens het resultaat van een andere meting weergegeven. De tendens van de metingen in [12] is overeenkomstig de grafiek.
In principe is de sneiheid in de vrije straal oak een parameter (zie [12]), Formule (31) kan derhalve alleen voor een eerste schatting gebruikt
worden. Indien de thrusters over een zodanige hoek geroteerd zijn dat interactie optreedt, kan geinterpoleerd worden met behuip van de metingen uit [45].
111.4
Thruster/romp interactie
111.4.1
Inleiding
Het aantal publicaties over thruster/romp interactie is beperkt.
De interactie is afhankelijk van de opstelling van de thruster(s), het
schip en de ornstandigheden waarbij geopereerd wordt.
Enige interactie effecten staan beschreven in de referenties [38], [39],
[40]
en [45].
Een meer algenene beschoiing over interactie effecten is te vinden in [33].
r4etingen aan een thruster onder een gesimuleerde scheepsromp geven een
kwantitatieve indruk van de interactie ([44]).
111.4.2
Interactie coëffi cienten
De interactie effecten kunnen uitgedrukt worden in interactie coëfficienten.
De longitudinale en laterale krachten en het moment
op het s chip worden
gegeven door (zie fig.
52):VI A X
V2LT
V'CI
I YV2LT
N' CM' =V2LT
De accenten duiden aan dat schroef en thruster werkzaam zijn.
V is de resultante van stroorri-
en scheepssnelheid,
C< C
en CM zijn de waardes bij uitgeschakelde schroeven en thrusters.
Wanneer het schip stil ugt en geen strorning aanwezig is zijn de laatste
nul.
De waarde van de totale kracht op het schip wordt gegeven door:
CR =
Cx'2 + C2 resp. CR
- CX2 + CV2De kracht welke door de thruster wordt uitgeoefend bedraagt inclusief de interactie
= R tR
De resulterende kracht tengevolge van de thrusters bedraagtt
Indien geen interactie optreedt zal
F gelijk aan T zijn. C
In dat geval is de interactie coefficient..Egelijk aan êên.
Er zal een fase verschil e bestaan tussen en
Op gelijke wijze kan een interactie coefficient gedefinieerd worden. M
CF C1
T
Indien - = 1, e = O en
r-
= treedt geen interactie Op.C T
Voor.p > i zal een gunstige interactie optreden.
Het bepalen van de interactie coëfficierìten is alleen mogelijk door metingen te verrichten.
Enige voorbeelden zijn te vinden in [38], [39] en [41].
111.4.3 Thruster/romp interactie, geen stroming
Deze interactie treedt voornamelijk op bij schepen waar de thrusters onder het s chip uitsteken.
De interactie komt voort uit een wisseiwerking tussen de door de thruster geproduceerde vrije straal en het opperviak waarlangs deze stroomt.
Onder invloed van het Coanda effect kan de vrije straal bìj gekrornde opperviakken blijven aanliggen waardoor een gewijzigde drukopbouw op de romp ontstaat.
Tevens zullen door de aanwezigheid van de vrije straal visceuze krachten op de romp werken.
Dit alles leidt ertoe dat de op het schip werkzame stuwkracht van de thruster af zal wijken van die welke de thruster vrijvarend levert.
Wanneer de door de thruster geproduceerde vrije straal een deel van de scheepsconstructie treft zal de stuwkracht cok be9nvloed worden. te grootte van de interactie is afhankelijk van de gehele configuratie en kan alleen uit modelmetingen bepaald worden.
0m een grove afschatting te maken kunnen referenties [47] en [48] van dienst zijn.
In referentie [44] staan een aantal proeven met een thruster onder een gesimuleerde scheepsbodem vermeld.
De volgende metingen zijn o.a. uitgevoerd:
Meting van stuwkracht en koppel van de thruster onder een gesiniuleerde scheepsbodem (zie fig. 53) voor verschillende afstanden tot de bodem.
Meting van stuwkracht en koppel bij een gesimuleerde scheepsbodem met kim (zie fig. 54).
Hierbij is de afstand van de thruster tot de kim gevarieerd.
De metingen onder b. geven als resultaat dat stuwkracht en koppel niet beThvloed werden.
De resultaten van de metingen onder a. staan in de volgende tabel vermeld.
