De verstelbare schroef. Hulp of hindernis bij het genereren van hulpvermogen?

DE VERSTELBARE SCHROEF

Hulp of hindernis bij het genereren van hulpvermogen ?

ingenieurswerk

I.K. Onassis Delft, 15 maart

1985

INHOUDSOPGAVE

Samenvatting 5

1 INLEIDING

2

HET VERSTELBARE SCHROEF SYSTEEM EN ENIGE

MOGELIJKHEDEN OM DIT TE VERBETERENI 10

2.1

Verhoging van het gemiddeld schroefrendement 10 Verbetering van de prestaties in deellast 15

2.3

Vermindering van energieverliezen en

cavitatieproblemen bij het manoeuvrerem

la

3 DE GONCURRENTIEy DE VASTE SCHROEF SYSTEMEN

3.1

Onafhankelijke dieselgenerator

27

3.2

Thyristorgestuurde asgenerator 261.

3.3

Thyristorgestuurde generator via step-up gear

30

3.4

Generator via step-up gear en

planetaire tandwielkast

3.

4 VERGELIJKING VAN DE ,SYSTEMEN

4.1

Keuze en opbouw van de alternatieven

4,2

Vergelijkingscriteria

4.3i

Invloedsfactoren

4.3.1

Blending-ratio

4.3.2

Brandstof- en smeeroldevertrurk

4.3.3

Onderhoud

4.3.4

Investering 444 Resultaten

4.4.1 Langzaath lopende hoofdmotor

4.4.2

Middelsnel lopende_hoofdmotor 54 34

46

48

48

50

55

59

63

63

67

8

2.2

27 32

5 ANALYSE VAN DE RESULTATEN 71. 5.11 De verstelbare schroef alternatieven 7N

5.2 De vaste schroef alternatieven met

hoofdmotor aangedreven generator

75

5.3 De vaste achroef alternatieven met

onafhankelijke dieselgenerator .74

6 CONCLUSIES 75

Lijat van, symbolen 78

Literatuuropgave

Si

Bijlage I

II

: Vervallen 85

Bijlage II Memo bespreking 11r12r1984 88

eijlage III : Overzicht 5e-jaars cursuswerk 89

Bijlage IV Berekening schroefgedrag tijdens het manoeuvreren

Bijlage V Brandstof-, smeerolie. en

kWh-verbruik hoofdmotor en hulpmotoren 1,05

Bijlage, VI Overzicht onderzochte alternatieven 1121

99

:

:

:

SAMEN VATTING

De steiging van de olieprijzen na 1973 is de aanleiding

_

geweest om de dieselgenerator op zee te vervangen (of

aan te vullen) met een door de hoofdmotor aangedreven generator (goedkopere brandstof).

HierbiaIijkt het generator systeem dat gebruik maakt van de eigenschappen van de verstelbare schroef om de netfrequentie constant te houden voorbijgestreefd door vaste schroef systemen met electronische of mechanische frequentieregelingen.

^

Getracht wordt nu on na te gaan in hoeverre de ont-wikkeling van het verstelbare schroef systeem is achtergebleven op de vaste schroef systemen en warden

enige mogelijkheden onderzocht om het verstelbare schroef systeem verder te ontwikkelen. Zo kan bijvoor-

,

beeld door verlaging van de ontwerpsnelheid van de

schroef het gemiddeld schroefrendement over de hele snelheidsrange vergroot worden.

Een tweetal andere mogelijkheden worden geboden door de toepassing van een twee traps tandwielkast voor de power-take-off. Als eerste is er een toepassing tijdens

zeebedrijf waardoor de sohroef minder vaak in het slechte rendementsgebied hoeft te verkeren.

Een tweeds thep-adSing, reaerveert de tweede

brengingsverhouding voor het manoeuvreren waardoor bij constant toeren bedrijf tijdens het manoeuvreren

de kans op drukzijdeoavitatie wordt verkleind. Voor schepen waarbij het totale generatorvermogen bepaald wordt door de electriciteitsvraag tijdens het manoeu-vreren is het dan mogelijk om een dieselgenerator te besparen,

Bovengenoemde overstelbare schroef alternatieven worden nu, samen met een aantal vaste schroef alternatieven vergeleken bij toepassing op een 1440 TEU container-schip.

De vaste schroef alternatieven welke gebruikt worden zijn de onafhankelijke dieselgenerator als basisalter-natief voor de vergelijking, de thyristorgestuurde generator direct op de as of via een step up tandwiel-kast, en de generator via planetaire tandwielkast.

Deze vergelijking is een economische evaluatie van het 5e-jaars cursuswerk (bijl. III).

Uit de resultaten blijkt dat voor het onderzochte containerschip bij toepassing van zeer hoge blending ratio's (80% zware olie, 20% dieselolie) voor de brand-stof van de hulpmotoren, de onafhankelijke dieselgene-rator het beste alternatief biedt. Het verschil met 1 I

de thyristorgestuurde asgenerator is echter klein. Bijo lagere blending-ratios ooverheerst de asgenerator..

over-Toepassing van de twee traps tandwielkast bij het manoeuvreren betekent een goede verbetering voor

de verstelbare schroef alternatieven, maar de achter-stand op de vaste schroef alternatieven wordt net niet.

goedgemaakt. Dit komt vooral doordat de hoofdmotor-keuze ongunstig uitvalt. Het ontwerppunt blijkt voor de verstelbare schroef alternatieven net boven, en yoor de vaste schroef alternatieven net onder de_grensir

lijn tussen twee cilinderaantallen te vallen. Bij een ontwerp waarbij slechts 6% minder

voortstuwingsver-mogen vereist zou zijn zou een gelijk cilinderaantal als bij de vaste schroef voor de verstelbare schroef alternatieven volstaan. Dit verstelbare schroef Sy-Steem zou dan alle vaste schroef systemen overtreffen.

Hoewel in het onderzochte geval de vexstelbare schroef het moet afleggen tegen de vaste schroef systemen, kan geconcludeerd worden dat in het algemeen de verstelbare schroef voordelen kan bieden bij het genereren van hulp-vermogen. De bepalende factor hierbij is of het systeem volstaan ken met een ;even rote hoofdmotor als de vaste schroef systemen.

Is dat inderdaad het gent dan is het installeren van een verstelbaar schroef systeem voor de electriciteits= voorziening zeker de moeite van het onderzoeken vaard.

INLEIDING

De vraag welke nu

De traditionele wijze van electriciteitsopwekking aan board van schepen gebeurt met behulp van. de onafhanke-lijke dieselgenerator.

De explosieve steiging van de brandstofprijzen ma

1973

us aanleiding geweest tot het veelvuldig toepassen

van door de hoofdmotor aangedreven generator systemen. De generator wordt daarbij direct of via een tandwiel-overbrenging door de hoofdmotor aangedreven en kan

zodoende profiteren van de lagere prijzen van de door de hoofdmotor gebruikte brandstof.

be eis tot het aanhouden van een constante netfrequen tie wijst in eerste instantie naar de verstelbare schroef, met zijn mogelijkheid om, onafhankelijk van

snelheid en externe omstandighedenl een vast toerental,

aant te houden.

aan onderstaand onderzoek ten

grondslag ligt is of de verstelbare schroef nog voor-delen kan bieden hoven de verschillende mete schroef systemen met hoofdmotor aangedreven generatoren.

Bij deze vaste schroef systemen wordt gebruik gemaakt van diverse electronische (statische omvormers) en mechanische (planietaire tandwielkasten) regelingeo welke ervoor zorgen dat het variabele schroeftoerental omgezet wordt in een constante netfrequentie.

Hiermee ontlopen deze systemen de nadelen van de verstelbare schroef in deellast (slecht rendement, cavitatiegevaar).

Anticiperend op een mogelijk negatief antwoord op de vraag of de verstelbare schroef voordelig is bij het genereren van hulpvermogen, warden nu in hoofdstuk 2 enige mogelijkheden onderzocht om het verstelbare schroef systeem te verbeteren.

Daaropvolgend worden in hoofdstuk 3 de belangrijkste concurrenten van het verstelbare schroef systeem kort doorgelicht.

In hoofdstuk 4 worden een aantal van bovengenoemde alternatieven op economische basis vergeleken. Hiertoe zijn de verschillende generatoralternatieven toegepast op een 1440 TEU containerschip welk een vaste dienst vaart tussen Europa en West-Afrika.

De resultaten van deze vergelijking worden in hoofd-stuk 5 geanalyseerd waarna in hoofdstuk 6 aan de hand van de specifieke resultaten voor deze dienst getracht

wordt

enige algemene conclusies te formuleren.

9-4

2 HET VERSTELBARE SCHROEF SYSTEEM EN ENIGE

MOGELIJKHEDEN OM DIT TE VERBETEREN

De verstelbare sehroef kan Vele voordelen bieden door zijn grote flexibiliteit en potentiele besparingsmoge-lijkheden in het hulpbedrijf. Toch zijn het vooral de niet onaanzienlijke nadelen die een veelvuldige toepas=,

zing, ervan In de wes staan,..

In dit hoofdstak wordt nu getracht om een aantal van deze nadelige eigenschappen zodanig te verkleinen dat een redelijke vergelijking met de vaster schroef

syste-1)

men mogelijk zal zijn.

2.9yterhogiag van het gemiddeld schroefrendement

Een van de karakteristieke eigenschappen van een ver-2 stelbare constant-toeren schroef is het sedlasevan de schroef buiten het ontwerppunt. Dat gedrag is sterk afwijkend ten opzichte van dat van een vaste schroef. Dit is te zien als we het standaard verstelbare schroef

ontwerp vergelijken =et het vast schroef ontwerp.

