Sonderforschungsbereich 98, Projektbereich A; Sicherheit von Schiffen gegen Kollisionen, Schiffstechnik und Schiffbau, Abschlussbericht 1.Teil

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Sonderforschungsbereich

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SCHIFFSTECHN1K UND SCH1FFBAU

Projektbereich A

Sicherheit von Schiffen gegen Kollisionen

Abschlufibericht

1. Teil

Mai 1977

Sonderforschungsbereich 98

SCHIFFSTECHN1K UND SCHIFFBAU

Han nover / Hamburg

Projektbereich A

Sicherheit von Schiffen gegen Kollisionen

AbschluBbericht

1. Teil

Mai 1977

Seite

Vorwort 1 J

Veroffentlichungen und Vortr.dge aus dem Projektbereich A 3 AbschluBberichte der Teilprojekte:

Al "Erstellen eines mathematischen Modells fOr die

Berechnung der Kollisionsrate" 1-1

A3 "Verhalten des Propellers bei Ausweich- und

Stoppmanovern" 3-1

A4 "Regel- und Umsteuerverhalten von

Hauptantriebsanlagen" 4-1

A5 "Einfluii von Rudermaschinenleistung und -bauart

Der Projektbereich A "Sicherheit von Schiffen gegen Kollisionen" wurde Anfang 1972 in Angriff genommen mit dem formalen Ziel, einen Systemansatz fOr die quantitative Erfassung der aktiven Kollisions-sicherheit in Abhangigkeit von den physikalisch-technischen Eigen-schaften der Schiffe und den Umweltgegebenheiten zu entwickeln. Als MaB fUr die Kollisionsanfalligkeit des Schiffes sollte die Kollisionsrate bzw. die Wahrscheinlichkeit fUr das Eintreten einer Kollision innerhalb einer vorgegebenen Betriebsdauer verwendet werden. Daraus ergab sich als konkrete Aufgabe die Berechnung der Kollisionsrate als Funktion der hydrodynamischen Eigenschaften von Schiffsrumpf, Propeller und Ruder, der mechanischen und elektro-mechanischen Eigenschaften der Antriebs- und Rudermaschinen sowie der statistischen Eigenschaften der betrieblichen Umwelt. Diese komplexe Aufgabe erforderte das interdisziplinare Zusammenwirken von

zeitweilig bis zu 20 wissenschaftlichen Mitarbeitern auf den

Ge-bieten Manlivrieren, Hydrodynamik, Nautik, Propulsion, Regelungs-technik, Schiffsantrieb, Schiffssteuerung und Systemtechnik. Aus organisatorischen GrUnden wurde die Arbeit in ffinf Teilprojekten mit den folgenden Bezeichnungen durchgefUhrt:

Al Erstellen sines mathematischen Modells fUr die Berechnung der Kollisionsrate (Leiter: Prof. Krappinger)

A2 Vorausberechnung der Schiffsbewegung bei beliebigen Aus-weich- und Stoppmanovern mit Hilfe von Planar-Motion-Modell-versuchen (Leiter: Prof. Grim)

A3 Verhalten des Propellers bei Ausweich- und Stoppmanovern (Leiter: Prof. Grim und Prof. Isay)

A4 Regel- und Umsteuerverhalten von Hauptantriebsanlagen (Leiter: Prof. Geisler)

AS EinfluB von Rudermaschinenleistung und -bauart auf das

dynamische Verhalten von Ruderanlagen (Leiter: Prof. Wangerin)

GemaB dem ursprUnglich (1971) aufgestellten Zeitplan haben die Teilprojekte Al, A3 und A4 Ende 1976 und AS bereits Ende 1975 ihre Arbeiten abgeschlossen. Der vorliegende AbschluBbericht (1. Tell) des Projektbereichs A enthalt zusammenfassende Einzeldarstellungen der in diesen vier Teilprojekten erarbeiteten Ergebnisse.

Das Teilprojekt A2 soil Uber den ursprUnglich beabsichtigten Termin (1977) hinaus etwa bis Ende 1980 fortgefUhrt werden. Die GrUnde hierfUr sind:

Der "Computerized Planar Motion Carriage" (CPMC) als zentrales Arbeitsmittel des Teilprojekts A2 wurde abweichend vom ur-sprUnglichen Plan mit etwa anderthalbjahriger Verspatung im Oktober 1975 geliefert.

Die Auswertung und vor allem die Interpretation der mit dem CPMC gewonnenen Versuchsergebnisse erweist sich als schwieri-ger, aber auch ergiebischwieri-ger, als ursprUnglich angenommen. Als das zuletzt auslaufende Teilprojekt soil A2 zusatzlich die ursprUnglich dem Teilprojekt Al zugedachte Aufgabe Uber-nehmen, die Ergebnisse aller Teilprojekte im Projektbereich A zusammenzufassen.