Tabel 2. Afstand tot (H/D) bodem .86
XQ
3.175 X Q 1.65 X Q 2q59 X Q Spoed- + 0.9 100 % 103.8 100.3 106.7 100.8 111.1 101.2 verhouding + 0.6 100 % 102.2 100.3 105.6 99.8 107.3 99.0 - 0.6 100 % 103.7 100.6 108.6 103.0 113.7 104.7 - 0.9 100 % 103.9 100.3 107.2 99.1 110.7 99.0 C-emiddeld 103.4 100.5 107.0 100.7 1].0.7 101.0Voor grotere afstanden tot de bodem zijn geen metingen uitgevoerd. Uit deze metingen kunnen de volgende conclusies getrokken worden.
Bij kleiner werdende afstand tot de bodem neemt de stuwkracht af. De waardes in de laatste kolom komen ongeveer overeen met die van een vrijvarende thruster.
De effectiviteit neemt voor deze thruster ongeveer met 10% af, indien de afstand tot de boden verkleind wordt van 2.59 D naar 0.86 D.
Bij afname van de bodemspeling blijft het opgenomen vermogen onge-veer gelijk (uitgezonderd de meting met een P/D van 0.6).
111.4.4 Thruster/romp interactie, stroming
Wanneer thrusters en schroeven gebruikt worden cm het schip in een strorning stil te houden of te laten varen treden andere soorten inter-acties op.
Dit is afhankelijk van het gedrag van het schip en de wljze waarop de thrusters en schroeven gebruikt worden.
Het aantal parameters neemt, zeker in het geval waar azimuthale thrusters in gebruik zijn, sterk toe.
Een kwallitatieve beschrijving van de effecten welke op kunnen treden is te vinden in referentie [33].
De interactie effecten zijn kwantitatief niet of nauwelijks te voorspellen en zullen met behulp van modeiproeven bepaald dienen te worden.
Voor varende thrusters in een tandemopstelling zijn geen gegevens gevonden.
111.5 Conclusies
B&învloeding van de stuwkracht van een ducted thruster kan in een aantal gevallen gekwantificeerd worden. Deze gevallen staan vermeld in dit verslag.
Andere interactie effecten zijn moeilijk kwantlficeerbaar daar deze meestal afhankelijk zijn van de constructie (schip. semi-sub), waarin de thruster werkzaam is.
IV Aanbevelirtgen
IV.,1 Tunnelthrusters
Voor tunnelthrusters is het zinvol de volgende zaken nader te bekijken.
Onderzoek naar de inviced van scheve aanstroming op de prestaties van een enkele tunnel thruster.
Onderzoek naar de verschillen welke optreden indien een tunnel-thruster geplaatst is in een wigvoniige proefopstelling en indien deze geplaatst is in een schip. De positie van de tunnel in het schip is hierbi.j van invloed.
Een theoretisch model opzetten over de interactie tussen de hoofd-voortstuwinstallatie en de hektunnels.
Dit model toetsen aan metingen.
Voor het ontwerp van tunnelthrusters met lange leidingen of grate hydraulische verliezen is kennis van de pompkarakteristieken van de impeller noodzakelijk.
Het is derhalve zinvol van een tunnelthruster deze karakteristieken te bepalen. Aangezien de bladontwerpen van verstelbare impellers van verscheidene fabrikanten weinig afwijken is het raadzaam hier-voor een verstelbare impeller te nemen.
Ortderzoek naar een tandem opstelling van tunnelthrusters (kamt o.a op semisubmersibles voor).
IV.2 Ducted thrusters
De situatie bu de ducted thrusters is wat minder eenvoudig dan bij tunnelthrusters. De invloed van stroomrichting en grootte op de stuw-kracht lijkt voldoende bekend.
Bij stilliggend schip kan de interactie tussen twee thrusters in een tandem opstelling evenals de invloed van de bodemspeling op de stuwkracht voldoende gekwantificeerd worden.
Over de interactie effecten welke optreden bij twee thrusters in een tandem opstelling bij een varend schip zijn geen gegevens gepubliceerd. Het is zinvol metingen uit te voeren als die uitgevoerd in [45],
teneinde ook bij deze condities een afschatting van de interactie effecten te maken.