In kiguur 2.1 zijn de karakteristieken van deze schroeven te zien bij de ontwerpconditie van het als basis, dienende 1440 TEU containerschip.

11.

Socrt Fch.rn _{VAST VERSTELBAAR}

(1e ontw.) Type Ontwerpsnelheid Diameter Aantal bladen Spoedverhouding Bladoppervlak-verhouding Toerental Open water rendement V D L, P/D AE/A0 N go B-serie

18.0

kn

6.80

in 4

0.865

0.492

103.7

rpm

0.649

AU-CP-serie

18.0

kn

6.80

m 4

0.882

0.487

130.6 rpm 0.635

Fig. Karakteristieken van de vaste schroef en de oorspronkelijke verstelbare schroef bij ontwerpconditie

De verstelbare schroef blijkt een ca. 2% lager schroef-rendement te hebben dan de vaste schroef. Buiten de

ontwerpconditie blijken de verliezen echter opzienbarend groter zoals in fig.

2.2

te zien is.

Hierin zijn de open water schroefrendementen voor vaste en verstelbare schroef alsmede de spoedhoekverdraaiing uitgezet tegen de snelheid. Terwijl nu het rendement van de vaste schroef nagenoeg constant blijft zakt het verstelbare schroefrendement bij snelheden boven en °rider het ontwerppunt.

.70

.

65

qo

60

.55

(P/Dr Icons°

0

100

FPP

FPP

flit betekent dat, gerekend omer het totale snelheids, bereik van het schip, het rendements verlies ieker groter zal zijn dan de 2% bij ontwerpsnelheid.

De rendementsdaling.boven het ontwerppunt is echter minder abrupt dan die onder het ontwerppunt. De ant-werper kan nu gebruik maken van deze eigenschap door het ontwerppunt van de schroef naar een lagere snel-heidTe-verschuiven. Het gemiddelde rendement van de schroef over het hele snelheidsbereik van het schip kan daarmee verhoogd warden.

In fig. 2.3 is het resultaat van za'n verschuiving te zien voor de ontwerpconditie- Hierbij wordt voor de ontwerpsnelheid de gemiddelde snelheid gekozen welke het schip in de te beschouwen dienst vaart.

Fig. 2.3 Karakteristieken van de vaste schroef en de aangepaste verstel are schroef bij ontwerpconditie

131,.;

Soort schroef VAST VERSTELBAAP

K2e ontw.), Type Ontwerpsnelheid Diameter Aantal bladen Spoedverhouding, Bladoppervlak-verhouding Toerental Open water rendement 1 V D Z P/D AE

/A01

N ri 43' B-serie 18 0 kn 6.8o m 4 0-865 0.492 103.7 rpm 0.649 AU-0P-serie 16.8 kn 6.80 m 4 0.885 0.487 94.2 rpm 0.637

+100

.6 5

rlo

1

.60

10

55

50

13

14

15

16

17

18

19

-- V (kn)

Voor dit tweede ontwerp is afgezien van een extra rendementsverbetering van ca. 1% doordat bij het

ontwerp, de bladoppervlakverhouding constant is ge- 1

houden. Dit om cavitatieproblemen in het hoge snel= heidsbereik te voorkomen.

Het voordeel van zo een verlaging van de ontwerp-snelheid is te zien in fig. 2.4 waar het eerste en tweede verstelbare schroef ontwerp naast elkaar gezet zijn.

Verbetering van de prestaties in deellast N./

Een manier om de sledhte prestaties Van de verstel-bare schroef in deellast be verbeteren, zonder het ontwerp van de schroef aan te passen,, biedt de toe= passing van een twee-traps power-take-off (P.T.0.)1,.

Fig, 2:5 Schema twee-traps P.T.O.

2.2

Een schema van een P.T.O. met twee overbrengingsver-houdingen is te zien in fig. 2.5. Afhankelijk van de inschakeling van de onderste of de bovenste kobpeling kan de constant-toeren generator met een hoger

respec-tievelijk lager schroeftoerental aangedreven worden. Dit geeft de mogelijkheid om beneden een bepaalde snelheid (met een laag schroefrendement) zodanig de sboed te vergroten en het toerental te verlagen dat het schroefrendement weer toeneemt. Welke snelheid dit is, is afhankelijk van het reisschema (tijd-snelheid-verdeling) van de betreffende dienst. Met behulp van

-deze frequentieverdeling kan berekend worden bij welke snelheid en naar welk (verlaagd) toerental moet worden overgeschakeld voor een optimaal resultaat.

De grootste winst bij het containerschip in de be-schouwde dienst blijkt te worden verkregen door

beneden een scheepssnelheid van 16.4 kn het toerental te verlagen van 94 rpm (16.8-knoops schroef) naar

87 rpm. Het resultaat voor het schroefrendement is te zien in fig. 2.6.

+10°

-10°

64

6 0

5 9

5 8

5 7

13

\\\-:rir

ciorr

14

15

16

17

18

19

V (kn)

Fig. 2.6 Rendement en spoedhoekverdraaiing van de 16.8-knoops verstelbare schroef bij toepassing van een twee-traps tandwiel-kast 17.

N 94

rprri

/

0 ,(C... I I I I I I

t

I I , o

63

1 .

6 2

6 1

2.3 Vermindering van energieverliezen en cavitatiel problemen bij het manoeuvreren

Een derde manier cm ,de voordelen van het verstelbare schroef systeem vollediger te benutten is het gebruikehi van de hoofdmotor aangedreven generator tijdens het manoeuvreren. Hierdoor kan er een dieselgenerator minder geinstalleerd worden dan bij vaste schroef systemen met hoofdmotor aangedreven generator.

Hetgebruik van de hoofdmotor aangedreven generator bij zulke lage snelheden veroorzaakt echter wel enige zeer omvangrijke problemen. Deze ontstaan doordat de schroef steeds met een hoog toerental moet blijven draaien. De problemen die zo zeintroduceerd worden zijn tweeerlei:

1, zeer grote energieverliezen; 2. cavitatie aan de drukzijde van

at

intredende kant van het schroefblad door het negatief worden van de effectieve aanstroomhoek.

In fig. 2.7 komen deze problemen voor de bier

-Eoege'=--paste schroef duidelifkinaar vcren Kvoor berekeningen zie bijiageIV).

a

100

5

5

0 oc) 0

100

15000

10000

PD

W)

1

5000

10

15

V(kn)

19.

Fig. 2.7 Benodigd vermogen en geometrische aan-stroomhoek voor constant toeren

bedrijf op 94 rpm

We zien een lenodigd vermogen voor snelheid V = 0 van 1600 kW terwijl de geometrische aanstroomhoek negatief wordt bij snelheden onder de 9 kn.

Hoewel de geinduceerde snelheden niet in rekening gebracht zijn. kan toch gezegd warden dat er een grote kans is dat de schroef in dit gebied zal gaan caviteren. Het is duidelijk dat de nadelen van het manoeuvreren bij vol toerental bij, de traditionele verstelbare schroef-generator opstelling de voordelen verre kunnen overtreffen.

Toch is er een mogelijkheid om de nadelen voor het grootste deel te omzeilen zonder de voordelen geweld aan te doen. Deze mogelijkheid wordt geboden door de

twee-traps tandwielkast. Door de tweede overbrengings-verhouding te reserveren voor gebruik tijdens het. manoeuvreren in plaats van tijdens het zeebedrijf kunnen aanzienlijke besparingen warden verkregen. Terwijl bij het gebruik in zeebedrijf het omschakel-punt wordt geoptimaliseerd naar economische criteria wordt bier het tmschakelpunt bepaald door de cavita.E. tieeisen. Zonder cavitatieproeven ter bepaling van dit punt wordt bier als eis genomen dat de aanstroom-hoek niet negatief mag warden. flit betekent dat bij

een scheepssnelheid van 10 kn naar een lager toeren-tal en een hogere spoed most vorden overgeschakeld.

Hierbij moet het toerental zo groat zijn dat de aan-stroomhoek bij de omschakelsnelheid net geen aanleiding geeft tot zuigzijdecavitatie terwijl hij bij de lage

snelheden

zo laat mogelijk in het drukzijdecavitatie

gebied terecht komt.

Het effect van deze werkwijze (lie lpi51.1V) voor de, hier gebruikte schroef is te zien in fig. 2.8.

We zien dat het gebruik van de twee-traps tandwielkest bier een drievoudig voordeel oplevert:

iI

het gebied waarin drukzijdecavitatie kan voorkomen wordt verkleind van Vc9 kn naar V< 4 kn. flit betekent dat de tijdsduur waarin cavitatie

kan voorkomen van riser dan 450 uur/jacar gereduceerd wordt tot minder den

150 uur/jaar;

het vermogen dat de schroef in dit, gebied moet verwerken nog slechts 10% is van het oorspronkelijk vermogen;

3.

de kans op drukzijdecavitatie zeer verkleind is. Een representatief beeld daarvoor geven de eigenschappen van het profiel op 0.7 R bij de nullift-conditie-Dit MAU-type profiel heeft een dikte-koorde verhouding t/c = 0.05.