Der gegenwartige Stand des Teilprojekts A2 ist im gesondert vor-liegenden Arbeits- und Ergebnisbericht zur Begehung 1977 beschrie-ben. Nach AbschluB dieses Teilprojekts wird der 2. Tell des vor-liegenden Abschlu8berichts fUr den Projektbereich A folgen. Er soil auSer der abschlieBenden Berichterstattung Uber die spezi-fischen Ergebnisse des Teilprojekts A2 (Vorausberechnung von Mario-ververlaufen) den Versuch einer projektzielbezogenen Synthese aller Ergebnisse des gesamten Projektsbereichs enthalten. Dabei sind zwei Stufen zu unterscheiden. Im ersten Schritt sind die in den Teilprojekten A2 und A3 mittels Modellversuch fUr reprasentative

Schiffstypen bestimmten Beziehungen zwischen hydrodynamischen Kraften und Bewegungen mit dem in den Teilprojekten A4 und AS be-stimmten Regelverhalten der Antriebs- bzw. Rudermaschine zu kom-binieren, um em n im Digitalrechner simulierbares Systemmodell flar das manovrierende Schiff zu erhalten. Die Ergebnisse der ersten Stufe haben fUr sich genommen schon ihre praktische Bedeutung. Aber das Projektziel geht noch weiter. Im zweiten, methodisch schwierigeren Schritt ist aufbauend auf der Arbeit des Teilprojekts Al die physikalische Manovrierfahigkeit den durch die Verkehrsum-welt und das Verhaltensmuster der SchiffsfUhrung bedingten Anfor-derungen gegenUberzustellen, um schiffsspezifische Kollisions-wahrscheinlichkeiten abzuschatzen.

Teilprojekt Al

BATKIN, R.J.:

The application of digital simulation modelling techniques to the marine traffic environment.

Gastvortrag im Kolloquium des Instituts fUr Schiffbau, Hamburg, am 7.6.1977 (geplant).

KRAPPINGER, 0.:

Die Kollisionsrate als Element des Systemansatzes im Schiffbau.

Vortrag auf dem 1. Kolloquium des SFB 98 am 31.1.1972, Institut fUr Schiffbau, Hamburg, Bericht Nr. 289, 1972. Ansatze zur Berechnung der Kollisionsrate.

Institut fUr Schiffbau, Hamburg, Bericht Nr. 295, 1973. KRAPPINGER, 0.; SHARMA, S.D.:

Sicherheit in der Schiffstechnik.

Jahrbuch

STG 68 (1974) 329-355. Institut fUr Schiffbau, Hamburg, Bericht Nr. 327, 1974.

KWIK, K.B.:

Kinematik der Begegnung von Schiffen und Kollisionsver-hUtung mit einer Betrachtung der Fahrregeln.

Institut fOr Schiffbau, Hamburg, Bericht Nr. 294, 1973. Berechnung der Begegnungsrate.

Institut fUr Schiffbau, Hamburg, Bericht Nr. 335, 1975. Die Wirksamkeit von Ausweichmanovern bei der Kollisions-verhUtung.

Vortrag auf dem Berichtskolloquium des SFB 98 am 15.4.1975

in Hamburg.

Numerische Beispiele zur Berechnung der Kollisionsrate. Institut fUr Schiffbau, Hamburg, Bericht Nr. 354, 1977 (in Vorbereitung).

Schiffsverkehr - Begegnet und aufgezeichnet vom TTS LAGENA auf einer Rundreise Nordsee-Kap der Guten Hoffnung-Persi-scher Golf und zurUck.

Institut fUr Schiffbau, Hamburg, Schrift Nr. 2280, 1977 (in Vorbereitung).

KWIK, K.H.; STECHER, W.:

Sea traffic recordings from the English Channel up to the Persian Gulf.

Proc. Symposium on Marine Traffic Systems (Editor:

C.C. GLANSDORP), Delft University Press, Netherlands, 1976, Supplement, 127-145. Auch Institut far Schiffbau, Hamburg, Schrift Nr. 2271, 1976.

KWIK, K.H.; STECHER, W.:

Erfassung von Kenndaten far die Sicherheit von Schiffen im Seeverkehr.

Jahrbuch STG 70 (1976).

Erfassen von Kenndaten far die Sicherheit von Schiffen im Seeverkehr.

Hansa 113 (1976) 2165-2168. Auch Institut far Schiffbau, Hamburg, Schrift Nr. 2279, 1977.

LIMBACH, K.:

Bericht aber eine Klausurtagung der Gruppe Al des SFB 98 am 28-29.1.1974.

Institut far Schiffbau, Hamburg, Marz 1974.

Untersuchungen fiber das Verhalten von Nautikern in kollisions-trachtigen Situationen.

Vortrag auf dem 9. Kolloquium des SFB 98 am 25.6.1976 in

Hamburg.

Notizen aber eine Klausurtagung zum Thema "Sicherheit im Seeverkehr".

