Berechnung der kräfte und momente an verstellpropellern bei stoppmanövern

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Berechnung der Kräfte und Momente an Ver

stelipropellern bei Stoppmanövern

B. Zimmermann

INSTITUT FÜR SChIFFBAU DER UNIVERSITAT HAMBURG Bericht Nr. 308

Berechnung der Kräfte und Momente an Verstelipropellern bei Stoppmanövern

von

B. Zimmermann

Teiiprojekt A : "Sicherheit von Schiffen

gegen Kollisionen"

März 1975

Bibliotheek van de

Aldeling Scheepsbouw- en Schepvaartkunde Technische Rogeschool, Deift

DOCUMENTATIE

I:

_.<

_3c,8

Zusammenfassung

Mit der erweiterten Wirbeltraglinientheorie werden die Flügel-kräfte und Momente eines Verstelipropellers berechnet. Während

des etwa 30 bis 50 Sekunden dauernden Verstelivorganges um 3Q0

bis 50° führen die Flügel ungefähr _{80 bis 120 Umdrehungen aus.}

Daher Ist es möglich, das zeitlich aperiodische Problem in einer

Reihe von aufeinander _{folgenden quasistationär berechenbaren}

Momentanzuständen zu behandeln.

Das Programm zur Bestimmung _{von Zirkulation und Kräften wird}

zunächst dazu verwendet, das Freifahrtdiagramm _{eines normalen}

Propellers fester Steigung nachzurechnen. _{Es ergibt sich eine}

gute Übereinstimmung mit den entsprechenden _{gemessenen Werten.}

Bei der Behandlung des _{Versteilvorganges mit seinen nicht}

optimalen Steigungsverläufen zeigt sich nur für kleine und

mäßige Versteliwinkel _{(etwa bis 15°) eine ausreichende}

Übereinstimmung zwischen Theorie und Experiment. Für größere

-Werte treten erhebliche Unterschiede _{auf, und die Theorie}

selbst wird numerisch instabil.

Letztere Tatsache Ist unter anderem dadurch bedingt, daß die hydrodynamische Steigung sehr kleine Werte annimmt, teilweise

sogar Null wird. Daher verlassen die freien _{Wirbel die}

Propeller-ebene nur noch langsam oder gar nicht. Die auf dem Modell der

Poten-tialströmung ohne Berücksichtigung _{des Wirbeizerfalls}

basierende Theorie kann in diesen Fällen die Strömungsvorgänge nicht mehr realistisch beschreiben.

Inhaltsverzeichnis

Seite

Einleitung i

Berechnung der Zirkulation

Berechnung der IKräfte in Axial- und

Umfangsrichtung 8

Berücksichtigung des Reibungseinflusses bei der Berechnung von Schub- und

Mornentenbeiwerten ₁₁

Probleme des potentialtheoretischen Wirbelmodells zur Berechnung der Kräfte bei kleinen und negativen Steigungswinkeln

(Nuildurchgang)

Schrifttum ₁₆

Symbolliste ₁₇

Einleitung

Beim Stoppen eines Schiffes aus voller Vorausfahrt wird bei gleichbleibender Drehrichtung die Anstellung der Propeller-blätter verringert und in möglichst kurzer Zeit auf negative Steigung gebracht, urn den Vorwärtsschub rasch zu vermindern

und einen negativen Schub als Bremshilfe bereitstellen _zu

können [i]

Dabei richten sich die Verstelizeiten nicht so sehr nach der Schiffsgröße, als vielmehr nach der Art und Belastbarkeit der Maschinenanlage. Bei wirksamer Verstellung wird in jedem Augenblick Gleichgewicht zwischen dem Maschinenmornent und dem

vom Propeller aufgenommenen Moment angestrebt [ 1, 2 _]

Die sich dabei ergebenden Verstelizeiten, bezogen auf die Gesarntstoppzeit, können bei Dieselmotorschiffen 8 bis 20 %

und bei Gasturbinenanlagen sogar bis zu 50 % betragen [i, 2, ₃₁

Der Propeller führt in dieser Zeit ungefähr 80 bis 120 Umdrehun-gen aus. Der Gesarntverstellwinkel der Propellerblätter wird bei

Ausgangssteigungen von PID 0,7 bis 1,0 etwa 300 bis 50°

be-tragen [i, 2, 3, ]

Zur Vorausberechnung des gesamten Urnsteuervorganges sind in der Literatur erfolgversprechende Verfahren bekannt geworden

[2, , s, 6, _io]

Unter beachtung des quasistationären Gleichgewichts in jedem Augenblick werden dort die Differentialgleichungen der Schiffs-bewegung

= T (i - t) - RT

und der kombinierten Schrauben-Maschinendrehung

= - Q

Darin bedeuten

m5 _{Schiffsmasse einschließlich der hydrodynamischen Masse}

Schiffsbeschleunigung

T _{vom Propeller abgegebener Schub}

t _Sogziffer

RT _{Schiffswiderstand}

Trägheitsmoment aller rotierenden Nassen

W _{Winkelbeschleunigung}

QM von der Maschine abgegebenes Drehmoment

Q _{vom Propeller aufgenommenes Drehmoment}

Die benötigten Kräfte und Momente des _{Propellers in jedem}

momentanen Zeitabschnitt werden stationär _gemessenen

systema-tischen Modellversuchsserien entnommen [8, 7] . Abgesehen

davon, daß bei diesen Rechnungen bisher _{Kavitation und}

Luft-einbruch nicht berücksichtigt worden _{sind, spielen}

augen-scheinlich instationäre Effekte _{am Propellerblatt nur eine}

untergeordnete Rolle.

Die nun folgende theoretische _{Untersuchung soll für homogene,}

zeitlich stationäre Anströmverhältnisse _{am Propeller}

klar-legen, wie weit mit dem potentialtheoretischen _{Tragflögelmodell}

die physikalischen Vorgänge am Propeller, auch für größere

Anströmwinkel, richtig beschrieben werden _können.

Für die Beantwortung dieser Fragen ist _{es zunächst einmal}

völlig ausreichend, die Wirkung der N Flügel eines Propellers

auf die Strömung durch N gerade radial _gerichtete

Potential-wirbel zu ersetzen (Theorie der tragenden Linie). Mit diesem

Wirbelmodell, das in der Weise angewandt _{wird, daß zur}

Berech-nung der Zirkulation die Strömungsrandbedingung auf _{3/ der}

Profiltiefe erfüllt wird, kann das _{von allen N-gebundenen und}

-freien schraubenförmigen Querwirbein _induzierte

Aufpunkt-3

flügels im 3/'4 Punkt der Profiltiefe und _{am Ort des}

gebunde-nen Wirbels nach dem Satz von Biot-Savart berechnet _werden

([9] , S. 2-5).