1

a

10°

5

5

10°

15000

10000

PD

KW)

5000

mg=

rp

rn

.10 0 ,

a

-

Es

Fig. 2.9 [22] geeft een indicatie van de grootte van de onderdrukpiek

voor een profiel met dezelfde dikte-

verhouding-Ap

Fig. 2.,9 Minimum drukcoefficient-invalshoek

relatie voor een

quasi-elliptisc0

NACA-profiel met tic = 0.05

.3

-CL

.1

In deze figuur is het gebied te her-kennen van de invalshoeken met een schokvrije intrede (gebied met de /aagste -waarden waarin een kleins verandering in a geen verandering in; de drukcoefficient oplevert). Bij grotere negatieve invalshoeken neemt de drukcoefficient snel toe. Als deze grater wordt dan het ter plaatse heersende cavitatiegetal ontstaat

drukzijdecavitatie. Hoewel deze figuur opgesteld. is voor een profiel, met een lichtelijk andere vnrm (maar met onge-veer dezelfde nullifthoek) is de waarde van de minimum drukcoefficient bij

mullift

(Ai

= 1-1) van dezelfde orde-, grootte als door Schoenherr [28]gegeven

AP

wordt voor circular-back (-- = 1.0) q

en

aerofoil-shaped.

sections @sir- =

Als we nu het cavitatiegetal berekenen voor het blad in toppositie zien we

(zie bijl.IV) dat dit toeneemt van 0.7R

= 0.5

bij 94 rpm, near a0.7R = 2.3 bij 45 rpm. Dit betekent (zie fig. 2.10) dat er waarschijnlijk geen drukziSde-cavitatie

zal

optreden voor het profiet

op 0.7

Zo er at cavitatie optreedt zal deze slaatsvinden gedurende een

q

0.8).

veel kortere tijdsduur en in een veel kleiner gebied van de schroefschijf.

Fig. 2.10 Schets van de cavitatieeigenschappen van het profiel op 0.7 R bij CL 0 zonder en met het gebruik van de twee-traps tandwielkast

=

Ten overzicht van de belangrijkste vergelijkingen tussen het constant-toeren bedrijf met of zonder twee-traps tandwielkast

US

het manoeuvreren is, te zien in fig. 2.11.

Tig44 2.11 Verschillen bij constant toeren be-drijf tijdens het manoeuvreren zonder gebruik (N=94rpm) en met gebruik (N=45rpm) van de twee-traps tandwiel-kast (yoor profiel op 0.7 R)

V

Toerental 94 .1,15th 45 rpt

Gebied waarin cc.<0 0 = 9 kn 0 = 4 kn

Tijd welke in dat

gebied gevaren worth 450 hr/jr <150 hr/jr Vermogen geleverd aan de schroef in dat gebied 1600 := 2500 kW 200 kW Cavitatiegetal 0.5 2.3 Max.. drukcoeff. b S = 0 CL, ca., 1.0 ca. 1.0 Drukzijde cavitatie waarschijnlijk ? ja I nee

DE CONCURRENTIE: DE VASTE SCHROEF SYSTEMEN

Vaste schroef systemen genieten niet het voordeel van de mogelijkheid van het constant-toeren bedrijf. Ze moeten dus of afzien van hoofdmotor aangedreven gene-ratoren of via diverse type regelingen zorgen dat het varierende schroeftoerental omgezet kan worden in een constante net frequentie.

In de hiernavolgende paragrafen worden vier van deze concurrenten voor het verstelbare schroefsysteem kort doorgelicht.

3.1 Onafhankelijke dieselgenerator

Het systeem met uitsluitend generatoren aangedreven door onafhankelijke hulpmotoren is het meest traditio-nele hulpvermogen systeem.

Dit systeem is, voor de energievoorziening in zeebe-drijf, inmiddels overvleugeld door de diverse hoofd-motor aangedreven generator systemen, welke gebruik kunnen maken van de goedkopere brandstof voor de hoofd-motor.

Een algemeen geldend voordeel voor de onafhankelijke dieselgenerator is dat een verandering in het voort-stuwingsbedrijf geen invloed heeft op de continuYteit

_

en de veiligheid van het generatorbedrijf.

Een ander groot voordeel geldt voor die schepen

(zoas

Met bier onderzochte containerschip) waarvoor het

totaal geInstalleerde hulpvermogen bepaald wordt door de manoeuvreer conditie (hoge vermogen voor boeg- en hekschroef). Daar bij de meeste systemen de hoofdmotor aangedreven generator tijdens het manoeuvreren niet in 'bedrijf kan zijn betekent dat een extra investering

bij een systeem met uitsluitend dieselgeneratoren kan worden bespaard.

Als nadelen voor dit systeem gelden da duurdere

brand-r

stmf walke door de Mulpmotoren wordt gebruikt, het extra onderhoud voor de hulpmotorea en het hoge ge-luidsniveau.

3-2 Thyristorgestuurde asgenerator

Len van de manieren om ondanks een vaste schroef en een varierend toerental toch de generator door de haofdmotor te laten aandrijven wordt geboden door de asgenerator met een thyristor bestuurde statische omvormer. Deze omvormer zorgt ervoor dat de

drie-

.-fase stroom met wisselende frequentie welke door de asgenerator wordt geleverd wordt omgezet in een drie-lase stroom mat constant& frequentie aan het net-Dit asgenerator bedrijf is echter alleen mogelijk binnem een beperkte toeremtal range. Dit is te zien

'in fig- 3.11.

It

Asgenerator-output als functie van het toerental

V

Het nominate vermogen (1300 kW) kan alleen geleverd warden tot 75% van het nominaal toerental. Tussen 75%p en 40% van7E;tnominaal toerental zakt het vermogen lineair naar 630 kW. De asgenerator wordt automatisch afgeschakeld als het astoerental beneden de 40% van het nominate, toerental komt.

50

100

% RPM

_nom

29:

1500

1000:

kW

500

-Fig. 3.1

Dit karakteristieke Verloop van het vermogen betekent dat de asgenerator,niet gebruikt kan worden bij het manoeuvreren en derhalve als een extra investering beschouwd moet worden. Een ander nadeel is het rela-tief lage generatorrendement dat veroorzaakt wordt door een vrij grote luchtspleet.

Ms voordelen ten opzichte van de onafhankelijke dieselgenerator gelden de goedkopere brandstofi en het mindere onderhoud aan de hulpmotoren.

3.3 Thyristor gestuurde generator Via step-up gear

Ook dit systeem werkt met een generator met een

thyristor bestuurde statische omvormer. In tegenstel-ling tot de asgenerator van par- 3.11 is de rotor van

de generator niet de schroefas doch is de generator apart gesitueerd aan het, einde van een step-up tand-wielkast.

Deze kan onder andere gesitueerd zijn op de tussenas, de voorkant van de hoofdmotor of (zoals bij de

Sulzer ETA-motoren) geintegreerd net de hoofdmotror. vanaf de krukas

Czie

fig. 3.2).

Oil 41,14.17 Col A tpP1? Ion

damping coupling ... lion

Arrangement of the RTA engine PTO. J. Crankshaft gear wheel. 2. Intermediate gear wheel. 3. Step up gear wheels. 4. Elastic damping coupling. 5. Highly elastic friction clutch,

Fig., 3.2 Geintegreerde P.T.0 vanaf krukas

van RTA-hoofdmotor[32] \i/

Alle voor- en madelen van de asgenerator iijn oak hier van toepassing. Weliswaar is het generatorrendement

door de kleinere luchtspleet hoger dan bij de asgene=4 rator maar daartegenover staan de verliezen van de step-up tandwielkast..

Wel geldt

als extra nadeel de

---gecompliceerdheid van tandwielen en koppeling.

-3.4

Generator via .step-up sear en planetaire tandwielkast

Eon systeem dat op mechanische wijze zorgt voor een constante netfrequentie is de planetaire tandwiel= kast regeling..

In fig.

3.3

is het schema van een planetaire tand-wieloverbrenging met een hydraulische regeling te

v4r-att:

kelt-

NU S

OUTPUT SHAFT WITH CONSTANT SESIS

VARIABLE DISPLACEMENT HyDRAULiC UNIT

CLOSED

HYDRAULIC CIRCUIT

Fig.

3.3

Schema van planetaire tandwielkast met hydraulische regeling [471

Bij een to laag toerental worden annulus en planeet-wielen via variabele en vaste opbrengstpomp

aangedre-ven terwijl bij een te hoog, toerenta]. de annulus vriij

INPUT SHAFT WITH PLANET CARRIER FIXED DISPLACEMENT'

VARIABLE DEED HYDRAULIC UNIT

rotten en via de pompen het extra vermogen terug-levert aan de input-as.

Een nadeel van deze regeling is dat er meer ruimte voor nodig is dan bij een thyristor regeling.

Ook is de

range

van_gebruik_kleiner (namelijk van

75% tot 104% van het nominale toerental) en zorgen tandwielen en koppeling van regeling en P.T.O. voor een systeem met een groot aantal componenten.

Daartegenover staat een veel hoger rendement van de frequentie regeling dan bij de thyristor bestuurde frequentie regelingen.

4 VERGELIJKING VAN DE SYSTEMEN

In de voorgaande hoofdstukken is een algemene be-schouwing gegeven van enkele vaste en verstelbare schroef systemen voor het genereren van hulpvermogen. Na in een eerdere fase van de 5e-jaars studie al

kwalitatief te zijn vergeleken worden nu deze systemen op economische basis geevalueerd. Dit gebeurt voor het al eerder genoemde

1440

TEU containerschip.

4.1 Keuze en opbouw van de alternatieven

Als basis voor de vergelijking dient een container-schip met de volgende hoofdafmetingen:

De belangrijkste eigenscnappen van de beschouwde dienst waarin dit containerschip vaart zijn:

- zeebedrijf : 5030 uur/jaar (pilot-pilot)

- manoeuvreren:

450

uur/jaar

---TW

z..149

-

havenbedrijf:

3150

uur/jaar (tied up-let go)

L_PP = 174.00 m B =

30.50

m D = 16.20 m T = 10.00 m DW =

₂₃₆₇₄

t cont. .

1440

TEU

De anelheidsverdeling tijdens zeetedrijf (per rondreis) is te zien in fig. 4.1.