Indien het schip in een stroming ugt zijn de interactie effecten gecompliceerd en lenen zich eigenlijk alleen voor een kwalitatieve beschrijving. De interactie tussen het schip en de thrusters hangt af van het schip en de opstelling van de thrusters.
Li teratuur
English, J.W.
Further Considerations in the Design of Lateral Thrust Units.
ISP, 1963
Pieper, W.
Auslegung von Quers-trahi- und Aktiv Ruder Ablagen,
Handbuch der Werften, Band VII, Hansa 1963 S.153-164.
Bussler, M.
Uber die Hydrodynarnik eines Querstrahlruders.
Schiffbauforschung 8, 5/6/1969.
Witte, J.H.
The pump driven lateral thrust unit with ejector augmentation.
Marine Technology
,vol. 6 no. 3 1969.
Schneiders, C.C. and Prank, C.
Performance of thrusters.
0.T.C. paper 2230, Houston Texas, 1975.
Taniguchi e.a.
Investigations into the fundamental characteristics and operating
performance of side thrusters.
Mitsubishi Technical Bulletin no. 35, 1966.
Pehrsson, L. and Mende, R.
Design, Model Testing and Application of C.P. Bow Thrusters.
SNAME, Sept. 1960.
NSMB rapport 67-129-SP
Onderzoek naar een methode voor het ontwerp van dwarsbuizen.
Juli 1967.
Schneiders, C.C. and Prank, C. Propulsion for Offshore Vessels. 3e Hps Synosium, 1976.
Brix, J.
Modellversuche mit der Querstrahlaniage S500 L. 365e Mitteilung der HSVA, 1972.
Dubbels
Taschenbuch fUr den Machinenbau,
v.d. Made, A. and Bussemaker, O. Thrusters for Dynamic Positioning.
Norrby, R. and Ridley, D.
Notes on thrusters for ship manouevring and dynamic positioning. SNAME, November 1980.
Hoerner, S.F.
Fi ui d Dynami c Drag.
Gepubliceerd door auteur0 1965.
Brix, J.
Moderne Querstrahisteuer ais Mantvrierhi1fen. Schiff und Hafen, Heft 1, 1977.
Stuntz, G. and Taylor, D.
Some Aspects of Bow Thruster Design. Trans. SNANE, vol. 72, 1964.
Gless, B.
AusfUhrungsformen von Querstrahisteuern. Seewirtschaft 10, 3/1978.
Beveridge, J.
Design and Performance of Bow Thrusters. NSRDC Report 3611, Sept. 1971.
Ridley, D.
Effect of Tunnel Entrance Configuration on Thruster Performance. Marine Technology, vol. 6 no. 1, Jan. 1969.
Meye, K. und Heinzel, 0.
Versuche mit dem LMG-Querstrahlsteuer. 343e Mitteilung der HSVA.
English, J.
The Design and Performance of Lateral Thrust Units for Ships. Trans. RINA, 1963.
Voliheini
Modellversuch zur Entwicklung eines Bugstrahlruders. Schiffbauforschung 18, 1/2/1979,
Bjrheden, 0. and Chislett, M.S.
Influence of Ship Speed on the Effectiveness of a Lateral Thrust Unit. Hydra- and Aerodynamics Laboratory, Lyngby Denmark,
Report no, Hy-8, 1966.
Norrby, R
The effectiveness of a bow thruster at low and medium ship speeds. I.SP., Ai'g. 1967.
Ridley, D.
Observations on the effect of vessel speed on bow thruster perfornance. Marine Technology vol. 8 no, 1, Jan. 1971.
Brix, J.
Doppel Querstrahlanlagen.
Bussernaker, 0. and Brix, J.
Lateral Thrusters with Anti-suction Tunnels. ist North American Tug Convention.
Lorentz
Der K-strahler. Hansa nr. 5, 1976.
* [29] Oltnann, P.
Beitrag zum En1ìurf von (uerstrahlrudern. 347e Mitteilung der HSVA, 1968.
Gutsche, F.
1odel1versuche mit Neuzeitlichen Ruderanlagen. Schiffsbautechnik 9, 5/1959.
Brix, J.
Querstrahl steuer mit Druckausglei chkanalen AST. 371e Mitteilung der HSVA, 1972.
NSMB Report 70-291-DWT
Metingen boorschip "Pelikaan".