Aus der Zirkulation und dem _{Geschwindigkeitsfeld am Ort der}

tragenden Linie ergeben sich nach dem _{Kutta-Joukowskischen}

Satz Schub und Drehmoment in Abhängigkeit _{von Drehzahl,}

Fort-schrittsgeschwindigkeit und Versteliwinkel des Propellers

( [9, S. _{8-9 und S. 11). Die berechneten Schub- und}

I. Berechnung der Zirkulation

Wir gehen aus von einem rechtsgängigen Verstelipropeller, dessen Geometrie im Auslegungszustand gegeben ist, und der

sich mit der Winkelgeschwindigkeit w und der

Fortschritts-geschwindigkeit U0 gegenüber einem festen Zylinderkoordinaten-system durch das Wasser bewegt. Die x-Achse des Koordinaten-systems falle mit der Propellerachse zusammen. Die Winkel- und Fortschrittsgeschwindigkeit des Propellers sind entgegengesetzt den positiven Richtungen des Koordinatensystems gerichtet

(siehe Abb. 1, 2, 3).

Die N geraden radial gerichteten Stabwirbel, die ungefähr auf 1/4 der Profiltiefe, ausgehend von den eintretenden Kanten der Propellerblätter, angeordnet zu denken sind, liegen in der

Ebene x 0. Ihre momentanen Winkel gegenüber der

12-Uhr-Stel-lung sind + 2 rn/N für n 0, 1, ..., N-1. gibt

die momentane Winkeistellung der tragenden Wirbellinie des

Aufpunktflügels an. Die Aufpunkte, an denen die _{von allen}

N-gebundenen und N-freien Querwirbein induzierten Geschwindig-keiten berechnet werden sollen, liegen auf vorgegebenen Radien

im 3/ Punkt der Profiltiefe und haben die Winkel gegenüber der 12-Uhr-Stellung. Ihre Koordinaten in x-Richtung sind

sin 6 c/2. Dabei wird mit c/2 der Abstand zwischen dem 1/

und 3/Li Punkt der Profiltiefe und mit 6 _{= f(r,} *) _der

Stei-gungswinkel der Profilsehne, abhängig vom Radius r und dem

Propellerblatt-Verstellwinkel , bezeichnet (siehe Abb. 1,

6, 7). *. (P/D) - r*.tan q r = arctan

r*.(1 + (P/D)Ktan */r*)

In Gi. (1) bedeuten

(P/D)K f(r*) das Konstruktionssteigungsverhältnis oder

geometrische Steigungsverhältnis im Auslegungs-zustand

die auf den Propellerradius bezogene Radial-koordinate

(i)

und

Die freien Wirbeiflächen, die nach den Helitholtz-Thomsonschen Erhaltungssätzen die Fortsetzung der gebundenen Stabwirbel

sind und im Unendlichen enden, entspringen am Ort der gebundenen Wirbel. Sie sind diesen quer gerichtet (Querwirbel) und liegen

in der Nähe der Spur, die die Propellerblätter bei ihrer Fort-bewegung im Wasser durchschreiten.

Wir bezeichnen mit den Steigungswinkel der abgehenden

Querwirbel, mit U die Axialkomponenten und mit V die

Umfangs-komponenten der induzierten Geschwindigkeit. ist der Winkel

zwischen Profilsehne und Skelettlinie im 3/ti. Punkt. Die

Strö-mungsrandbedingung der erweiterten Traglinientheorie _zur

Berech-nung der Zirkulation lautet damit:

tan + ) U0 + U + UQ w.r + V + VQ zu erfüllen für

X =

Sin c/2

CCOS

c5 - q)0 = 2 r

Das nach dem Biot-Savartschen Gesetz berechnete induzierte Geschwindigkeitsfeld der N-gebundenen und -freien Querwirbel, ausgedrückt in Zylinderkoordinaten, ist in [9

J (Formel 2 und 5)

enthalten. Nach Einsetzen dieser Berechnungsausdrücke _{für die}

einzelnen Komponenten der induzierten Geschwindigkeiten [g _J

in die Randbedingungsgleichung (2) erhält man folgende Integral-gleichung (siehe nächste Seite). Darin bedeuten:

R. Nabenradius des Propellers

F _{Wirbelstärke (Zirkulation)}

q) _{durchlaufener Winkel eines freien Wirbelelementes}

in der Ebene x O, von( + 2 TrnIN)q) bis

s _{Integrationsvariable für die freien und gebundenen}

Wirbel in radialer Richtung

ß1 _{Steigungswinkel der abgehenden freien Querwirbel}

c _Profillänge

N-1 n=o 6 N-1. tan( + - Uo =

L

J

r(s){(.sin)2

+ (r - s)2 + 2rs.

SRH

-3 /2

-

cos(cos/r

-

2n/N))

f

r.sin(cos6Ir - 2n/N) +

+ tan(S + ). sin

cos(cosS/r

- 2lTn/N)J ds +

dr(s)

_1(c

ds (\-.S1ncS - K0(s)p)2 + (r - s)2 + 2rs

SRH

-3/2

(i - cos(cosIr - 2n/N

-[ rscos(cos/r - 2n/N -

) - s2 - tan(6 + ). Ks(s). s

cos(E-.cos5/r - 2Trn/N - + tan(5 + ) KO(S) r

-- tan( ₊ ) s

(-sin5

- 1<0(s) )

sin(.cos6/r

-- 2n/N --

)] d ds

Diese Integraigleichung wurde numerisch gelöst, indem für die Zirkii1ation F(s) ein geeigneter Reihenansatz der Form

7

v5

r(s) w

R2

AsinvT

und für die Aufpunktvariable r und die Integrationsvariable s nachstehende Substitutionen

RP+RH

-

RP-RH

_cost 2 2

RP+RH

RP-RH

t s = Ö0sT

(o <

T <

lT) 2 2 -

-gewählt wurden.

Die hydrodynamische Steigung K0(s) wurde unter Verwendung der Transformation (6) in eine cos-Reihe entwickelt

v5

K0(s) = R

X05VT

Durch die numerische Lösung der Integralausdrücke an fünf

Aufpunktradien (t inri6, 1 1,2,3,,5) konnte die

Integral-gleichung auf ein lineares inhomogenes Gleichungssystem _zur

Bestimmung der Ansatzkoeffizienten A für die Zirkulation

zurückgeführt werden.

Ti PW2Rp N RH/Rp RH/Rp I +

VQ(r)xo

1 F(r) Rp wRp J wRp2

d()

(io)

I -Lc_

+ UQ(r)x..o .1 r F(r) d(---) (ii) I wRp wRp i Rp _wRp2 Rp

II. Berechnung der Kräfte in Axial- und Umfangsrichtung

Nachdem uns nun die Koeffizienten für den Zirkulationsansatz aus den Rechnungen in Abschnitt I bekannt sind, kehren wir

zurück zu dem einfachen Wirbelmodell der tragenden Linie, um

die Flügeikräfte K und K in axialer und Umfangsrichtung

nach dem Kutta-Joukowskischen Satz in möglichst einfacher

Weise berechnen zu können (siehe {] , S. 8).