200

uur/kn

I

100

14

16

18 kn

Fig.. 4.1 Snelheids verdelin& tijdens zeebedrijf

De altarnatieven warden vergeleken tijdens zeebedriff en manoeuvreren, daar het havenbedrig voor alit

systemen gelijk is.

,Gekozen is am de vergelijking parallel uit te voeren

voor een langzaam lopende en een middelsnel loperide,

De alternatieven met een langzaam lopende hoofdmotor bestaan uit de vier vaste schroef systemen welke besproken zijn in hoofdstuk drie (alt. Aop - A3> en tilt drie verstelbare schroef systemen. Deze zijn een systeem met de aangepaste verstelbare schroef uit par. 2.1 (alt. A4), een systeem met dezelfde schroef en een twee-traps P.T.O. voor zeebedrilf [(alt. A5) en een systeem met de twee-traps P.T.O. voor het manoeuvreren (alt. k6).,

Alleen bij alternatief A6 is bij de toepassing van de hoofdmotor aangedreven generator een dieselgenerae tor bespaard. Bij een voorstudie bleek voor de alter-natieven A4 en A5 nauwelijks of geen winst geboekt te worden doordat deze besparing zo goed am s volledig door de grote energieverliezen bij het manoeuvreren teniet werd gedaan- Verder hadden deze alternatieven te kampen met vitvoerige cavitatieproblemen bij het menoeuvreren.

Maast de zeven langzaam lopende hoofdmotor

natieven zijn er vier middelsnel lopende hoofdmotor alternatieven onderzocht. Dit zijn het alternatief met onafhankelijke dieselgeneratoren <Bo> en de drie verstelbare schroef alternatieven (B4 - B6) zoals die ook bij de langzaam lopende hoofdmotor

Een korte beschrijving .van she onderzochte alter-natieven volgt op de volgende pagina's. Een ver-klaring van de daarbij gebruikte tekens is te zien in fig. 4.2.

A

hoofdmotor L langzaam lopend M = middelsnel lopend 8SW280 MCR

1740

kW grote hulpmotor = rpm g/kWh (ISO-norm) kleine hulpmotor 6SW240 MCR 775 kW N

= 750

rpm sic

= 205

g/kWh (ISO-norm)

Fig. 4.2 Verklaring van de in het vervolg gebruikte tekens voor de systeem-v

element en

37.

N = 750

sfc =

190

C) generator

O

geintegreerde P.T.O. vanaf krukas

t3

P.T.O. vanaf tussenas

OP

planetaire tandwielkast lo twee-toeren regeling

c*

reductie tandwielkast vaste schroef verstelbare schroef =

ggg

PPg

hoofdmotor

Alt. Ac Vaste schroef

onafhankelijke dieselge-neratoren hulpvermogen: -geInstalleerd 2 dieselgen. 1500 kW/750 rpm elk 1 dieselgen. 700 kW/750 rpm -zeebedrijf 1 dieselgen. 1500 kW -manoeuvre ren 3 dieselgeneratoren

Alt. Al haste schroef

thyristorgestuurde

asge-rierator : Sulzer 7RTA68 NCR = 14600 kW N = 104 rpm sfc = 174 g/kWh schroef P.T.O. : vast geen D

6.80 m

104 rpm hoofdmotor : Sulzer 7RTA68 NCR 13500 kW

N = 104 rpm

sfc = 171.5 g/kWh (ISO-norm) =

schroef P.T.O. hulpvermogen:

Pgg

manoeuvreren 3 dieselgeneratoren hoofdmotor lb.

hoofdmotor : Sulzer 7RTA68 MCR = 14600 kW

N = 104 rpm

sfc = 174 g/kWh (ISO-norm)

schroef vast

6.80

in

N = 104 rpm

P.T.O. : geIntegreerde P.T.O. vanaf krukas

vast 6.80 m 104 rpm de asgenerator is concentrisch om de tussenas gesitueerd geInstalleerd 2 dieselgen. 1500 kW/750 rpm elk 1 dieselgen. 700 kW/750 rpm 1 asgen. 1300 kW/104 rpm (thyr. gestuurd) zeebedrijf asgenerator

Alt. A2 Vaste schroef

thyristor gestuurde gene-rator via step-up

39.

D =

N =

hulpvermogen: geinstalleerd 2 dieselgen. 1500 kW/ 750 rpm elk 1 dieselgen. 700 kW/ 750 rpm 1 PTO - gen. 1300 kW/1200 rpm (thyr. gestuurd) zeebedrijf PTO-generator manoeuvreren 3 dieselgeneratoren

Alt. A3 Vaste schroef

generator via enetaire tandwielkast

hoofdmotor : Sulzer 7RTA68 NCR = 14600 kW

N = 104 rpm

sfc = 174 g/kWh (ISO-norm)

schroef vast 6.80 m

N = 104 rpm

P.T.O. geYntegreerde P.T.0 en planetaire tandwielkast vanaf krukas hood-motor hulpvermogen: -geInstalleerd 2 dieselgen. 1500 kW/ 750 rpm elk 1 dieselgen.

700 kW/ 750

rpm 1 PTO - gen. 1300 kW/1200 rpm zeebedrijf PTO-generator manoeuvreren 3 dieselgeneratoren

/

_hoofdmotor : Sulzer 8RTA68 MCR =

15100

kW c N = 94 rpm sfc =

173.5

g/kWh (ISO-norm) schroef verstelbaar D =

6.80

m N = 94 rpm

P.T.O. step-up op tussenas hulpvermogen: -geInstalleerd

Alt. A4 Verstelbare schroef Lenerator via stu-uto

zeebedrijf

PTO-generator (Nschroef=constant) manoeuvreren

3 dieselgeneratoren (P/D =constant)

Alt. AS Verstelbare schroef

generator via twee-tra-cs_ tandwielkast voor zeebedri:if

MCR = 15100 kW N = 94 rpm sfc =

173.5

g/kWh (ISO-norm) 2 dieselgen. 1500 kW/ 750 rpm elk 1 dieselgen. 700 kW/

750

rpm 1 PTO - gen. 1300 kW/1200 rpm

schroef verstelbaar D

6.80

m

N = 94 rpm

P.T.O. : 2-traps step up op tussenas

(overbrengingsverhoudingen

1200 : 94 en 1200 : 87) hulpvermogen: -geinstalleerd

-zeebedrijf

PTO-generator (Nschroef=constant) -manoeuvreren 3 dieselgeneratoren (P/D =constant) hoofdmotor

Alt. A6 Verstelbare schroef generator via twee-traps tandwielkast vcior ma-noeuvreren : Sulzer 8RTA618_11CR = 15100 kW N = 94 rpm sic = 173.5 g/kWh (ISO-norm) verstelbaar D

6.80

m 94 rpm

: 2-traps step up op tussenas

(overbrengingsverhoudingen

1200 :

94 en 1200

:

45)

2 dieselgen. 1500

kW/ 750

rpm elk 1 dieselgen.

700 kW/ 750

rpm 1 PTO - gen. 1300 kW/1200 rpm schroef P.T.O.

hulpvermogen: hoofdmotor schroef P.T.O. : hulpvermogen: -zeebe.drijf PTO-generator (Nschroef=constant) -manoeuvre ren 2 dieselgenerator + PTO-generator

(Nschroef=constant)

Alt. Bo Vaste schroef

onafhankelijke dieselge-neratoren 2 dieselgen. 1500 kW/ 750 rpm elk 1 dieselgen. 700 kW/ 750 rpm zeebedrijf 1 dieselgen. 1500 kW manoeuvreren 3 dieselgeneratoren

43.

-geYnstalleerd 1 dieselgen. 1500 kW/ 750 rpm 1 dieselgen. 700 kW/ 750 rpm 1 PTO - gen. 1300 kW/1200 rpm MCR = 13260 kW Pielstick 12204-2/2E N =

385

rpm sfc = 178 g/kwh (ISO-norm) vast 6.80 mi geen -geinstalleerd 104 rpm

hoofdmotor

:

Fielstick.

14Pc4-2/2E

MCP .=

15470

kW N =

385

rpm

sic

178. g/kWh

(ISO-norm)

verstelbeart

=

schroef

6.80 m

N = 94 rpm

t

Jean reductie tandwielkast

liulpvermogenT -geinstalleerd

2

dieselgen.

1500 kW/ 750 rpm elk

I

dieselgen.

700 kW/ 750 rpm

11

PTO - gen..

1300 kW/1200 rpm

-zeebedrijf

PTO-generator CNschroef=constant>

-manoeuvre ren

3

dieselgen.i

(P/D = constant)

Alt. 34

Verstelbare schroef

P.T.O. aan tandwie_L-7:

kast

Alt. B5

Verstelbare schroef

PTO aan tandwielkast met

twee-toeren regeling voor

ieebedrijf

=

D

hoofdhotor A Pielstick 14PC4-2/2E ,MCP = 15470, kW N 385 rpm zfc 178 g/kWh (ISO-norm) schroef verstelbaafu 6.80 m = 94 rpm

m 2-traps PTO aan reductie tandwiel kast (overbrengingsverhoudingen 1200 : 94 en 1200 : 87) lpvermo ge -geinstalleerd 2 dieselgen. 1500 kW/ 750 rpm elk 11 dieselgen. 700 kW/ 750 rpm -11 PTO - gen. 1300 kW/1200 rpm -zeebedrijf PTO-generator (Mschroef=constant) g-manoeuvreren 3 dieselgen. KP/D constant)

Alt- BE Verstelbare schroef PTO aan tandwielkast met twee-toeren regeling voor

manoeuvreren hoofdmotor m Pielstick 14Bc4-2/2B NCR = 15470 kW N = 385 rpm sfc 178 g/kWh (ISO-norm) ochroef verstelbaar D 2= 6.80 m N

=

94 rpm II P.T.O. = =

P.T.O. : 2-traps PTO een reductie tandwielkast (overbrengingsverhouding 1200 :

94 en

1200 : 45) zeebedrijf PTO-generator (Nschroef=constant) manoeuvreren 2 dieselgen. + PTO-generator (Nschroef=constant) 4.2 Vergelijkingscriteria \r/

Het onderzoek is uitgevoerd als een vergelijking van elk van de alternatieven met een basisalternatief. Dit basisalternatief is voor de langzaam lopende en middelsnel locende hoofdmotor alternatieven alter-natief ho respectievelijk Bo (onafhankelijke diesel-generatoren, vaste schroef)

Dit betekent dat de waarde van de alternatieven uitge-drukt wordt als een vocrdeel of nadeel ten opzichte van dit basisalternatief.