Institutfar Schiffbau, Hamburg, Schrift Ni'. 2274, 1976. Behaviour of navigators in critical traffic situations. Vortrag auf der Conference on Human Factors in the Design and Operation of Ships, 7-9.2.1977, Gothenburg, Sweden. Auch Institut fOr Schiffbau,Hamburg, Bericht Nr. 353, 1977. Auswertung einiger Kollisionsfalle unter dem Gesichtspunkt des Ausweichverhaltens von Nautikern.

Institut far Schiffbau, Hamburg, Schrift Nr. 2281, 1977 (in Vorbereitung).

Ergebnisse einer Umfrage unter Nautikern zum Thema: "Kollisionsverhatung".

Institut far Schiffbau, Hamburg, Schrift Mr. 2282, 1977 (in Vorbereitung).

MILOH, T.:

Determination of critical maneuvers for collision avoidance using the theory of differential games.

Institut far Schiffbau, Hamburg, Bericht Nr. 319, 1974. Collision avoidance as a differential game.

Vortrag im Kolloquium des Institute far Schiffbau, Hamburg, am 10.8.1976.

MILOH, T.; SHARMA, S.D.:

Critical maneuvers for avoiding collision at sea.

Vortrag auf einer Jahrestagung der Deutschen Gesellschaft fUr Ortung und Navigation, 15-17. April 1975, Bremen.

Auch Institut far Schiffbau, Hamburg, Bericht Mr. 326, 1975. Maritime collision avoidance as a differential game.

Proc. Fourth Ship Control Systems Symposium, The Hague, 1975, 2, 109-128. Auch Institut fUr Schiffbau, Hamburg, Bericht Nr. 329, 1975.

On terminal maneuvers for collision avoidance between two elliptic ships.

Vortrag im Institut far Schiffbau, Hamburg, am 1.6.1977

(geplant).

SHARMA, S.D.:

1st Kollisionsverhatung em n Differentialspiel?

Vortrag im Kolloquium des Instituts far Schiffbau, Hamburg, am 10.6.1975.

Maritime collision avoidance as a generalized version of Isaac's Game of Two Cars.

Vortrag auf dem Workshop on Differential Games, Twente University, Enschede, Netherlands, 15-25. Marz 1977. Mantivrierfahigkeit und Kollisionsverhatung.

Vortrag vor der Schiffahrtskommission der Deutschen Gesell-schaft far Ortung und Navigation am 19.4.1977 in Hamburg. Kollisionsvermeidung zwischen Schiffen als Differentialspiel. Vortrag im Institut far Mechanik der Technischen Hochschule Darmstadt am 5.5.1977 in Darmstadt.

On ship maneuverability and collision avoidance. Vortrag auf der Second West European Marine Technology Conference, 23-27. Mai 1977, London. Auch Institut far Schiffbau, Hamburg, Bericht Nr. 352, 1977.

STURHAN; KRUSE:

Empfehlungen zur Kollisionsverhatung nach Radarsich ohne Zeitverlust durch Plotten.

Gastvortrag im Kolloquium des Instituts far Schiffbau, Hamburg, am 18.1.1974.

Teilprojekt A2

ANON.:

Lastenheft filr eine Planar-Motion-Modellversuchsanlage (PMM-Anlage).

ANON.:

CPMC - Ein neuartiger Dreikomponentenschleppwagen _far Manovrierversuche mit Schiffsmodellen.

Hansa 112 (1975) 1786 und Schiff und Hafen 27 (1975) 1026,

1035.

BISHOP, R.E.D.; PRICE, W.G.:

Forces and moments applied to a solid body in a non-steady fluid flow with special reference to the planar motion mechanism.

Gastvortrag im Kolloquium des Instituts far Schiffbau, Hamburg, am 4.5.1973.

CHISLETT, M.S.; SMITT, L.W.:

Experience with the HyA big amplitude horizontal Planar Motion Mechanism.

Gastvortrag im Kolloquium des Instituts far Schiffbau, Hamburg, am 14.1.1972.

GRIM, O.; OLTMANN, P.; SHARMA, S.D.; WOLFF, K.:

CPMC - A novel faCility for planar motion testing of ship

models.

Proceedings 11th Symposium on Naval Hydrodynamics, London (1976), ferner Institut far Schiffbau, Hamburg, Bericht Mr. 345, 1976.

KRAPPINGER, O.; SHARMA, S.D.:

Novel planar motion carriage at Hamburg.

Proceedings 14th International Towing Tank Conference, Ottawa (1975) IV 694-697.

LEE, K.Y.:

Ermittlung der Impulsantwortfunktionen far Drift- und Gier-bewegungen aus Frequenzgangversuchen.

Institut far Schiffbau, Hamburg, Diplomarbeit, 1974. MILOH, T.:

Hydrodynamic forces and moments on elipsoidal bodies with reference to ship forms.

Gastvortrag im Kolloquium des Instituts far Schiffbau, Hamburg, am 9.3.1973.