Wir denken uns wieder die flächenhaft verteilte, _gebundene

Zirkulation im Punkt 1/4 der Sehnenlänge konzentriert und

berechnen jetzt nach dem Biot-Savartschen Gesetz die _{von den}

N-freien Querwirbelflächen am Ort des gebundenen Wirbels

induzierten Geschwindigkeiten (x O,

Der Kutta-Joukowskische Satz lautet in unserem Fall

= dTi/dr = -. p (w.r + VQ(r)X_O) r(r) (8)

c

= dQi/rdr = p ( U0 + UQ(r) ₎ . r(r)

Der Gesamtschub und das Gesamtmoment lassen sich _{dann in}

nachstehender bezogener Schreibweise angeben.

j.

Ql =

Damit wird die Berechnung von Schub und Drehmoment. des Pro-pellers auf die wesentliche Aufgabe reduziert, die

Umfangs-und Axialkomponente der induzierten Geschwindigkeiten zu

best i mme n.

Die Berechnungsausdrücke für diesen Fall, 4 und x = 0,

sind in [9] auf Seite 11, Formel 16, angegeben.

Diese Ausdrücke sind nicht geschlossen lösbar und müssen durch

numerische Integration ausgewertet werden. Dabei ist zu

beach-ten, daß für größere Versteliwinkel die hydrodynamische

Steigung K0(s) an einem Radius S s Null werden kann.

In diesem Fall treten nicht nur, wie sonst üblich, beim Anteil

n _{O des Aufpunktflügels, sondern auch bei den Suinmanden n > O}

der Nachbarflügel Singularitäten auf.

Wir sind nunmehr in der Lage, die Kräfte in x- und -Richtung

sowie nach (10) und (11) die entsprechenden Größen des Gesamt-schubs und des Gesamtmomentes auszurechnen.

Bei der Berechnung der Zirkulation für vorgegebene Propeller-geometrie und Fortschrittsgrad und anschließende Bestimmung der Kräfte ist die Steigung der abgehenden freien Wirbel-flächen die wichtigste Einflußgröße, da sie den wirksamen

Anstellwinkel cff zum Profil und damit die Größe _{des Auftriebs}

bestimmt. Da diese hydrodynamische Steigung abhängig ist von

den induzierten Geschwindigkeiten und diese zu Beginn der

Rechnung noch unbekannt sind, wird mit einer ersten Schätzung

Rp Rp

Zirkulation F , induzierte Geschwindigkeiten UQ VQ und

die Kräfte berechnet.

Wir erhalten über die Beziehung

- A + UQ(1)/WR2 *

- 10

-einen neuen x02 Verlauf, mit dem wir die gesamte Rechnung

wiederholen.

Die Iterationsrechnung ist abgeschlossen, wenn

I

-+ 1)

< 0.01 ist.

Da die Iterationsbedingung für alle fünf Aufpunktradien erfüllt sein müßte, richtet sich die Zahl der Iterations-schritte nach dem 1K0-Verlauf über dem Radius.

Das Verfahren wurde zunächst zur Berechnung von Propellern

mit nicht versteliten Flügeln verwendet.

Abb. ' zeigt die Zirkulation r in Abhängigkeit von der

Flügelzahl N.

In Abb. 5 ist die Zirkulationsverteilung bei homogener

Zuströmung für PID 0,7 und verschiedenen Fortschrittgraden

aufgetragen. Für den gleichen Propeller zeigt Abb. 6 die

Flügeikräfte und Abb. 7, _{8 die induzierten axialen und}

tangentialen Geschwindigkeiten.

Abb. _{9 enthält die hydrodynamische Steigung und den effektiven}

Ansteliwinkel der Flügelprofile.

Die entsprechenden Auftriebsbeiwerte _{(CL-Werte) zeigt Abb. 10.}

In den Abb. 11 und 12 ist die geometrische Steigung

K1

rtgS

_{gemäß Formel (1) für verschiedene Verstellwinkel}

dargestellt.

Abb. 13 zeigt für

konstant

_{gehaltene homogene Zuströmung die}

Zirkulationsverteilung bei den einzelnen Versteliwinkein c

In Abb. l- _{ist der Verlauf der KT - und KQ -Werte während der}

Versteliphase dargestellt und mit entsprechenden _{Meßwerten [8]}

verglichen.

Abb. 15 zeigt die nach dem Xutta-Joukowskischen _Satz

berechne-ten Elattkräfte in axialer und Umfangsrichtung.

Als Beispiel für den Verlauf der induzierten _{Geschwindigkeiten}

beim Verstelivorgang zeigt Abb. 16 die _{Axialkomponente LrQ/U0 ,}

bezogen auf die Zuströrngeschwindigkeit.

Abb. 17 enthält den Verlauf der hydrodynamischen _{Steigung bei}

III. _{BerUcksichtigung des Reibungseinflusses bei der}

Berechnung von Schub- und Momentenbeiwerten Nach dem potentialtheoretischen

Tragflügelrnodell waren die

einzigen Energieverluste, _{die auftreten konnten, durch die}

induzierten Geschwindigkeiten bedingt.

Ein Maß fQr diese Verluste _{stellt der induzierte Wirkungsgrad}

dar

UO .

K(r)

flj(r) =

r

_K(r)

Der tatsächlich erreichbare _{Wirkungsgrad in wirklicher}

Strömung fällt geringer aus.

Urn die Rechenergebnisse mit den vorliegenden Meßergebnissen _des

Propellers VP 1042 besser _{vergleichen zu können, vgl. {8]}

wurde der Reibungseinfluß

mitberücksichtigt. Dieser bewirkt

eine Drehung der Auftriebskraft _{urn den Gleitwinkel}

, so

daß der Schub abfällt und das Drehmoment anwächst. Dabei _{ist £}

das Verhältnis von

auftretender Widerstandskraft in Richtung der resultierenden

Relativgeschwindigkeit und des Auftriebs an jedem Aufpunktradius.

CF

E

=T

Der Widerstandsbeiwert eines _{norm,aJ. gewölbten Profils ergibt}

sich nach Hörner [12] zu:

CF = 2.cFO.( 1 + 2,25 . -t/c ₎ (15)

Dabei wird mit

cFO der Reibungswiderstandsbeiwert einer

ein-seitig benetzten ebenen Platte nach ITTC-Vereinbarung _{von 1957}

und mit t/c die auf die

Profillänge bezogene maximale Dicke bezeichnet.

Danach ist durch

dRF0 0,075

CF

= (p/2).UR2.c.dr = (log RN - 2)2

mit der Reynoldszahl

- C

V

und dein Profilauftriebsbeiwert

- 12 -T W2 Kx(r)

d() + N

x(r)

c(r)tani(r).d()

(20) Pu)2R3 R

Pw2R3

RH/Rp

und das entsprechende Moment

RH/R RH/RP

Abb. 18 zeigt für den behandelten Propeller im Auslegungszustand

den _{inf1uß der so berücksichtigten Reibung auf die}

hydrodynami-schen Propellerkennwerte. Die Abhangigkeit der RN-Zahl und des Gleitwinkels für diesen Fall ist in Abb. 19 dargestellt.