Om dit voordeel of nadeel te kunnen quantificeren worden een drietal economische criteria gebruikt:

1. Net Present Value (NPV)

De NPV vertegenwoordigd de actuele geldwaarde van het alternatief.

hulpvermogen: -geYnstalleerd

1 dieselgen.

1500 kW/ 750 rpm

1 dieselgen. 700 kW/ 750 rpm

De NPV wordt berekend door al/e toekomstige be_: sparingen die een alternatief behaald ten op-zichte van het basisalternatief terug te rekenen naar het heden net inachtneming van de tijd-waarde van het geld.

Het resulterende bedrag verminderd met de voor deze besparingen benodigde investering is de

NPV.

Dit houdt in dat een alternatief met een posi-tieve NPV een beter en een alternatief met een negatieve NPV een slechter alternatief is dan het basisalternatief.

In alle volgende berekeningen is de NPV be-rekend met een operationele periode van 15 jaar en een rentevoet van 10%.

2. Pay-out-Period (POP)

De POP is de tijdsduur welk ten, alternatief nodig heeft om met behulp van zijn besparingen, in operationele kosten zijn extra investering terug te betalen. In de berekeningen is reke-ning gehouden met de tijdwaarde van het geld Cgebruikte rentevoet

1096)-5. Internal Rate of Return

cDpai__.

De IRR geeft de interne rentevoet welke met een bepaald alternatief wordt behaald. Hoe hoger de interne rentevoet is, hoe beter het alternatiefl

4.c-3 Invlbedsfactoren

Zoals uit de vogige paragraaf blijkt wordt de waarde van de economische criteria bepaald door een aantal.

fact oren.

Als eerste zijn er de besparingen welke door een alternatief kunnen warden behaald. In deze verge-lijking wordt er specifiek gekeken naar;

de brandstof- en smeerolisekosten

en

de onderhoudskosten (4.3.3).

Ala tweede tijo er de investeringen welke voor elk alternatief nodig zijn

(4.3.4Y

Van grote invloed op, de brandstof- en onderhoudskostan is de mengverhouding tussen zware olie en dieselolie welke door de hulpmotoren wordt gebruikt (par. 4.3.1).

4.3,1

Blending-ratio,

De blending-ratio (imengverhouding) wordt gedefinieerd als;

% HFO blending ratio'

-% MDO

van de brandstof welke door de hulpmotoren wordt consumeerd.

Deze verhouding is voor een root deel bepalend voor de brandstof- en onderhoudskosten.

ge-In fig.

4,3

is de invloed te zien van de blending-ratio

op

de viscositeit van de gebruikte brandstof,

1500

sec

Redw.

1000

5B0

20

40

60

80

c'

160

% HFO

Fig,

4.3

Viscositeit als functie van het percentage zware olie (1500 sec, Redw. I) in de brandstof van de hulpmotoren

We zien dat de mware Mlle pas bij hoge percentages de viscositeit sterk gest beinvloeden.

49.

-e

aar er boven mengverhoudingen van 80% HFO - 20% MDO ook nog onvoldoenne rvaring is met de invloed van de hrandstofkwaliteit 4op het onderhoud van de hulpmotoren nijn elle berekeningen gemaakt voor mengpercentages

tot 80% zware olie (de verwachting is dat boven dit percentage de onderhoudskosten nenr nen proportioneea zullen toenemen).

Omdat de invloed van de blending ratio op de resultaten zeer groot blijkt te zijn worden elle resultaten ook ale functie. van de mengverhouding weergegeven

4,3.2 Brandstof- en smeerolieverbruik

In deze paragraaf wordt een overzicht gegeven van het brandstof- en smeerolieverbruik van de hoofd-en hulp-motoren tijdens zeebedrijf en manoeuvreren.

Een aantal van de berekeningen welke voor dit over zicht gebruikt zijn, zijn te then in bijlage V

Hierbij zijn de specifieke verbruiken zoals opgegeVen zijn door de fabrikant (ISO-condities) overal ver-hoogd met 1,0% (ervaringsgetal voor verschil in verbrandingswaarde, temperatuurverschillen en reinigingsverlitzen>.

In fig. 44 en

4.5

zijn de resultaten te then Poor de,

verbruiken van de langzaam en middelsnel lopende hoofdmotor alternatieven (voor een overzicht van de alternatieven kan het uitklapblad vat bijl.VI

Fig. 4.4 _{Brandstof- en smeerolieverbruiken in} thnnen/jaar voor de langzaam lopende Eoofdmotor alternatieven -7

HFO = heavy fuel oil (380 cSt)

v

IFO = intermediate fuel oil

LO = lubricating oil

Voor overzictt Van alternatiever tue hitklapblad van bijl.VI

51.

altern- iii Ao Al'

i A2 1 A3 I AS A6

Vir

t/jr, t/jr, t/jr t/jr t/jr t/jr brandstof hoofdmotor HFO zee HFO man. 8570 27 97401 27 9755 27 9697, 27 9844 27 9821 27 9844 131

, HFO tot- 8597 9767'i 9782 9724 9861 9848 9975 I brandstof 1 hulpmotor IFO zee , IFO man. 1084 236 -236 -236 121 236

r

236,, 236 1 148 IFO tot. 1320 2361 236 248 236 2361 148 c smeerolie 1 I LO zee 38 35 35 35 36

3H

36 LO man., 2 2 2 2 2 2!: 1 LO tot. ko _{37' 37' 371 38 38j 37} I TOTAAL 1 1 VERBRUIK I HFO+IFO+LO '9957 10040 10055 H0009110135 10/22/0160 1 I */ -

-Fig. 4.5 Erandstof- en

smeeroliever-br-liken

in

tonnen/jaar

.---voor de middelsnel lopende hoofdmotoealternatieven"/ HFO = heavy fuel oil (380 cSt) IFO . intermediate fuel oil

LO lubricating oil altern. Bo B4 B5 B6 brandstof hoofdmotor

-jr

t/jr tijr t/jr HFC zee 8837 10082 10038 10082 HFO man. 29 29 29 136 HFO tot. 8866 10/11/0067 10218 brandstof hulpmotor IFO zee 1084 _ _ _ IFO man. 236 236 236 148 IFO tot. 1320 236 236 148 smeerolie LO zee 57 57 57 57 LO man. 2 2 2 2 LO tot. 59, 59 59 59 TOTAAL VERBRUIK 'HFO+IFO+LC10245 10406 10362 10425 = I

In fig. 4.6 en 4.7 zijn de verbruiken uit fig. 4.4 en 4.5 omgerekend near besparingen per jaar ten op-zichte van de alternatieven Ao en Bo. Uitgezet zijn de jaarlijkse besparingen en de totale besparingen d(rentevoet 10%) over de gehele operationele periode

(15 jaar) als functie van de blending-ratio. Er is gerekend met de volgende gemiddelde Internationale prijzen (niveau dec. *84/jan. 185):

zware olie (HFO) 180 $/ton; dieselolie (MDO) 260 $/ton; smeerolie (LO) 983 5/ton.

60000o -20000 4o Go 20 -too "87

7

Blending ratio P4IG22]

%O

Nssi:s.

X

Fig. 4).,6 Besparing brandstof- en smeerolie kosten

voor langzaam lopende hoofm. altern. */

*/ Voor overzicht van alternatieven zie uitklapblad ban bijl.VI 536 8o 20 400000 200000 TOT ALE BESPARING1 [s] B0000 JAARLIJKSE BESPARING 60000 [$/JAAR], 40000 20000 0

JAARLIJKSE BES PARING [S/JAAR] 60000 TOTALE BESPARING [

si

100 20 [%1-1F0] Blending ratio 94MDO

Fig. 4.7 Besparing brandstof- en smeerolie kosten voor middelsnel lopende hoofdm. altern.*'

Uit de figuren is te zien dat wat brandstof- en smeer-olieverbruik betreft de vaste schroef alternatieven onderling weinig voor elkaar onderdoen.

40000- 20000---20000 -_400000 .200000 8o

Hetzelfde geldt voor de verstelbare schroef alterna-tieven onderling.

Wel is het zo dat al de vaste schroef alternatieven meer besparen dan de verstelbare schroef alterna-tieven.

We zien dat de vrij hoge besparingen bij uitsluitend gebruik van dieselolie voor de hulpmotoren(70 a 80.000 S/ jaar voor de vaste schroef en

55 a

60.000 S/jaar voor de verstelbare schroef alternatieven), vrijwel teniet worden gedaan of zelfs negatief worden bij hoge

meng-verhoudingen.

De besparingen welke de middelsnel lopende hoofdmotor alternatieveiibehalen ten opzichte van hun basis-alternatief zijn jets groter dan die van de vergelijk-bare langzaam lopende alterna-tieven (gemiddeld 4000 $/ jaar meer), maar verder gedragen de alternatieven zich analoog.