OLTMANN, P.:

Zur Manovrierfahigkeit von Schiffen.

Hamburgische Schiffbau-Versuchsanstalt, Hamburg, Bericht Nr. F21/70, 1972.

Auswertung von Bahnkurven freifahrender Schiffsmodelle. Vortrag auf dem 5. Kolloquium des SFB 98 am 14.12.1973 in Hamburg. Auch Institut far Schiffbau, Hamburg, Bericht Nr. 298, 1973.

OLTMANN, P.:

Auswertung von Bahnkurven freifahrender Schiffsmodelle. Vortrag auf dem Berichtskolloquium des SFB 98 am 11.7.1974

in Hamburg.

Schragschleppversuche mit einem Schiffsmodell der Serie 60. Institut far Schiffbau, Hamburg, Bericht Nr. 307, 1974. Methoden zur Vorausberechnung von Schiffsmanovern. Schiff und Hafen 26 (1974) 659-668.

Oblique towing tests with a Series 60 model with special emphasis on longitudinal force component.

Proceedings 14th ITTC, Ottawa (1975) II, 634-637.

Programmsystem far die Vorbereitung und den Ablauf von Ver-suchen mit einer rechnergesteuerten Planar-Motion-Modell-versuchsanlage (CPMC) bei freimantivrierenden Schiffsmodellen

(Betriebsart B).

Institut far Schiffbau, Hamburg, Schrift Nr. 2243, 1975. OLTMANN, P.; WOLFF, K.

Computerized Planar Motion Carriage - Anlagenbeschreibung und erste Betriebserfahrungen.

Jahrbuch STG 70 (1976). Kurzfassung in Schiff und Hafen 29 (1977) 152-158.

OLTMANN, P.; WOLFF, K.; HOFFMANN, L.; KERNS, R.:

Schwingungsmessungen am groBen Schleppwagen und an der Planar-Motion-Modellversuchsanlage (CPMC) der HSVA. Institut far Schiffbau, Hamburg, Schrift Nr. 2244, 1975. SHARMA, S.D.:

Projekt einer Planar-Motion-Modellversuchsanlage.

Vortrag auf dem 1. Kolloquium des SFB 98 am 31.1.1972 in

Hamburg.

CPMC - Ein neuer Dreikomponentenschleppwagen far ManOvrier-versuche mit Schiffsmodellen.

Vortrag auf dem 9. Kolloquium des SFB 98 am 25.6.1976

in Hamburg.

SHARMA, S.D.; BELLOWS, G.E.:

Experiments on the wavemaking of a drifting ship.

Proceedings International Seminar on Wave Resistance, Tokyo and Kansai, Japan (1976) 369-380, ferner Institut far

Schiff-bau, Hamburg, Bericht Nr. 312, 1975. WOLFF, K.:

Programmsystem far Vorbereitung, Ablauf und Auswertung von Versuchen mit der Planar-Motion-Modellversuchsanlage in Betriebsart A (gefesselte Schiffsmodelle). Institut far Schiffbau, Hamburg, Schrift Nr. 2209, 1974.

WOLFF, K.:

Einfahrungsvortrag zur Besichtigung der PMM-Anlage am 15.4.1975. Institut far Schiffbau, Hamburg, Schrift Nr. 2234, 1975.

Teilprojekt A3

DIEN, R.; PRIEN, J.:

Die rechnersiche Ermittlung von Stoppmanovern auf Schiffen mit Propellerantrieb.

Schiff und Hafen 25 (1973) 685-690. ISAY, W.H.:

Naherungsmethode zur hydrodynamischen Behandlung des Stopp-vorganges bei Verstellpropellern.

Diskussionsbeitrag far den SFB 98 - Teilprojekt A3, Hamburg, 1971.

LAUDAN, J.:

Propellerkrafte und -momente beim geradlinigen Stoppmanover. Hamburg ische Schiffbau-Versuchsanstalt, Hamburg, Bericht Nr. F4/74, 1974.

EinfluB der Kavitation auf die Propellerkrafte und -momente beim geradlinigen Stoppmanover.

Hamburgische Schiffbau-Versuchsanstalt, Hamburg, Bericht Nr. F8/76, 1976.

Zweiquadrantenmessungen bei SchraganstrOmung hinter einem Schiffsmodell.

Hamburgische Schiffbau-Versuchsanstalt, Hamburg, Bericht Nr. F9/76, 1977 (in Vorbereitung).

OLTMANN, P.:

Nachstrommessungen mit einem Schiffsmodell der Serie 60. Institut fur Schiffbau, Hamburg, Bericht Nr. 340. 1976. ZIMMERMANN, B.:

Berechnung der Krafte und Momente an Verstellpropellern bei Stoppmanovern.

Institut fur Schiffbau, Hamburg, Bericht Nr. 308, 1975.

Teilprojekt A4

BELOHRADSKY, H.-J.:

Getriebebelastung beim Umsteuern von

Schiffsdampfturbinen-anlagen.