1970.
English, J.
Report of Propeller Committee. 14th I.T.T.C., 1975.
Pronk, C.C. and Wesselink, A.
Improved Manouevring with Integrated Control of Propulsion and Steering Devices.
Automation for Safety in Shipping and Offshore Petroleum Operations,
1980.
Oosterveld, H.W.C.
Ducted Propeller Characteristics.
Gibson, 1.5.
Performance of Azimuthing Thrusters.
4th Ship Control Systems Symposium, Den Haag, 1975.
English, J.
One-dimensional ducted propeller theory.
Influence of tip clearance on perfotiîance.
Ship Report 94, NPL, Flay 1967.
English, J. and Wise, D.
Hydrodynamics aspects of dynamic positioning.
Trans. NECIES, vol. 92, 1975-76, p. 53.
English, J. and Haavie, T.
Design of a special purpose North Sea Support Vessel.
Trans. NECIES, 1978.
Haminett , D.
The first dynamically stationed semi-submersible - SEDCO 709.
O.T.C.
pçer 2972, 1977.
Norrby, R. and Ridley, D.
Notes on Ship Thrusters.
Trans. I. Mar. E (Th), vol. 3 .93, paper 6, 1981.
Gibson, I. and Lewis, R.I.
Ducted Propeller Analysis by Surface Vorticity and Actuator
Disc Theory.
RINA, Symposium on Ducted Propellers, May 1973.
Minsaas, K. and Lehn, E.
Hydrodynamic Characteristics of Rotatable Thrusters.
NSFI Report R.69.78, Jan. 1978.
NSMB report O 968-1-DT.
Experimental investigation into the hydrodynamic characteristics
of a 1975 HP thruster unit.
Lehn, E.
Thruster interaction effects. NSFI Report R-102.80, April 1980.
Schlichting, H.
Boundary Laver Theory. tic. Graw Hill, 1968.
Nielssen, E.G.
On the influence of the propeller race on large, towed structures. Norwegian Maritime Research Mo. 4/1976.
Teigen, P.S.
Propeller induced forces on towed structures. t4SFI Report R-107.80, 1980.
Nornenclatuur
A doorsnede vrije straal AM geprojecteerd bolopperviak AR doorsnede rotor
c breedte grid bar
CT C> dirnensieloze stuwkrachtcoëfficient CQ dirnensieloze koppelcoëfficient CDO dirnensieloze weerstandscoëfficient
D diameter rotor, thruster
FN , FN kracht op scheepshuid
1 2
KT dirnensieloze stuwkrachtcoëfficient KQ dirnensieloze koppelcoëfficient
L lengte tunnel, afstand tussen thrusters
m verhouding scheepssnelheid en sneiheid in vrije straal
n toerental
p statische druk
statische druk voor- en na rotor statische druk op scheepsromp
1 2
po omgevingsdruk
drukverschil over rotor
P vermogen
Sg geprojecteerd opperviak grid bars doorsnede grid bars
T.,
T kracht op intree- en uittree-opening van tunnel-thruster TR rotor stuwkracht Tt0t totale stuwkracht [ m2] [ rn2] E m2] [ m]
-]
E-]
E-]
Em]
[N]
-]
-]
[ rn]-]
[is]
E N/rn2] E N/rn2] [ N/rn2] [ N/rn2] E N/rn2] E Watt] [ m2] [ rn2][N]
[N]
[N]
t dikte grid bar [ m J
V snelheid in vrije straal [ m/S]
V scheepssnelheid
m/S]
VR snelheid in tunnel [ m/S]
draaiingshoek thrusters [ -
I
voortgangshoek E
- ]
s hoek tunnelas en eindvlak [ -
I
hoek tunnelas en waterlijn [ - J
hoek tunnelas en vertikaal [ - ]
volume debiet in tunnel [ -
j
p dichtheid water
E - J
a solidity E-
j merit coefficient E- J
pomprendement gebaseerd op statische opvoerhoogte [ - jTb Bendemann factor
E - I
TR = A1 (P1, - P1)
Door toepassing van de wet van Bernoulli
tussen de doorsnedes O-1 en
l'-2 wordt verkregen:
Pl, - P1 =
p (V22-
V02)Hieruit voigt voor de stuwkracht van de schroef, TR, en de
stuwkrachts-cofficient van de schroef, CT
R
TR = pA1 (V22
-
V02)TR
_2
oCTR
= pV02A1 V02
Uit een irrpulsbeschouwing voigt voor de stuwkracht van het hele systeem
TT = pA2V2 (V2 - V0) = pA1V1 (V2 - V0)
En voor de stuwkrachtscoëfficient C
TT
V)
CT=2
oAppendix I
De schroef-straalbuis combinatie
In [35], [36] en [37] worden net behuip van de axiale impuls theorie een
aantal relaties afgeleid tussen karakteristieke grootheden van een schroef/
straalbuis combinatie.