(17) Q

_{= N}

i

Kr)

r d(--)+N. R IK(r) r c(r) d(--) (21)

Pw2R5

w2R3 R

w2R3 R

tani(r)

R

mit _UR

=/(uo

+ UQ)2

+

(w.r + V

)2

₍₁₉₎

der Gleitwinkel eindeutig an jedem betreffenden Profil bestimmt. Der reibungsbehaftete bezogene Schub ergibt sich zu

i

i

CL - dL (i8)

- 13

-IV. Probleme des potentialtheoretischen Wirbelmodells

zur Berechnung der Kräfte bei kleinen und negativen Steigungswinkeln (Nulidurchgang)

Der hier nach der erweiterten Traglinientheorie rechnerisch untersuchte Propeller VP 102 hat im Auslegungszustand ein

Steigungsverhältnis von P07/D 0,7 (Abb. 2,3,12). Hinter

einem passenden Schiff würde der Propeller bei einem

Fort-schrittsgrad von X = 0,1275 (J _{0,4) arbeiten. Bleiben wir}

bei der Voraussetzung eines homogen angeströmten Propellers, dann ergibt sich die in Abb. 13 ausgewiesene

lirkulationsvertei-lung. Die Belastung bei diesem Fahrzustand des Schiffes wird

durch einen mittleren effektiven Blattansteliwinkel _{zur Strömung}

eff 1,5° und die Blattwölbung in Strömungsrichtung

(Profil ist der Strömung nachgekrümmt) erzeugt. Wir haben es

mit einer zirkulatorisch gesunden Strömung zu tun. Die

schrauben-förrnigen freien Wirbeiflächen gehen stromabwärts in positiver x-Richtung (Abb. 1) ab. Die Komponenten der induzierten Geschwin-digkeit in axialer Richtung sind positiv und in Umfangsrichtung negativ (vgl. z.B. Abb. 16). Die Verteilung der Kräfte in Axial-und Umfangsrichtung über einem Propellerblatt ist in Abb. 15 dargestellt. Ein Stoppen aus diesem Fahrzustand wird durch Ver-stellen der Flügelzu kleineren und negativen Steigungswinkeln

erreicht. Während dieser Verstelizeit, die in unserem Fall

beispielsweise 8 % der Gesamtstoppzeit betragen soll, ändert

sich infolge der Trägheit des Schiffes die Schiffsgeschwindigkeit

nicht, und da - wie es bei Dieselantriebsanlagen üblich _ist

-die

Drehzahl nahezu konstant gehalten wird, bleibt auch der

Fortschrittsgrad unverändert, hier X _{0,1275 (J 0,'i). Durch}

die Verstellung wird eine Verringerung der Leistungsaufnahme _des

Propellers erreicht und somit der Schub aus der Vorwärtsfahrt abgebaut. Für den Propeller bedeutet dieses strömungstechnisch, daß die geometrische Steigung stärker als die hydrodynamische an den einzelnen Radien abfällt, da die resultierende Geschwin-digkeit UOR unverändert wirkt. Mit der Belastungsverringerung

nehmen die induzierten Geschwindigkeiten ab, _{so daß der wirksame}

Ansteliwinkel gegenüber dem Ausgangszustand kleiner wird. _Ein

-

1L

-Radien jedoch nicht gleichzeitig erreicht, da sowohl die

geometrische als auch die hydrodynamische Steigung über dem

Propellerradius nicht mehr konstant Ist, sondern von der Nabe

zur Spitze abfällt. Bei der Verstellung wird die durch Anstell-winkel und Blattwölbung bedingte zunächst positive Zirkulation an den äußeren Radien schneller abgebaut, so daß wir schließlich zuerst im äußeren Bereich des Blattes eine negative Zirkulation zu erwarten haben. Das hier Gesagte zeigt sich bei einer

Blatt-verstellung im Bereich 7° _{15° sehr deutlich (Abb. 13).}

Während an den inneren Radien die Zirkulation _{noch positiv Ist,}

also eine Vorwärtskraft liefert, wird sie an den äußeren Radien schon negativ und bewirkt bereits eine Rückwärtskraft. Die

Zirku-lation _{und entsprechend die erzeugten Kräfte gehen also im}

Flügelbereich durch Null (Abb. 13,15). Bei _{Verstellwinkeln}

zwischen etwa 70 und 150 _{arbeiten die inneren Blattradien als}

Propeller, die äußeren als Windmühle mit negativ Kq und

positiven K.

Für _{17,5° liefern alle Radien des Propellers}

Rückwärts-wärtsschub (positives Ky). Die K -Werte sind an den für das

Moment entscheidenden äußeren Radien positiv, _{so daß eine}

Arbeits-weise als Propeller vorliegt.

Für große Versteliwinkel (in dem hier behandelten Beispiel für

30°) treten _{zunehmend Instabilitäten des}

Iterations-verfahrens zur Berechnung der hydrodynamischen Steigung _{und der}

induzierten Geschwindigkeiten auf. Es erscheint _{daher realistisch,}

das Verfahren abzubrechen. Das Ergebnis ist bemerkenswert und

verdient besondere Beachtung, _{wenn man bedenkt, daß bereits an}

den äußeren Radien die freien schraubenförmigen

_Wirbelflchen

mit einer zwar positiven, aber sehr kleinen _{Steigung die}

Propel-lerebene verlassen und entsprechend dicht aufeinander _folgen.

Die Iterationsrechnung _{zur Bestimmung der hydrodynamischen}

Steigung an dem äußersten Aufpunkt _{erforderte auch}

dementspre-chend mehr Zeit. Allerdings sind für Versteliwinkel _{über 15}

Abweichungen von den Meßergebnissen _{festzustellen. Insbesondere}

der K -Wert kann infolge der Labilität der _{Umfangskräfte nicht}

- 15

-In Anbetracht der sehr kleinen (örtlich sogar verschwindenden) hydrodynamischen Steigungen werden die Belastungen (absolut genommen) zu klein berechnet. Denn da die freien Wirbel bei kleinem 1<0 die Propellerebene nur langsam oder überhaupt nicht verlassen., ein Wirbeizerfall aber nicht berücksichtigt wird, so sind die induzierten Geschwindigkeiten unrichtig bewertet. Für eine wirklichkeitsnähere Rechnung müssen die Zerfall- und Verrnischungsvorgänge freier Wirbel in realer Strömung Berück-sichtigung finden, weil sie für die Analyse des Geschwindigkeits-feldes und damit für die Berechnung der Belastungsverhältnisse wesentlich sind.

Die vorliegende Untersuchung hat für kleine und mäßige Verstell-winkel brauchbare Resultate geliefert und zugleich gezeigt,

in welcher Richtung das Wirbelmodell zur Erfassung und Beschrei-bung der physikalischen Vorgänge verfeinert und ergänzt werden müßte. Vorerst wird die weitere Untersuchung dieser Probleme

zurückgestellt, da eine wirklich erfolgreiche Analyse dieser interessanten Verstellzustände wahrscheinlich sehr viel Zeit und vor allen Dingen noch neue Ideen erfordert.