GEISLER, O.; MANGE, J.; DIDIOT, J.:

Betriebserfahrungen mit einer drosselgeregelten Schiffs-hauptturbine.

Schiff und Hafen 24 (1972) 345-349. GEISLER, O.; SIEMER, G.:

Dynamische Belastung von Schiffsdampfturbinenanlagen bei Umsteuermanovern.

Schiff und Hafen 26 (1974) 213-218. GEISLER, O.; SATTLER, G.:

Moglichkeiten zur Verbesserung des Stoppverhaltens von Turbinenschiffen.

. Hansa 113 (1976) 1777-1781.

ROSCHMANN, D.:

Beitrag zur Optimierung der Hauptantriebsanlagen seegehender Schiffe im Hinblick auf em n gUnstiges Stoppverhalten.

Vortrag beim 2. Kolloquium des SFB 98 am 10.11.1972 in

Hamburg.

ROSCHMANN, D.; MAMERO, H.-J.:

Untersuchungen zum Manovrierverhalten des Hochseeschleppers

"Tenace".

Arbeitskreis "Schiffsdieselautomation" in der Fachgemein-schaft Kraftmaschinen, VDMA (1974).

ROSCHMANN, D.; SCHRODER, H.:

Untersuchungen zum ManOvrier- und Stoppverhalten des FlUssiggastankers "Gammagas".

Arbeitskreis "Schiffsdieselautomation" in der Fachgemein-schaft Kraftmaschinen, VDMA (1974).

SATTLER, G.:

Einf1u8 der RUckwartsturbinenbauart auf das. Stoppverhalten von Tankern und Containerschiffen.

Vortrag beim 9. Kolloquium des SFB 98 am 25.6.1976 in Hamburg.

SIEMER, G.:

Umsteuern von Dampfturbinenantriebsanlagen auf Schiffen. Vortrag beim 5. Kolloquium des SFB 98 am 14.12.1973 in

Hamburg.

Das Teillastverhalten eines zweikranzigen Curtisrades bei positiver und negativer Drehrichtung.

Teilprojekt AS

BEYER, R.:

Das Tankstrahlsteuer, Tell B: Ansgtze zur Berechnung der instationLren Rohrstromung und des Schubes.

Vortrag auf dem 5. Kolloquium des SFB 98 am 14.12.1973 in Hamburg. Hansa 110 (1973) 1997-2004.

Messungen an der Tauchkolbenrudermaschine eines Container-schiffes der 3. Generation unter besonderen Man8ver- und Oblichen Betriebsbedingungen.

Vortrag auf dem 7. Kolloquium des SFB 98 am 6.6.1975

In Hamburg.

Ruderstellzeit und RudergroBe.

Vortrag auf der 14. Tagung der Arbeitsgemeinschaft der Schiffbau-Versuchsanstalten (Untergruppe ManOvrieren) am 18.11.1975 in Hamburg. Schiff und Hafen 28 (1976) 471-474. Ein Beitrag zur Ermittlung optimaler Abmessungen von KSR-Doppellagern f Or BECKER-Vollschwebe-Hochleistungsruder. Vortrag auf der 16. Tagung der Arbeitsgemeinschaft der

Schiffbau-Versuchsanstalten (Untergruppe ManOvrieren) am 16.11.1976 in Berlin. Schiff und Hafen 29 (1977).

Rudermaschinen fUr UbergroBe Ruderwinkel.

Vortrag auf der 71. Hauptversammlung der STG am 19.11.1976 in Berlin. Jahrbuch STG 70 (1976). Kurzfassung in Schiff und Hafen 29 (1977) 147-152 und in Hansa 113 (1976) 2148. Ein Beitrag zur Abschatzung des zahen Widerstandes von Wirbeln in Querstrahlsteuer-Tunneln, Seekgsten etc. und Ver-gleich mit turbulenter Wandreibung der Ersatzflache.

Seminarvortrag in der Hamburgischen Schiffbau-Versuchsanstalt am 7.12.1976 in Hamburg.

HERZKE, K.:

Systemidentifikation groBer, elektrohydraulischer Stellan-triebe zum Steuern von Schiffen.

Vortrag auf dem 9. Kolloquium des SFB 98 am 25.6.1976 in

Erstellen eines mathematischen Modells ftir die Berechnung der Kollisionsrate

Wissenschaftlicher Leiter:

Prof. Dr.-Ing. 0. Krappinger

Wissenschaftliche Mitarbeiter:

R. Kerns, M.S. Dr.-Ing. K.H. Kwik Dipl.-Ing. K. Limbach Prof. Dr. T. Miloh (Gast) Dr.-Ing. S.D. Sharma

Die aktuelle Arbeit des Teilprojekts Al ist seit 1972 bis heute in mehreren Berichten, Veroffentlichungen und Vortragen laufend mit-geteilt worden, s. Seite 3. Eine sinnvolle, fiber die letzten Ver-offentlichungen wesentlich hinausgehende abschlieBende Darstellung jet zur Zeit wegen noch ausstehender Beispielrechnungen nicht mOglich. Daher soil an dieser Stelle statt des Ublichen AbschluB-berichts kurz der Rahmen erlautert werden, in den die bisherigen Veroffentlichungen einzuordnen sind. (Die vier fUr die Beurtei-lung wichtigsten Berichte sind auch als Anlage beigefUgt, um das Nachschlagen zu erleichtern.)