Beschouw de schroef/straalbuis conibinatie als geschetst in fig. 38,
De stuwkracht van de schroef wordt gegeven door:
A.I.1
A.I.2
A.I,3
A.I.,4
A.I.5
A. 1.6Het toegevoerde vermogen is gelijk aan de toename van kinetische energie en bedraagt P = pA1V1 (V22 - V02) A.I.7 De vermogenscoëfficient C bedraagt cP= ________ pA1V03 P V1(V22 - V02) A.I.8
Het rendement, , is gelijk aan
T.V
To
CTT 2Vo
n=
_V +V
2 o
tiet behuip van A.I.4 kan dit geschreven worden als:
2
n-
1i + V1+C.r 'R
Het rendement is derhalve alleen van de schroefbelasting afhankelijk.
Indien aangenornen wordt dat geen contractie van de vrije straal optreedt en de doorsnede van de vrije straal gelijk is aan de doorsnede van de uittree-zijde van de straalbuis, kan afgeleid worden dat
-
Ç
'I +CTR
VIPCTR'
In bovenstaande formule zijn geen verliezen meegenomen.
A.I.9
A.I.1O
Indien deze gekarakteriseerd worden d.m.v.
c.
I 2.waarin
= verliezen t.g.v. wrijving en rotatie dan luidt A.I.11 (zie oak [35])
(
t + C
-
-
Vi
t T- C
C
De verhouding tussen de stuwkracht van de schroef en de totale stuwkracht wordt aangeduid met T en kan geschreven worden als:
C
TR TT
Tesamen met A.I.13 wordt dit
(
-CTT
Uit A.I.1O voigt dat voor een gegeven stuwkracht-diarneter en r < i het rendement van een schroef/straalbuis combinatie beter is dan voor een open schroef (T = 1).
In de paalconditie (V = O) zijn de definities van C , C ed. niet zinvol
eri is het beter de Bendemann factor te gebruiken.
t
(4,
(<cQ)23
I3 -
2pP'
A.I.13
A.I.14
waari n 'T KQ pn2D5 In de paalconditie geldt: TT = pA1V1V2 en P = pV22.A1V1 zodat T
2'
A.I.16 b (A1/A2)1/3Analoog aarì de Bendemann factor van een tunnelthruster geldt dat indi en geen diffussie optreedt de Bendemann factor gelijk aan 21/3 is.
Met behuip van A.I.16 kan een relatie afgeleid worden tussen de Bendemann factor, de stthlkracht per eenheid vermogen en de vermogensdichtheid.
TT 2pA1 1/3
Tb ( )
Formule A.I.17 staat in figuur 40 geschetst.
Fig.
i
Tunnelthruster
t
Fig. 4 Bepaling werkpunt installatie
Fig. 3 Geldealiseerde scheepsromp met tunnelthruster
-a
'"ao
Ie('js)
lo
1' SD 90 to 40o
b
Fig, 5
Verband tussen
te TR/TI
en np
1
.8.'
.5 'L1 5.9
.Qs,
Ve
(. pk(r)
Fig. 6
Verband tussen
verrnogensdichthejd, stuwracht per eenbeid vermogen en effectiviteit van een tunnethruster
Ço
'4.
t.
o
Fig. 7 Resultaten voor tunnellengte
I"nir.,1tt 90
!["Lettere cristiane nei papiri greci d'Egitto", M. T. Cavassini, "Aegyptus", XXXIV, 1954, 2 : [recenzja]](data:image/gif;base64,R0lGODlhAQABAIAAAP///wAAACH5BAEAAAAALAAAAAABAAEAAAICRAEAOw==)