- 16

-Schri fttum

[i] Riefle, R.: Schiffsdieselmotor und Verstelipropeller.

Schiff und Hafen 1959, H. 2, S. 1014-107.

Martirosow, G.G.: Berechnung des Umsteuerns eines

Schiffes mit Verstelipropeller.

Sudostroenie, Nr. 6, 1962, S. 114-18.

Meßergebnisse von Probefahrten mit Verstelipropellern bei den Nordseewerken Emden.

(Interner Bericht)

Okamoto, H., Tanaka, A., Nozawa, K., Salto, Y.:

Stopping ability of ships equipped with controllable pitch propeller.

Part I, ISP Februar 19714, Vol. 21, No. 2314, S. 40-50.

[s] Dien, R., Prien, J.: Die rechnerische Ermittlung von

Stopprnanövern auf Schiffen mit Propellerantrieb. Schiff und Hafen 25, 1973, Nr. 8, S. 685-690.

Geisler, 0., Siemer, G.: Dynamische Belastung von

Schiffs damp fturbinenanlagen bei Ums teuermanövern.

Schiff und Hafen 19714, H. 3, S. 213-218.

Van Lammeren, W.P.A., van Manen, J.D., Oosterveld, M.W.C.: The Wageningen B-Srew Series.

SNAME 1969, Vol. 77, S. 269-317.

Gutsche, F., Schroeder, G.: _{Freifahrversuche an}

Propel-lern mit festen und verstellbaren Flügeln "voraus" und "rückwärts"

Schiffbauforschung 2, 1963, S. 1146-1514..

Isay, W.H. : _{Propellertheorie, Hydrodynamische Probleme.}

Springer, Berlin - Göttingen - Heidelberg 1964.

Acceleration and Steady-State Propulsion Dynamics of a

Gas Turbine Ship with Controllable-Pitch Propeller. SNAME 1972.

Isa.y, W.H.: _{Moderne Probleme der Propellertheorie.}

Springer, Berlin - Heidelberg - New York 1970.

[121 Hoerner, S.: Fluid-Dynamic Drag. 2nd Ed.

Pubi. by the Author, New Jersey 1965.

[13] Wagner, K.: _{Zur Hydrodynarnik des Schraubenpropellers}

bei Umsteuerbetriebszustànden. Schiffbauforschung 1974, S. 55-70.

Ansatzkoeffizienten für die Zirkulation AE/Ao

Flächenverhältnis des Propellers

halber Blattöffnungswinkel

cl

e ff

wirksamer Ansteliwinkel zwischen Profil und Strömung

ß Forts chrittswinkel ß. i hydrodynamischer Fahrtsteigungswinkel C Profi hänge CL

Auftriebsbeiwert eines Blattelementes Cf

Profi lwiderstandsbeiwert

±eibungswiderstandsbeiwert der einseitig _{benetzten ebenen}

Platte (ITTC 1957)

c/C

_{F F0}

cID

auf den Propellerdurchmesser bezogene Profiltiefe 5 geometrischer Steigungswinkel D Propehlerdurchmes ser - 17 -Symbolliste

- 18

-no

Wirkungsgrad des freifahrenden Propellers

ni induzierter Wirkungsgrad Gleitzahl r gebundene Zirkulation i

Index für induziert und reibungslos J

Fortschrittsziffer des Propellers

K _{tanß. r}

o i

hydrodynamische Steigung geteilt durch 2ir

K1 tans r

geometrische Steigung geteilt durch 271

tan(5 + ) r

geometrische Steigung im 3/Li Funkt der Skelettlinie geteilt

durch 271 K X örtliche Axialkraft örtliche Umfangskraft K Goldsteinfaktor Scnubbeiwert _{= T/pn2D} TI pui 2R iKQ Nomentenbejwert = Q/pn2D5

- 19

-KQ* _Q/p

Winkel zwischen der Profilsehne und der Skelettlinie im 3/Lt-Punkt

L Auftriebskraft X U0/w.R Fortschrittsgrad X . K IR o P induzierter Fortschrittsgrad m s

Schiffsmasse einschließlich der hydrodynamischen Masse

N

FlUgeizahi des Propellers

V

kinematische Zähigkeit des Wassers (A)

Winkelgeschwindigkeit = 2îrn

Prope llerblattverstellwinkel

momentane Winkeistellung der tragenden Linie des Aufpurtkt-flügels gegen die 12-Uhr-Stellung

P geometrische Druckseitensteigung P/D örtliches Steigungsverhältnis (P/D) mittleres Steigungsverhiltnis

- 20 -(P/D)K Konstruktionssteigungs verhältnis 1/1k + Zv1inderkoordinae in Umfangsrichtung

durchlaufener Winkel eines freien Wirbelelementes in _der

Ebene x 0, von ( + 2 ir n/N) bis

Q

vorn Propeller aufgenommenes Drehmoment

Ql1

von der Maschine abgegebenes Drehmoment Fr

Schiffswiderstand R

F0

Reibungswiderstand der einseitig benetzten _Platte

Propellerradius = D/2

RH

Nabenradius des Propellers

r

Radialkoordinate des Aufpunktes

r* _r/R

RN

Reynolds zahl

p

- 21 -s radiale Integrationsvariable t Sogzif fer o Massenträgheitsmoment t/D

maximale Dicke, bezogen auf den _{Propellerdurchrnesser}

T

vom Propeller abgegebener Schub

U0

Fortschrittsgeschwindigkeit des Propellers

UQR

resultierende Geschwindigkeit

UR

resultierende Relativgeschwindigkeit

UQ

von den freien Querwirbein induzierte axiale _{Zusatzgeschwindigkeit}

UF

von

en

_{gebundenen Wirbeln induzierte axiale}

Zusatzgeschwindigkeit UT z Q) = o) V Schiffsgeschwindigkeit VA - U0

Fortschrittsgeschwindigkeit des Propellers

VQ

von den freien Querwirbein induzierte _tangentiale

- 22

-Vr

von den gebundenen Wirbeln induzierte tangentiale

Zusatz-geschwindigkeit

X

Koordinate in Richtung der Propellerachse

xv

Ansatzkoeffizienten für die hydrodynamische Steigung K0(s). n

-

23

-Vewen detes

Z ylin der koordinaten system

Abgewickelfer

Zylinderschnift orn

Aufpunk+ radius

r

Ges chwindiçkeits - und krd fie dreieck

rlú9eL I

_{(AufpuflhfflLqeL)}

0

Ix

w Auf punktvekf or

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lr - W 4w DÇferenz ye/c for

w r

LA)

Konstvuktionsmaße

des

I"Ïodellprope!lers

VPIO4L2 (Typ SVA 3.O3O.O7O

MaI3siab

t1 11

I(onstruktionsstesung

140 mm

0,40 Q40 T

-L

i

PropelL ordaten

3 : 0,90

Padius Làn9e Gr. Ok/c- P

23

s t. QO 7 0,06 0,05

I

0,0 i

003

0,02

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003

Prop...?I.:

7

Abb.5

O,'f 0,6 08

0,2 O,'t I

-29-0,9

016

VP 1042 Po,7/D =0,7 o,15 0,12 0,12 / 0,25 0,081 Q. 08 UG.

t

0,45 0,04

0,65 -_

O75 0,85 0,04 4,00

-Qo8

0, L 6 4,20

Abb. 7

-

30

-0,06

Tan9enaLkoriponene

di9k.It cam 0r

der induzierten

G'eschwin-VP 1042

= 0,06

cies qebqnclenen Wirbels (/'t PijnhY

o

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U?p

i

O, 2

-402

2

-0,ci 4 r G1

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r

0 2 _0,8 1,0

Abb. 8

0,2 6 0,24 0,22 K0

Rp1i

0,20 0,1 0,4 0,5 0,6 O7 0,9 0,9 1,

r

- r

Rp

05

06

-

31

- = 'I,Z

VP 1042

4U

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O. 6 _0,5 cIL L

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Ver eilung

der

Profil auftriebsbeiwerfe

C1.. über

einem Pro pe1Lerbtafl

für konsfanen

Vers feliwinkel

* und veroncIerlicher

Fortsch,-,ttszjfíer J

1

VP1O'2

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Po,7/D O7

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04

0,2 -o

-

0,2 -- 0,4 0,6 - -0,8--1,0

1,2

1,4 -

-1,6-Abb. 14

X: 0,1275

Schub-

und Momenten- O

beiwerte in Abhngigke

von der

Propeller-blattverstellung 4 bei konstantem Fort-schrittsgrad X

Vergleich zwischen Pechnung (Kreuze und

Punkte) und Messung (dicke gestrichelte und dicke durchgezo-gene Kurve)

t

0,1 K0 - 3t 071LJ o p5

-

1

L

2,41° 4,820 12,50° 25° 30° 350 PropeUer Nr. VP 1042

Typ Nr. SVA 3.080.070

Abb. 12 Geometrisches Druckseiten-Steigungsver- 40°

hältnis in Abh.ngigkeit von der

Radial-koordinate fUr verschiedene Blattverstel1, inkel

/

KaN

KTV

I 1.0 -

r

0 11 r__________________ 0,3

04

0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 200

40°

300 10°

35 o

21°

4,82°. 7,38° - 9,91°

15°

0,30 --0,02

--0,04

--0,06

--0,08

--ollo

--0,12

--0,16

--0,16

o -0,10 -0,18 -0,48 Abb. 13 _{Zirkulationsverteiìung}

über dem Radius für verschiedene

Propellerblattverstel iwinkel bei konstantem

Abb.15 Verlauf der berechneten Kräfte in axialer und in

010 Umfangsrichtung Uber

ei-nem Propellerfl1gel in Abhängigkeit vorn

Blatt-einsteliwinkel und

bei konstantem Fortschrit

0.08 grad X 0,06

PW2R3

0,04

0.02

-0,02

--0,04

0,2 0,01 0,00

-- 0,01

Kx Propeller Nr. :VP 102 Typ: SVA 3.080.070 Fortschrittsgrad X = 0,1275 125° 15° 00 20° 17,5° - ₃₆ -0,3 0,4 0,5 0,6

991Z

4,82°

2,41° F0,7/D -Q68 0,9 1,0 0,7 0,8 4*

_.- 30f

1ipT

-0,02

Rp

0,6 0,4 0.2 o

-02

-04

- 0,6 -0.8 -1,0

-1.2

- 1,6 -1,8

-

37 -0.6 0h 0,2 o 0,2 0,4 - 0,6 0,9 -1,0 1,2 1,4

j

0,4 T J i

0,5

0,6

0,7 _0,9 t

io

0,9

r________

4 00

__-0,70

0,60

4,8 2°

050

U0 7,3 8°

040

gIg 1

0,30

125°

0,20

150

17,50

200

22,5

/

25°

30°

,0 Propeller Nr.: Typ: SVA 3.080.070 A = 0,1275 keit nen die I

VP 102

-028

Abb. 16 Axialkomponente induzierten geschwindigkeit der

-048

Geschwindig-am Ort des gebunde-Wirbels,bezogen auf

-Propellerfortschritts

U0

-0,2

--01

_Rp -0,2 z,.. t 4,82 _/7__

7,38

9,91 °-. 12,5° 0,1 2 2,5° 250" 3 0o' 38

-P0,7! D 0.70 0.60 0.50 040 030 0,20 0'lO

Abb. 17

Verlauf des induzierten Fortschritts

-grades Xi flber dem Propellerradius fir

konstanten Fortscbrittsgrad X

und

ver-nderlichen

Propellerblatt-Versteliwin-kel

q*

Rp

03

04

05

₀₆

₀₇

₀₈

₀₉

₁₀ I I _{I I} I 10 -0,18

-0,28

Propeller Nr.: VP 10423 Typ: SVA 3.080.070 Fortscbritts'ad À:0 4275 -0,4 8

0,9 0,7 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 - 0,1

- 0,2

0,3

-

39

-Abb. 18

Frei Çohrtdiorarnm

-berechnet nqch de,- erweLeren

Trcglinientheorie mit und ohne

R&bungseinflul3

Prop.Wr.;

_VP

Typ :

5VA 3.080.70

104Z

- gemessen rs]

/<Tj1 Kr a

i'

10g

Ìr-_

- y 0

₀₁

_{02 03} 0,4 a

\Kr;

= 1,2

10-g m

N=887 UPM

D = 200

(P/D

0,7

mm

lo 40

4Abb.1g

610'

RN

C UR

V 6 2J06

V-Qj0'

Lt

043

/cl-7

/

02

0,S5 0,1 0 Q40 0,0 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0

r=

.r

0,2

03

0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0

Naturgroße Untersuchungen zur Ermittlung der Kräfte un den

Versuche

Schlange!-, Stopp- und Drehkreisversuche finden im Vuile Gat

(NL) statt, während bei der Bergfahrt auf dem Rhein

Schlängel-und Anschwenkversuche durchgeführt werden. In einem Fall wird

auf dem Rhein in der Talfahrt im Leerzustand ein Stoppversuch

ausgeführt.

35-Während der Streckenfahrt werden die Geschwindigkeit, der

Kurs, der Ruder- und Knickwinkel und der Fahrweg in

Krümmun-gen registriert. Die Streckenfahrten werden auf dem Rhein. dem _a.

Main und dem Dortmund-Ems-Kanal durchgeführt.

Inder vorliegenden Ausarbeitung werden nur die in der

horizon-talen Ebene auftretenden Kräfte (Zug + Druck -) der Gelenk-verbände A und D ermittelt.