Die Aufgabe des Teilprojekts Al war die Entwicklung eines mathe-matischen Modells zur Vorausberechnung der Kollisionsrate in Ab-hangigkeit von den realen Betriebsverhaltnissen und den

Manovrier-eigenschaften des Schiffes. Ale das Teilprojekt 1972 anlief, waren aus der einschlagigen Fachliteratur keine brauchbaren Ansatze zur LOsung dieser neuartigen, interdisziplinaren (im Grenzbereich zwischen Schiffbau und Schiffahrt angesiedelten) Frage bekannt. Dal?, man mit der Kollisionssicherheit em n fUr die Praxis und Wissen-schaft hochaktuelles Thema aufgegriffen hatte, zeigt die Literatur-fUlle der letzten sieben Jahre zum Thema KollisionsverhUtung. Heute spricht man schon von einem neuen Fachgebiet "Seeverkehrstechnik"

(Marine Traffic Engineering), des im wesentlichen unter dem Be-wuBtsein der Kollisionsgefahren fur Schiff und Umwelt entstanden ist. Die quantitative Erfassung der Kollisionssicherheit bleibt jedoch nach wie vor problematisch.

Unsere Arbeit begann mit einem Vorschlag von KRAPPINGER (1972), die vorausgeschatzte Kollisionsrate als MaB fUr die Kollisionssicher-heit zu verwenden, um den wirtschaftlichen Erfolg von technischen MaBnahmen zur Erhohung der Kollisionssicherheit quantitativ und rational erfassen zu konnen. Da Schiffskollisionen seltene, im Modellversuch kaum rekonstruierbare Ereignisse darstellen, erwies es sich als sehr schwer, em n Uberzeugendes Gedankenmodell filr den kausalen Ablauf von Kollisionen zu entwickeln. Die allgemeinen be-grifflichen und methodischen Probleme bei der Erfassung - und noch mehr der Bemessung - der Schiffssicherheit wurden von KRAPPINGER und SHARMA (1974) erortert.

Unsere ersten Ansgtze zur Vorausberechnung der Kollisionsrate wurden von KWIK (1973) und KRAPPINGER (1973) vorgelegt. Sie be-ruhten auf Beobachtungs- und dadurch verursachten Entscheidungs-fehlern in kollisionstrgchtigen Situationen. Allmghlich ent-wickelte sich em n nach dem allgemeinen Prinzip der Zuverlgssig-keitsrechnung auf der statistischen Gegenilberstellung von An-forderung und Fghigkeit ohne spezifischen Bezug auf eine Ver-sagensursache beruhendes Modell, wie es kUrzlich von SHARMA (1977) niedergeschrieben wurde. Um Kollisionsraten nach diesem analyti-schen Modell zu berechnen, bentitigt man dreierlei Informationen: 1) Statistische Beschreibung der Verkehrsbedingungen, 2) Stati-stische Verteilung der Anforderungen an die Ausweichfghigkeit und 3) Deterministische oder statistische Angaben Uber die

tat-sgchliche Ausweichfahigkeit des Schiffes. Die Arbeit des Teilpro-jekts orientierte sich entsprechend an diesen drei Teilaufgaben.

Mangels geeigneter Daten wurde die statistische Erfassung des Ver-kehrs auf See (VerVer-kehrsdichte und relative Hgufigkeit der Kurse und Geschwindigkeiten auf wichtigen Fahrtrouten) vom Teilprojekt Al selbst mit dankenswerter Zusammenarbeit des Verbands Deutscher

Reeder (VDR) eingeleitet. Dazu wurde nach einer Idee von Kapitgn Stecher vom VDR das Radarbild eines fahrenden Schiffes im normalen Betrieb kontinuierlich auf Film aufgezeichnet und nach einem von KWIK (1973/75) ausgearbeiteten Verfahren ausgewertet. Die ersten Ergebnisse wurden von KWIK und STECHER (1976a/b) veroffentlicht. Durch Beobachten, Befragen und Testen von praktizierenden Nautikern

an Radarsimulatoren ermittelte LIMBACH (1977) eine vorlgufige statistische Beschreibung der Anforderungen, die der Nautiker (in Abhgngigkeit von der Begegnungsart) an die Ausweichfahigkeit des Schiffes stellt. FUr die Ermittlung der objektiven Ausweichfghig-keit des Schiffes bei gegebener ManovrierfghigAusweichfghig-keit und Begegnungs-kinematik unter so extremen Annahmen wie mathematisch optimales Ausweichen und Verfolgen konnte die moderne Theorie der Differen-tialspieleerfolgreich angewandt werden, vgl. MILOH (1974) sowie MILOH und SHARMA (1975a/b). Numerische Beispiele zur Vorausberech-nung der Kollisionsrate unter Verwendung der so gewonnenen Infor-mationen sind bei Drucklegung dieses Berichts noch in Arbeit,