3.3 _Onderhoud

De tweede factor (naast het brandstofverbruik) waarop bespaard kan worden door het gebruik van een hoofdmotor aangedreven generator, is het onderhoud van de

hulp-

----motoren. In deze paragraaf wordt een overzicht gegeven van de daarvoor benodigde kosten.

De bepaling van de onderhoudskosten voor de hulpmotoren gaat bier op basis van de gebruikte kWh per jaar.

Een overzicht van dit gebruik is te zien in de

figuren.

4.8

en

4.9

(zie oak bijl: V J.

Fig:

4.8

Gebruik van hulpvermogen (in MWh/jr) voor de langzaam lopende hoofdmotor alternatievens/

Fig:

4:9

Gebruik van hulpmotoreh (in MWh/jr) voor de middelsnel lopende hoofdmotor alternatievens/

-altern. Ao Al A2 A3 c11 Ak A5

I A61

, 1 /zeebedr. /(MWh/jr) manoeuvre (M4h/jr)

5086

1089

-1089

1089

1089

-1089

1089

1 685 TOTAAL (MWh/jr)

6175

1089

1089

1149

[

₁₀₈₉

I

1089

685

altern. Bo Bk 111 B5 BE I zeebedr: 1 , (MWh/jr) manoeuvre

15086

-

-(MWh/jr)

1089

1089

1089;

685

1TOTAAL 1 (MWh/jr)

6175

1089

1089;

685

-Met behulp van gegevens uit de literatuur (onder andere

[41], ) is nu een relatie gevondeni

tussen gebruikte kWh en onderhoudskosten voor imotoren in deze vermogensrange,:

= WA x (0.0025 x HIP + 0.0035)

onderhoudskosten van de hulpmotor (S/jaar)

WA = arbeidsprestatie hulpmotor (kWh/jaar)

HFP = percentage zware one in de brandstof %HFO

%HFo.%no

In de figureh 4.10 eh 4.11' zijn de besparingen ten opzichte van de basisalternatieven weer uitgezet .tegen de blending-ratio Hierbij is ook rekening gehouden

met het extra-Oriderhoud voor de verstelbare schroef-alternatieven waarvan de hoofd=tor een (langzaam lopend) of twee (middelsnel lopend) cilinders meer heeft. Met behulp van [31 is het extra onderhoud be-paald op

₃₆₀₀

_{S/jaar (langzaam lopende hoofdmotor>} respectievelijk 3300 S/jaar (middelsnel lopende hoofd-motor).

Uit de figurer:, blijkt dat de hoofdmotor aangedreven generator alternatieven tussen de 14000 en 28000 $/ jaar (afhankelijk van het alternatief en de blending, ratio) aan onderhoud besparen ten opzichte van de basisalternatieven zonder hoofdmotor aangedreven generator. met 57: [8],[31 hulp-KA

JAARLIJKSE EESPARING [s/JAAR_iF

I

₀₀₀₀ -20000 0 100 r%HFO1

-

Tilt-

Blending ratio

kMDOI

Fig. 4.10 _{Besparing onderhoudskosten} voor langzaam lopende

hoofdrnotor alternatieven ₁ B4,B5 Or BG -I - - 0 0 20 +o Go So

T55

I%HFO Blending ratio

600000

20 [s] +00000 200000 200000 TOTALE BESPARING TOTALE BESPARI MG 80000 6 00 0 0 0 60000

t00000

80000 J AAR LI J KS E BESPARING [s/JAAR] 60000 40000 20000 -0 0 20 -Al ,A2

[s]

Verder blijkt dat alle hoofdmotor aangedreven genera-tor alternatieven (zowel met vaste als met verstelbare schroef) vlak bij elkaar liggen.

Ook is te zien dat de blending ratio een veel kleinere invloed heeft op de besparingen voor het onderhoud dan op de besparingen voor brandstof- en smeeroliekosten.

4.3.4 Investering \,/

In deze iparagraaf worden de voor de besparingen be-nodigde investeringen opgesomd. Alle prijzen zijn richtprijzen van het prijsniveau dec. 184/jan.

'85.

Een overzicht van de investeringen ingedeeld in hoofdgroepen is te zien in de figuren 4.12 en 4.15. Hierbij zijn alleen de verschillen in investering ten opzichte van de alternatieven Ao en Bo (onafhankelijke dieselgeneratoren, vaste schroef) weergegeven.

Hoewel geen functie van de blending-ratio worden ten behoeve van de eenvormigheid de resultaten net als in de vorige paragrafen in fig. 4.14 en 4.15 weer uitge-zet tegen de blending ratio.

Fig. 4.12

Extra investeringen ten opzichte van het basisalternatief (Ao) voor de langzaam lopende hoofdmotor alternatieven

Ao Al A2 A3 A4 A5 A6 i thyr.gest. asgenerator thyr.gest. generator via step-up generator via generator via step-up

verst.schr. 2-traps PTO (zeebedrijf)

verst.schr. 2-traps PTO (manoeuvr.)

1000$ specif. 1000S . specif. 10001 specif. 10001 specif. 10003 specif. 10001 specif. 10005 -7RTA68

-7RTA68 -7RTA68

-8RTA68 , ,8RTA68

+ 349 8RTA68

+ 349

349

-FPP + res.FPF -FPP + res.FPP -FPP + res.FPP -CPP + res.blad CPP + res.blad 1 165 CPP + res.blad

+ 165

4-165

-

-3 hulpm.

3 D.G.

asgen. (thyr.ges) -+ 301(thyr.ges)-+ hnlpm. 1, D.(i. step-up PTO-gen. -332 3 hulpm.

3 D.G.

step-up PTO-gen. plan.twk.+

-396

3 hulpm. D.G. step-up PTO-gen. -1h1 3 hulpm.

3 D.G.

2-tr.PTO. PTO-gen.

-+ 165

_. 2 hulpm. 2

D.G.

(..-2-tr.PTO. PTO-gen. ,

-328

--+ 165

-7,01

33?

396

655

679

351 plan.twk. I 3 3

-)s

Fig. 4.13

Extra investeringen ten opzichte van het basisalternatief (Bo) voor de middelsnel lopende hoofdmotor alternatieven

alternatief Bo B4 _ B5_. B6 omschrijving onafh. dieselgen. verst.schroef PTO aan reduc.twk

verst.schroef 2-traps PTO (zeebedrijf)

verst.schroef 2-traps PTO (manoeuvreren)

specific. 1000$ specific. 1000$ specific. 1000$ specific. 1000S hoofdmotor 12PC4-2/2E -14PC4-2/2E

+ 393 14Fc4-2/2E + 393

14Pc4-2/2B

+ 393

schroef FPP + reserve FPI: -CPP + res.blad + 122 CPP + res.blad + 122 CPP + res.blad + 122

hulpvermogen installatie -hulpmotor aangedreven -hoofdmotor aangedreven

3 hulpm.

3 lies.gen. - -3 hulpm. 3 dies.gen. PTO PTO-gen. - 46 3 hulpm. 3 dies.gen. 2-traps PTC PTO-gen. - 70 .

2 hulpm. 2 dies.gen.- 2-traps PTO PTO-gen.

328'

70

TOTAAL EXTRA INVESTERING

. -561 _ 585 257

1

o 20 40 60

100

7

7

7

Blending ratio. [%liF01

Tr--76MD0.1 0

20

600000,

400000 200000 [

01..

EXTRA DNVES7ERING

[s]

o ii t 1, 0 20, 40 60 80 100

7

7

'47

20

Fig, 4,14 Extra investering t.o.v. alt. Ac voor de langz. lop. hoofdm. altern."/

Hr=-B4

r5

600000'

EXTRA INVESTERING

[s]

400000

r-B6

200000, /

Resultaten

V

In deze paragraaf volgen de resultaten van de verge-lijking op basis van de in par. 4.2 genoemde econo-mische criteria. Dit gebeurt apart voor de langzaam

lopende (4.4.1) en voor de middelsnel lopende (4.4.2) hoofdmotor alternatieven.

4.4.1 Lanzaam lopende hoofdmotor

Met behulp van de resultaten van de vorige paragrafen is nu een uitspraak te doen over de economische waarde van de onderzochte alternatieven. Dit ebeurt aan de hand van de volgende fiuren:

- fig. 4.16 in deze figuur wordt de NPV &is functie van de blending ratio weer-gegeven. Deze figuur ontstaat door de figurer.. 4.6 (brandstof- en smeer-oliekosten), 4.10 (onderhoudskosten) en 4.14 (investering) te combineren;

- fig. 4.17 hier worden de IRP en POP gegeven, weer als functie van de blending ratio. Dit gebeurt alleen voor die alternatieven waarbij deze criteria een relevante betekenis hebben;

- fig. 4.18 on in te spelen op de verlagingen van het specifiek brandstofverbruik, welke door de motorfabrikanten re-gelmatig warden gerealiseerd, kan deze figuur gebruikt worden.

In de figuren a en b wordt de NPV uitRezet tegen het specifiek brand-stof verbruik van de hoofdmotor bij MCP, bij een blending ratio van 0:100 respectievelijk 80:20 (HFO:MDO).

TussenliRgende verhoudingen kunnen door interpolatie worden verkregen. De verticale stippellijnen geven de huidige SFC aan;

- fig. 4.19 _{analoog aan fig. 4.18 wordt bier de} NPV uitgezet tegen het brandstof-prijzenniveau. Dit prijzenniveau is een van de belangrijkste externe

factoren die de keuze van de hulp-vermogen installatie beYnvloedt. Zo zijn er de afgelopen vijf jaar prijs-schommelingen geweest van bijna

100 $/ton. Ook in deze figuur kan voor tussenliggende blending ratio's tussen de figuren a en b worden geinterpoleerd.