Ergebnis

Die Manövrierkennwerte im Vuile Gat verdeutlichen, daß eine

Gelenkkupplung zwar für Streckenfahrten mit vorhersehbaren Kurven geeignet ist, nicht jedoch für schnelle Kursänderungen.

Die Manövrierschnelligkeit des starren Schubverbandes wird nicht erreicht, da zu jedem zeitlichen Kennwert die Knickzeit hinzuad-diert werden muß. Die Wirkung der Ge!enksteuerung wird jedoch durch die Versuche mit Hauptruder in Nullstellung bewiesen.

Das wird untermauert durch die auf dem Rhein zu Berg

ermit-telten Kennwerte. Die beiden Fahrzeuge A und D sind in der

Lage. ohne Rudereinsatz nur durch die Gelenksteuerung

Wende-geschwindigkeiten von über 100 _{pro Minute zu erzeugen}

(A: 12 -4:/°min D: 19 °/min) und anschließend zu stützen.

Die ausgewerteten Streckenfahrten (Kurvenfahrten) zeigen, daß es möglich ist, durch Einsatz der zusätzlichen

Gelenksteue-rung FahrbahnbreitenreduzieGelenksteue-rungen in beträchtlichem Umfang zu

erzielen. Die Auftragungen der Fahrbahnbreite über Geschwin-digkeit mit dem Parameter ,,Fahrbahninnenradius" zeigen den großen Streuungsbereich der Meßwerte (Abbildungen 2 und 3).

Jedoch sind die gemessenen Kleinstwerte des Breitenanspruches regelmäßig der gelenkigen Fahrt zuzuordnen.

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o'

D + 5-a

-

i T i 200 aee 402 500 60e 700 802 900 1000 -- + starr - o geknickt

Abb. 3 Fahrbahnbreiten bei Kurvendurchfahrten GSV D Tm = 2,40/

2,44 m Mam zu Berg km 129 - km 357 v = 3,0-14,0 km/h

Cm]

4J

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bw/ZÍB -_{Zeitschrift für Binnenschiffahrt und Wasserstraßen - Nr. 3 - Mai 1989 99}

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Abb. 2 Fahrbahnbreiten bei Kurvendurchfahrten GSV A Tm = 2,25/

2,39 m Main¡.0Berg km 107 - km 332 v = 3,0-14,0 km/h

Gegenüber dem starren Koppelverband werden mittlere Fahr-bahnbreitenminderungen von 4% bis 27 % ermittelt.

Ve

Frage nach der Zusatzlänge. die ein Gelenkschubverband

erhalten darf, um nicht mehr Fahrbahnbreite als ein konventionel-ler Schubverband zu erreichen, kann nur näherungsweise geklärt werden (Abbildung 4).

Abb. 4

Aufgrund der geringen Fahrbahnbreite in der Kurvenfahrt

ver-ringern sich die driftwinkelabhängigen Widerstände, so daß mit

gelenkiger Fahrweise höhere Geschwindigkeiten erreicht werden können. mittlere Geschwindigkeiten über Grund [km/hl starr geknickt GSV A 6.76 7,37 GSV B nur Manövrierversuche GSV C 7.85 7,75 GSV D 7,60 8,29

Unter Berücksichtigung der unterschiedlichen

Randbedingun-gen der mit dem GSV C durchgeführten MessunRandbedingun-gen kann kein

Geschwindigkeitsvorteil zugunsten der gelenkigen Fahrweise auf-treten.

Für den Oberbau

wäre

es

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I

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Die in Längsrichtung normierten Koppeikräfte unterscheiden

sich je nach der Fahrweise (starr oder geknickt) und der Vorspan-flung. Die größten Kräfte werden bei den Schlängelversuchen mit der geknickten Version gemessen, da versuchsbedingt die Ruder-querkraft entgegen der Knickrichtung wirkt.

Vergleichsweise werden die unter ähnlichen Randbedingungen

gemessenen Kräfte der beiden Gelenkschubverbände A und D

gegenübergestellt.

Es fällt auf, daß GSV A beim Schlängelversuch größere Kraft-spitzen aufweist. Die Vermutung liegt nahe, daß die größere Länge vor der Knickstelle die Ursache dafür ist.

Zusammenfassung

Zur Vergrößerung des Frachtraumes bietet sich die Möglichkeit des Einsatzes von sogenannten Koppelverbänden, bestehend aus

zwei Schiffen bzw. aus schiebendem Motorschiff und einem

Schub-leichter, an. Auf den Nebenflüssen des Rheins mit kleinen Krüm-mungsradien und engem Fahrwasser können Fahrzeuge mit

gelen-kiger Schiffsverbindung als Schubgelenkverband betrieben

werden.

In dieser Untersuchung werden neben den Manövriereigen-schaften und den Fahrbahnbreiten in Krümmungen auch die an den Koppelstellen auftretenden Kräfte ermittelt. Hierzu werden

drei der vier im Berichtszeitraum verkehrenden Gelenkschubver-bände in Großversuchen überprüft.

Die Wirksamkeit der Gelenksteuerung wird anhand der Manöv-rierversuche nachgewiesen. Sie ist hauptsächlich für Kurvenfahr-ten mit vorhersehbaren Kurven geeignet.

Mit Gelenkschubverbänden ist es möglich, die Fahrbahnbreiten des starren Verbandes deutlich zu unterschreiten.

Die geringere erforderliche Fahrbahnbreite in Krümmungen führt zu einer Geschwindigkeitssteigerung von ca. 0,6 km/h bei

konstanter Antriebsleistung zugunsten des gelenkigen Schubver-bandes.

Die Koppelkräfte der gelenkigen Version sind größer als die der starren Ausführung.

In der betriebsüblichen Streckenfahrt werden je nach Fahrzeug

8% bis 30 % größere Kräfte hei den Gelenkschubverbänden

er-mittelt.

Literatur

bw/ZfB - Zeitschrift für Binnenschiffahrt und Wasserstraßen - Nr. 3 - Mai 1989

GSV hR [<01 r [<01 _[kNI FL Zug [kN] FL Druck [kNI F0 [kNi Versuchsart A 0 8 0 190 158 Schlängel 20 8 0 707 385 Vuile Gat 20 0 70 537 0 8 0 472 280

-

Schlängel 30 0 0 996 480 96 Rhein zu Berg 30 0 210 330 bis 40 8 0 400 570 - Streckenfahrt

bis 40 0 250 280

-

- Main zu Berg

D 0 8 46 118 51 Schlängel

20 8 59 188 87 Vuile Gat

20 0 52 235 94

0 8 62 310 46 Schlängel

30 0 93 259 53 Rhein zu Berg

bis 40 8 ca. 60 353 100 Streckenfahrt bis 40 0 ca. 60 325 109 Main zu Berg

Main zu Berg BF [m] = 000 n, Main zu Berg BF [m] R = 600 m ca. 8.5 km/h V.. = ca. uG 8.5 km/h 30 25 -starr 30 -25 - starr qeknickt 20 - 20 -nickt 15 15