Verhalten des Propellers bei Ausweich-und Stoppmanovern

Wissenschaftliche Leiter:

Prof. Dr.-Ing..0. Grim Prof. Dr.-Ing. W.-H. Isay

Wissenschaftliche Mitarbeiter:

Dipl.-Ing. J. Laudan

Dr.-Ing. S.D. Sharma

Seite

Einleitung 3-1

Geradliniges Stoppmanover

2.1 Aufgabenstellung 1

2.2 Bestimmung der Propellercharakteristik 2

2.3 KavitationseinfluR, auf die

Propellercharakteristik 3

2.4 Wechselwirkung zwischen Schiff und Propeller

beim geradlinigen Stoppmanover 4

2.5 Fehlerabschatzung 6

Propellerkrafte bei SchraganstrOmung 7 Potentialtheoretische Berechnungen

4.1 Voraberlegungen 9

4.2 Ermittlung der Zirkulation 10

4.3 Berechnung der FlUgelkrafte 14

4.4 Bestimmung der hydrodynamischen Steigung 16

Symbolverzeichnis 19

Schrifttum 23

Einleitung

Fills die quantitative Bestimmung der Sicherheit gegen Kollisi-onen 1st die Vorausberechnung von Stopp- und Ausweichmanovern eine wichtige Grundlage. Diese werden wesentlich durch das Verhalten des Propellers beeinfluat. Die bei solchen Manavern auftretende Schraganstromung einerseits und die zeitlich ver-anderliche ZustrOmung und Drehzahl andererseits lassen recht verwickelte Belastungszustande am Propeller entstehen, die eine vollstandige theoretische Losung zur Zeit unmoglich erscheinen lassen. Es wurde daher nach vereinfachenden Berechnungsver-fahren und halbempirischen Methoden gesucht. Der Einflua der Kavitation, der Wechselwirkung mit dem Schiffskorper und der Schraganstromung auf das Propellerverhalten wurde getrennt untersucht.

Geradliniges Stopumanover 2.1 Aufgabenstellung

FUr das Verhalten des Schiffes und seiner Antriebsanlage beim geradlinigen StoppmanOver konnen folgende gekoppelte

Bewegungs-gleichungen angegeben werden:

niP= (1t) T

-Beide Gleichungen sind Uber den Schub T = T (V(I.-wT), n, f/,

und das Propellerdrehmoment Q = Q (V(1-w), n, V, h) gekoppelt. Beim Stoppmanover mit Festpropellern wird die Drehrichtung um-gekehrt und die Drehzahl kann, abhgngig vom Typ der Antriebs-maschine, ihren Maximalwert wieder erreichen. Die Schiffsge-schwindigkeit nimmt ausgehend von ihrem Anfangswert nach Null hin ab. Die wahrend dieser Zeit auftretenden Anstellwinkel lassen die Stromung am Propellerprofil mit Sicherheit abreiBen.

Eine theoretische Berechnung der Krafte und Momente, die auch diese Stromungsverhaltnisse mit einschlieSt, 1st zur Zeit nicht mOglich. Die Bestimmung der Belastung erfolgt deshalb auf em-pirischem Wege. Dabei wird nach folgendem vereinfachten Ver-fahren vorgegangen:

Die Krafte und Momente am Propeller werden in Abhdngigkeit von der Anstromgeschwindigkeit und der Drehzahl fUr den freifahren-den Propeller ermittelt. Die Abhdngigkeit von f/und h wird ver-nachldssigt. Der EinfluB der Kavitation auf die Krafte und Mo-mcnte wird gesondcrt untersucht. Die Nachstrom- und die Sogzif-fer, die den EinfluB des Schiffskorpers reprdsentieren, werden aus Zweiquadrantenmessungen an Propellern gewonnen, die hinter Schiffsmodellen arbeiten. Auch hier werden Beschleunigungsglie-der vernachlassigt.