80o

600 Npv

[s]

4o0 (x 103> 20G

0

-20o, k 00

600

800

30 20 10 0 0 20 80

loo

T5

20 %HFO] Blending ratio %MDO

Fig. 4..16 NPV als functie,van 4e blending ratio */

10

30 [j aarj

Fig., 4,17 Interne rentevoet en POP als functie van de blending ratio /

*/ Voor overzicht van alternatieven zie uitklapplad. van biji.VI

65.

Al A2 A3

!III-41

it

AriallIII

IIIIIIE

_{_.}

r

Ito.._ -"MI 1 I A5 A4 Al A2' 111!

.

A3 ...", 0 20 Lio 6o

8o

loo

To"

_T5

-=-

ratio

75

oFo

[]

2o Blending

ODO

-5

A6 15

600 400 600 6 NPV 40 [S] (x 103) 20 -20 40 6o NPV 400 [S]

rx

103) ₂₀ 0 -20 0-Al %HFO 0

%D0-100

I F 160 170 1A0 SFC [g/kWh]

Fig. 4.18 NPV als functie van het spec. brandstofverbruik

van de hoofdmotor bikNICR.x./ %HFo_80 77To-20 1 170 1180 SFC [k/kwh]

A3

A6 .IMPIM,Eir A5 A2+ 1719==Laftir...--I I I I 220 260 300 340 PRIJS MDO [iiton]

I f 1

220 260 300 340 PRIJS MDO [s/ton]

Fig. 4.19 NPV als functie van het

160 200 240 150 200 240

PRIJS HFO [$/ton] _{PRIJS HFO [$/ton]}

Al

A2

%HF0_80

4.4.2 Middelsnel lopende hoofdmotor

Dr

Overeenkomstig de behandeling van lie langzaam lopende hoofdmotor alternatieven in par. 4.4.11 warden oak bier de resultaten in een viertal figurem weergegeven-:,

a fig. 4.20 geeft de NPV. als functie van 'de blending ratio;

fig. 4.21 doet hetzelfde voor de IRR en POP; fig. 4.22 geeft de NPV als functie van de SIC

van de hoofdmotor bij MCR; fig. 4.25 geeft de NPV als functie man de

brandstofprijzen.

In fig. 4.25 is te zien (evenale trouwens in fig'. 4.19) dat de vaak gebezigde uitspraak; 912.12.212.gir de olie-prijzen, des te voordeliger een

niet opgaat voor de hoge blending ratio's (fig. 4.25br) Het tegendeel is eerder waar. De reden hiervoor is te zien in fig. 4.24. Hierin zijn voor de alternatieven Bo (vaste schroef, onafhankelijke dieselgeneratoren) en BE (verstelbare schroef, P.T.0.) brandstofverbruik van hoofd- en hulpmotoren en de totale gemiddelde

brandstofprijs naast elkaar gezet. Alternatief BE heeft een hoger brandstof verbruik (zie fig.

4.5)

dan Bo maar weet dit bij blending ratio's onder 70:50 (HI0':14D°) te compenseren door een grater prijsverschil van de totale brandstof,

67L

800 600 NPV 400

[s]

(x 103) 200 0 -200 400 600 IRR 20 30 10 20 40 60 86 10 POP 15 [jaar] = 30 ..._.,::____..., 35 . To" 20

[

,,, %HFO] Blending ratio f.-)0

Fig. 4.20 NPV als functie van de

-bien-ding ratio */ 0 20 40 60 80

loo

20

[

%HFO] ---... Blending ratio

775

800 4

600 NPV 400

-[s]

_{'3 200} -(pc 10 ) ii II B5 B4 III 4 %FIFO 0

W

O 100 _ -600 _t

-1601 170 180 190 1601 ZFC [g/kWh) SFC Eg/kWi-]

Fig.

4.22 NPV als functie van het spec. brandstofverbruik

van de hoofdmotor bij,Z2F2:)

---ePRIJS HFO

[$/ton]

m

t

I

60 -1

210 260

3

340

--ePRIJS MDO

[$/ton]

a

PRIJS

HFO [8/ t on]

210 2g0 300 340

MDO [$/ton]

Fig. 4.23 _{NPV als functie van het} brandstofpriizen niveau"/

Veer overzicht van alternatieven zie uitklapbled van bijl.VI B5 B4 11:

1":cz

₄ 41- 4 170 180 190 h II

On

So P _7775-20 H 1 II 16 t 1 ' I M ill P 1 P li B5 I' B4 1

1---7,

71

160 200 240 160 200 240 0 200 400 400 NPV 200 10') 0 -200 400 %HFO a %HFO ₈₀ 36 PRIJS */ 69.

Boven deze ratio overheertht echter bet slechte rende-

r-

---ment van de installatie het prijsvoordeel. Elke prijs-verhoging van de olie werkt Hdan alleen nadeliger _{op de} P.T.0.-installatie.

Fig, 4.24 _{Vergelijking tussen brandstofprijs} en -verbruik van de alternatieven Bo (FIT, onafh. dieselgen.) en

36 (CF?, PTO) *prijsindex HFO = 100.0 MDO = 144.4 BLENDING RATIO IFO PRYSINDEX IFO TOTAAL 1BRANDSTOFVERBRUIK VERSCHIL, BR.PRYS VERSCHIL; VERBRUIK!'

. ALT.Bo ALT.36 36-Bo

36-Bo (561110 / %MDO) li 1 (%) (%)' 0 / 100 105.8 100.6 - 4.9

+ 1.8

10 / 90 105.2 100.6 - 4.4 ,, + 1.8 1 20

I

80 104.6 100.5 ,- 3.9 ii + 1.8 F 30 / 70 104.0 100.4 , - 3.5 , + I 40 / 60 _{103.5 100.4 - 3.0} , + 1.8 1 50 / 50 I!1 102.9 100.3 - 2.5 + 11.8 60 / 40 , 102.3 100.3 = 2.0

+ 1.8

70 / _{30 101.7 100.2} I

-

1.5 4.

1.8

8o / 20 101.2 100.1 - 1-1

+ 1.8

1.8

5-

ANALYSE VAN DE RESULTATEN

In het volgende warden de' resultaten uit hooldstuk vier kort geanalyseerd. De analyse in zowel geldig voor de alternatieven met langzaam lopende hoofdmotor als voor de alternatieven met middelsnel lopende hoofd-motor (voor zover deze onderzocht zijn).

De analyse is gesplitst in drie hoofdgrospervc ode ver= stelbare schroef alternatieven (par. 5.1)1, de vaste schroef alternatieven met hoofdmotor aangedreven gene-rator (par.

5.2)

en de basisalternatieven net onaf= hankelijke dieselgeneratoren (par.

5.3)

5,1

De verstelbare schroef alternatieves

Op de vraag of de verstelbare schroef alternatieveh nog concurrerend zijn tegenover de vaste schroef

alternatieven is een tweeledig antwoord van toepaszingw, zoals in de figuren 4.16 en 4.20 -be zien is,

1e/ Het traditionele verstelbare schroef systeem met een vast toerental (alt. A4 en B4) is in

1 ][,

alle gevallen inferieur aan de vaste schroef

1

systemen. Dit komt onder andere doordat cavitatie-problemen bij het manoeuvreren verhinderen dat sr een dieselgenerator kan worden uitgespaard

bij de toepassing van .de P.T.0.-generator.

It

Ook het toepassen van een twee-traps tandwiel-kast (alt. A5 en B5), waardoor tijdens zeebe-drijf twee schroeftoerentallen beschikbaar zijn biedt nagenoeg geen verbetering.

,e

c / Het gebruik van een twee-traps tandwielkast tijdens het manoeuvreren (alt. A6 en B6) biedt de mogelijkheid om, zonder aanzienlijke cavi-tatiebroblemen en energieverliezen, een diesel-generator te besparen.

Zoals uit fig. 4.16 te zien is overbrugt dit systeem van de achterstand die de verstelbare schroef systemen hebben op de vaste schroef systemen. Hierbij moet echter ook nog bedacht worden dat de hoofdmotor van de verstelbare

_-schroef systemen enigszins ruim is uitgevallen. Dit komt doordat de verstelbare schroef alter-natieven bij de keuze van bijvoorbeeld de

langzaam lopende hoofdmotor net bove'n en de vaste schroef alternatieveri net onder de grens-lijn tussen zeven en acht cilinders uitkomen. Bij een ander ontwerp waarbij het benodigd voortstuwingsvermogen 6% lager zou zijn zouden zeven cilinders voor beide soorten alternatieven volstaan. Alternatief A6 zou dan de resultaten van de vaste schroef alternatieven duidelijk overtreffen.

Hoewel dus in dit specifieke geval dit alterna-tier een achterstand blijft behouden op de vaste schroef alternatieven met hoofdmotor aangedreven generator, kan het resultaat van ontwerp tot ontwerp verschillen. "Valt" de keuze van de hoofdmotor gunstig voor de verstelbare schroef zodat geen extra cilinder nodig is, dan

over

-treft dit verstelbare schroef alternatief alle vaste schroef alternatieven.

5.2 De vaste schroef alternatieven met hoofdmotor aangedreven generator

Zoals uit de figuren van par. 4.4 blijkt halen de alternatieven met vaste schroef en hoofdmotor aange-dreven generator een hogere NPV dan de verstelbare schroef alternatieven.

Onderling verschillen de drie alternatieven (thy-ristorgestuurde asgenerator (alt. Al), thyristor-gestuurde generator via step-up (alt. A2) en gene-rator via planetaire tandwielkast (alt. A3)) weinig,_ waarbij de asgenerator steeds licht de voorhand heeft.

3,3

Be vaste schroef alternatieven met onafhankelijke dieselgeneratoren

Opmerkelijk zijm de resultaten van de onafhankelijke dieselgenerator alternatieven (alt. Ao en Bo).