III Völker: Gelenkige Schubaggregate in der Binnenschiffahrt. Schiff

und Hafen", Heft 7/1960

Heuser, H.: Die Entwicklungstendenzen im Massengutverkehr auf Binnenwasserstraßen. Schiff und Hafen". Heft 5/1961

Schumacher. E.: Das Motor-Gelenkschiff mit aktiver Gelenkkupp-lung. Schiff und Hafen". Heft 7/1961

Mühlbradt. M.: Untersuchung der Forthewegungsmöglichkeiten

von unbemannten Leichtem in Kanälen. ,.Schiff und Hafen", Heft

3/1963

[51 Heuser. H.: Schubverband - Schleppverband Anpassungsfähige Kombination von Binnengüterschiffen. Schiff und Hafen, Heft 3/

1964

H Schmidt-Stiebitz, H.. Mühlhradt. M.: Schiffsverbände für den Ein-satz auf Kanälen und kanalisierten Flüssen. Hansa", Heft 6/1964 Völker: Möglichkeiten gelenkiger Schubaggregate auf der oberen Donau. Schiff und Hafen". Heft 11/1964

Melchior, A.: Selbstausrichtende gelenkige Schubverbände. ,.Hansa", Heft 20/1964

Heuser, H.: Diskussionsbeitrag zu [8]. .Hansa", Heft 24/1964

[101 Sturtzel, W.: Wege zum großen Massenguttransport auf

euro-päischen Binnenwasserstraßen. ,.Hansa", Heft 24/1964

Wilk, N.: Gelenkige Kopplungssysteme für schiebende Selbstfahrer in der DDR. Schiff und Hafen, Heft 11/1966

Schmidt-Stiebitz, l-1., Luthra. G.: Untersuchung der Manövrierei-genschaften von Gelenkschiffen in flachem Wasser. Zeitschrift für

Binnenschiffahrt und Wasserstraßen'S. Heft 6/1970

Luthra, G.: Untersuchungen des Manövrierverhaltens einer Schuh-einheit mit gelenkiger Verbindung zwischen Schubboot und Leich-terpaket. Schiff und Hafen", Heft 9/1972

Meßfahrt mit Schubgelenkverband IRBIS-ENOK auf dem Main. Schiffahrt und Technik", Heft 14/1985

Schäle, E.: Der transkontinentale Wasserverkehr vom Atlantik zum Schwarzen Meer. .Schiffahrt und Technik", Heft 25/1987

Frank. W.: Für und Wider zum Gelenkverband aus fahrdynami-seher Sicht. Schiffahrt und Technik". Heft 31/1988

Graff, W., Binek. H.: Untersuchungen über die bei starren und

gelenkigen Schubverbänden bei Manövern sowie bei Begegnungen

auftretenden Koppelkräfte . ,.Schiff und Hafen", Heft 9/1972

Hartung. F., Noel, C.: Die Entwicklungstendenzen im

Massengut-verkehr auf Binnenwasserstraßen. ,.Schiff und Hafen", Heft 5/1961

Autorenkollektiv: Internationales Symposium über Schubschiffahrt. ,Schiff und Hafen", Heft 11/1966

Gross. A., Schuster, S.: Uherlegungen zur zweckmäßigen Gestal-tung von Schiffsform, -antrieb und -steuerung für die Donauschiff-fahrt. ,,Hansa", Heft 6/1968

[211 Heuser, H.: Vorschläge zur Formgebung und Antrieb moderner

Binnenfrachtschiffe für den kombinierten Einsatz Rhein-MainDonau. .,Hansa, Heft 6/1969

Heuser, H.: Frachtsehiffe auf Binnenwasserstraßen. Vortrag bei der

Hafenbautechnischen Gesellschaft, Straßburg. 1982

Heuser. H.: Schubverbände und Großmotorschiffe. Sonderdruck

aus dem Jahrbuch der Schiffbautechnischen Gesellschaft. 1975

Entwicklungshilfeprojekt GANGES.,. Schiffahrt und Technik".

Heft 13/1985 Hauptverwaltung 2000 HAMBURG13 Grindelberg7 Tel.(040)41 4110 Telex 2 14 949 Telefax(040)4141 11 Niederlassung Kuste 2100HAMBURG 90 Bauhofxtralte8b Tel. (0 40) 77 85 54-56 Telex2 161 262 55 Telefax(040) 7736 17 Niederlassung Kûste 2800BREMEN14 Am LankenauerHÖfl 11 Tel.(0421)54 2454/543051 Telex245602 Telefax(04 21) 547960

Entwicklung eines seillosen Kupplungssystems für die

Binnenschiff-fahrt der DDR. .Seewirtschaft', Heft 6/1986

Menke, L.: Muß der Fluß zum Schiff oder das Schiff zum Fluß pas-sen? Schiffahrt und Technik". Heft 18/1986

d'Arnaud, E., Culemann, D.: Mainschiffahrt wohin ...Schiffahrt

und Technik", Heft 20/1986

Schubverband mit HaDu-Kupplungen .,.

Binnenschiffahrts-Nach-richten", Heft 5/1987

[291 Luthra. G.: Systematische Ermittlung und Zusammenstellung der charakteristischen Steuergrößen von Binnenschiffen und Schubver-bänden..,Hansa", Heft 7/1982

[30] Proceedings of the 14th I'FTC-Congress, Ottawa. 1975. Report of Manoeuvrability Committee. Appendix I

[311 Brix. J.: Die Manövrierdaten der Hamhurgischen Versuchsanstalt.

FDS-Bericht 15/1975

[321 dia 300 - für die professionals von hp Handbuch. Gesellschaft für

Strukturanalyse mbH, Aachen. 1988

[33] Steigerwald, K.: Untersuchung von Bugstrahlrudern auf ihre

Wir-kung am fahrenden Schiff in Krümmungsstrecken von Rhein.

Nebenflüssen. VBD-Bcricht 1229. Nov. 1988

Abkürzungen Niederlassung Berlin 1000BERLIN31 Wittelxbacherstraße2 /52 Tel. (0 30) 8 82 75 45 Telex1 85 956 Telefax(030)8811942 Niederlassung Duisburg 4100 DUISBURG12 Balduxstraße3 Tel. (02 03) 44 50 01 04 Telex8 551 664 Telefax (02 03) 43 42 48

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hw/ZfB - Zeitschrift für Binnenschiffahrt und Wasserstraßen - Nr. 3 - Mai 1989 101

B _{I iii I} Breite über alles

BF 1m] Fahrbahnbreite

D _[ml Propellerdurchmesser

FL [kNI Kräfte in Längsrichtung

F0 [kN] Kräfte in Querrichtung F [kNI Vorspannung

GSV Gelenkschubverband

L [m] Länge über alles

PB [kW] Bremsleistung

R [ml Fahrbahninnenradius

Tm [m] mittlerer Tiefgang

Tmix [m] maximaler Tiefgang

Vm [km/h] maximale Geschwindigkeit

V0 [km/hl Geschwindigkeit über Grund

[<O] _Ruderwinkel

r [<O] Knickwinkel