De onafhankelijke dieselgenerator blijkt bij grate blending ratio's volledig competitief met de hoofd-

_.

II,

' motor aangedreven generator systemen en levert bij

een blending ratio van 80:20 (HFO:MDO) zelfs het beste resultaat Cal is het verschil met de asgenera= tor klein).

'Wel is het tb, (let de terekeningen steeds z::jn uitge= voerd met de grote hulpmotor (8SW280) met een zeer

11

laag specifiek brandstofverbruik.

Wordt bij lage belasting (weinig koelcontainers) de kleine hulpmotor gebruikt dan is het resultaat een stuk slechter.

6

CONCLUSIES

Uit de voorgaande vergelifking en analyse van de onderzochte alternatieven blijkt dat er geen enkel-voudig antwoord te geven is op de vraa;.7 zoals die in de titel gestela wordt, namelijk of de verstelbare schroef voordeel biedt bij het genereren van

hulpvermogen.

Op basis van de resultaten voor het 1440 TEU con-tainerschip kunnen echter we]. (zij het voor enigszins verEelijkbare schepen) een aantal algemene conclusies worden geformuleerd:

- _{als het extra vermogen, benodigd voor de} verstel-bare schroef alternatieven, geen aanleiding geeft

_ _

om een grotere hoofdmotor te installeren, dan zijn de alternatieven met verstelbare schroef en twee-traps tandwielkast (constant toerental voor zee-bedrijf en manoeuvreren) zeker de moeite van het het onderzoeken waard (cavitatieproeven).

Hetzelfde geldt als door externe omstandigheden (by. manoeuvreereisen) voor een verstelbare schroef wordt gekozen:

- _{moeten de verstelbare schroef systemen wel een}

grotere hoofdmotor installeren, en is het benodigd hulpvermogen zo groot dat er een grote hulpmotor geinstalleerd kan worden met een laag specifiek verbruik en met de mogelijkheid om zware olie te verstoken, dan biedt de installatie met uitsluitend onafhankelijke diesel eneratoren het grootste

deel (al is het verschil met de thyristorgestuurde asgenerator klein);

in alle andere gevallen geeft de thyristorgestuurde asgenerator het beste resultaat.

Een gestileerd overzicht van bovengenoemde conclusies is te zien in fig. 6.1.

1 grotere oofdmotor voor CPP

alternatieven

dan voor FPP alt ernat. benodigd hulpvermogen relatief groat II bepaling schroefgegevens en hulpvermogen verbruik keuze hoofdmotor FPP en CPP altern. alt- Ao/Bo FPP ,anafhankelijke diesel-1 zeneratoren 1 ne alt. Al FPP thyristor-gestuurde es generator

lig. 6di Overzicht van conclusies

V

alt. A6/56 CPP 2-traps PTO constant toeren-bedrijf op zee en bij manoeuvreren

40_1 Adr-47

77-1 9

LIJST VAN SYMBOLEN

\i/

breedte

vermogens coefficient

CPP controllable pitch propeller constante, koorde

CL lift coefficient

diameter, holte

DG dieselgenerator

DW deadweight

FPP fixed pitch propeller

HFO heavy fuel oil

IFO intermediate fuel oil IRR internal rate of return

snelheidsgraad

KT stuwkracht coefficient PP lengte tussen de loodlijnen

LO lubricating oil

MCP maximum continuous rating

MDO marine diesel oil

n, N toerental

Nc RPM/100

NPV net present value

vermogen

P/D spoedverhouding

PK paardekracht

POP pay out period

RPM revolutions, per minute

rr rondreis

SFC specific fuel consumption profiel dikte

diepgang, stuwkracht TEU 20 ft. equivalent unit

twk tandwielkast

V snelheid

invalshoek

hoek tussen translatie snelheid tn. resultante van transiatie- en

rotatie snelheid snelheidsgraad 4.2 druk coefficient 1. rendement verdraaiingshoek schtoefbladem 1..)Y rotatiesnelheid cavitatie getal spoedhoek indices a aanstroom break

Bgen break, voor de generatortor break, voor de schroef

711 delivered el electrisch face effectief 794. Bsch

m mechanisch

nom nominaal

ontw ontwerp conditie

R

overgangs-tot totaal

LITERATUUROPGAVE

\Li

AUflm Keller J., Enige aspecten bij het ontwerpen van scheepsschroeven, S. en W., 33e jaargang no. 24, 1966, p. 658

Beek G.H.M. en de Mulder, A New Generation Controllable Pitch Propellers, Lips symposium paper no. 7, 1983

Bilschen R.4 WGA 23- em n modernes Wellengenerator System von Siemens, Hansa 1983 no. 13, p. 1203 Grinze J., Vereinfachung und Automatisierung des

Betriebes von Schiffsverstellpropeller-anlagen, Seewirtschaft 5-6 1973, p.425 Grossman G., Simplification and Energy Saving at

Auxiliary Systems of Motorships

Gundlach H., Propellerwellen versorgen Bordnetze mit elektrischer Energie, Vortragsmanuskript gehalten vor dem Verein der Schiffs-Ingenieure, Hamburg, 14 Februari 1980 Hansen R.K. The Conversion of Steam Turbine Driven,

Container Vessels into Diesel Engine Powered Vessels, J.S.T.G. 1982

.Hansen R.K., _{Shipownerts application of technics to}

save energy and improve maintainability. on board seagoing vessels, ICMES, 1984 Holtrop J. en G.G..J. Mennen, A statistical power prediction

method, Intern. Shipbuilding and Marine Engineering Vol. 25, no. 290, 1978

Johansson The application and economics of shaft generators, The Sixth International Marine Propulsion Conference, London,'

maart 1984, p. 53

Kapsenberg C., Stern gear arrangement and electric power generation in ships propelled by C.P.P, TNO-rapport, 1968 1 II III I. [ ] E.P.H.M. [ [ ] [ [ 6 [ 8 [ 9] A., 81.

Betrieb von Verstellpropeller anlagen nit Synchron-Wellen-Generatoren bei abgesenkter

Drehzahl, J.S.T.G. 1976

Lammeren W.P.A. J.D. van Manen en M.W.C. Oosterveld, The Wageningen B-screw series, S.N.A.M.E., New York 1969

[14 ] _{Mikkelsen G. en W. Brendorp, Main engine driven generators, B&W,}

juni 1982

Morgan W-B., _{Open water test series of a controllable} pitch propeller with varying number of blades, T.M.B. Rep. 932, nov. 1954

. Brandes, Vereinfachung des Schiffsbetriebes durch

Einsatz von Drehstrom-Wellengenerator-Anlagen, Sonderdruck Tag des Schiffs-ingenieure, 1970 (18)

Shaft Driven Generators for Marine

Application, Leaflet Vickers Shipbuilding and Engineering Limited

C.P. propellers for economy, ME?, maart 1983, p. 20

The Controllable Pitch Propeller for ships, Int. Shipb. Progress vol 17. nr. 1185, p.19

Het aanhouden van een constant tmerental bij schepen met verstelbare schroef,, 4e-jaars-scriptie, Delft, okt. 1983

De verstelbare schroef. Hulp of hindernis bij het genereren van hulpvermogen?, 5e-jaars cursuswerk, Delft, nov. 1984 Cavitation testing of Marine Propellers, Paper Presented at the International Centre of Mechanical Sciences, Udine, Italy,

october 1971

Heavy Fuel Diesel Alternator Sets offer better economy than Shaft Alternators, The Sixth International Marine Propulsion Conference, London, maart 1984, p. 61 [13] Khaak en W.

[18]

[ 19 ]i [20] Onassis I.K.% [21 MiSers _T.sh Norrby R., Onassis. If 22

I

Oossanen van, [23] Paro pH, [12 ] H.J., [15 [ Milner C. Murrell P.W., I.K., P.

24 ] Pehrsson L., _{Controllable Pitch propellers, Transactions} Institute of Marine Engineers, vol 70, 1958 Pehrsson LA, _{Dar Konstruktion und Verwendung des heutigen}

Schiffs-Verstellpropellers, J.S.T.G.

1963,

P. 398

Punt J., _{Berekening Weerstand en Schroef, instructie} in het kader van het college k8, Delft, februari ₁₉₇₉

Schanz F., _{The Controllable Pitch Propeller as an} Integral Part of the ship's Propulsion System, Transactions S.N.A.M.E., no. 6

1967, p.

20

Schoenherr K., _{Recent developments in propeller design,} Transactions S.N.A.M.E.,

1934, p. 90

Tsuchida K. en A. Yazaki, Design Diagrams for Three bladed

Con-trollable Pitch Propellers, Jan. ₁₉₆₃

30 ]

Visscher A.G. de, _{Energiebesparing op het hulpvermogen am}

board van zeeschepen. T.H. Eindhoven,

Aug. ₁₉₈₁

Weichhold N., _{Reflections on the Maintenance Cost as} Criteria for the Propulsion Plant Choise, Symposium Reliable Heavy Fuel Oil Engines, Kiel, Sept. 1982

Welle M., _{installation Aspects of Main Engine Driven} Generators - Engine Integrated PTO for Sulzer RTA Engines, Sulzer Paper,

1983

Wind J., _{Hub Size Selection Criteria for}

Control-lable Pitch Propellers as a means to ensure Systems Integrity, Naval Engineer Journal, Dec.

1978, p. 49

34 ]

Wind J., _{Principles of Mechanisms used in} control-lable Pitch Propellers, I.S.P. vol. 18,

feb.

1971, p. 80

35] Wiihrer W., _{Propulsion plants with c.p. propeller and}

load control, The Motorship, Februari

₁₉₇₈

83.

[ ] 2 8 ] [31 1 [32] f33] [