2.2 Bestimmung der Propellercharakteristik

Mit Hilfe der Traglinientheorie konnen die Propellerkennwerte fUr einen gewissen Anstellwinkelbereich mit genUgender Genauig-keit vorausberechnet werden. Aus den schon oben angefUhrten GrUnden - AbreiBen der Stromung - 1st dies jedoch nicht fUr den gesamten beim Umsteuern auftretenden Winkelbereich moglich. Um dennoch zu einer Aussage Uber die Charakteristik zu kommen, sind von NORDSTRoM (1948), MINIOVICH (1960), GUTSCHE und SCHROEDER (1963) und LAMMEREN et al. (1969) zahlreiche syste-matische, experimentelle Untersuchungen durchgefUhrt worden. FGr die Darstellung der Ergebnisse 1st die von Lammeren ge-wdhlte Form am zweckmdBigsten. Es werden die Schub- bzw. Momen-tenkennwerte (CTh bzw. _CQ*) Uber dem effektiven Fortschritts-winkel 8* aufgetragen. air die weitere numerische Verarbeitung wird diese Abhdngigkeit durch eine endliche Fourierreihe darge-stellt. Des relativ groBe untersuchte Parameterfeld erlaubt es, filr beliebige Propeller die Koeffizienten dieser Fourierreihe durch Interpolation zu gewinnen. Durch Messungen an insgesamt vier Propellern wurde UberprUft, inwieweit die durch Interpola-tion gewonnenen Werte GUltigkeit haben (LAUDAN 1974). In der Abb. A3 - 1 sind die Ergebnisse der Messungen (Kurve mit MeB-punktsymbolen) und die interpolierten Werte (Kurve ohne Symbole)

dargestellt. Die Obereinstimmung mit den gemessenen Kurven ist zumindest fUr den Schubkennwert CTh* befriedigend, zumal die

Form der Propeller recht erheblich von der der Wageninger B -Serie abweicht, die den Lammerenschen Messungen zugrunde lag. Zwei der hier benutzten Propeller sind nach der Wageninger Sane gebaut und erganzen somit die Untersuchungen von Lammeren.

2.3 Kavitationseinflu8 auf die Propellercharakteristik

Die Propellercharakteristiken der oben erwahnten Verfasser wurden aus Versuchen in atmosparischen Schlepprinnen gewonnen. Die Tauchtiefe bezogen auf Mitte Propellerwelle lag in Durch-schnitt bei 300 - 500 mm. Zusammen mit den in Schlepprinnen maximal mOglichen Geschwindigkeiten (, 6 m/s) ergeben die Ver-suchsbedingungen Xavitationszahlen, die wesentlich Uber denen liegen, die beim Umsteuern eines Schiffes euftreten. Aus Unter-suchungen, die sich auf den flar die Geradeausfahrt interessan-ten Bereich positiver Schubbelastungsgrade beschrdnken, ist be-kannt, dars die Kavitation einen erheblichen EinfluB haben kann. Inwieweit sich dieser auch bei den fUr das Stoppen relevanten Fahrtsteigungswinkelbereich bemerkbar macht, wurde durch Vier-quacranrenmessungen an drei Propellern im Kavitationstunnel

untersucht,LAUDAN (1976).

Die Versuche wurden im mittleren Kavitationstunnel der HSVA durchgefUhrt. Der Tunnel hat einen quadratischen Me2querschnitt (570 x 570 mm) und eine gleichformige Stromung. Da wegen der begrenzten technischen Moglichkeiten im Kavitationstunnel eine systematische Veranderung der Kavitationszahl nicht moglich ist, wurden die Versuche wie die entsprechenden im Schlepptank

durc4,ofUhrt. Die Drehzahl und die axiale Anstromgeschwindig-keit wurden so eingestellt, da2 am Radius 0.7 R mOglichst eine Reynoldszahl von 4 erreicht wurde. Die maximale axiale Anstromgcschwindigkeit wurde aus FestigkeitsgrUnden auf 4 m/s

begrenzt. Die Reynoldszahl sinkt dadurch in bestimmten Bereichen entsprechend. Durch Absenken des Tunneldruckes erreicht man verschiedene Kavitationszahlen. Die Verteilung der Zahlen Uber dam Fahrtsteigungswinkel ist nach diesem Verfahren zwar nicht

gleichmaig, doch wird der gesamte fUr das Umsteuern interes-sierende Bereich Uberstrichen. Aus den MeSgrOBen wurden der

SchubkennwertCm*,derMomentenkennwert 'Q*und die nit der,

geometri.schen Anstrbmgeschwindigkeit am Radius 0.7 R gebildete Kavitationszahl a

0.7 berechnet. Der EinfluB der Tunnelwande

auf den Druck und die Geschwindigkeit wurden nach den Vorschla-gen von BURRILL (1954) berUcksichtigt. In den Abb. A3-2 und 3

sind die Kennwerte Ober dem effektiven Fortschrittswinkel aufgetragen. Die zu dam jeweiligen Versuchszustand gehOrende Kavitationszahl a_0.7 findet man in unteren Tell der Bilder. Glei-che Symbole entspreGlei-chen dabei den gleiGlei-chen Versuchsreihen. Die mit absinkender Kavitationszahl verstarkt auftretende Kavitation bewirkt em n Absinken der Schub- und Momentenkennwerte fast Ober den gesamten Fortschrittswinkelbereich. Insbesondere werden die kurz vor den AbreiBen der Stromung am Profil auftretenden Auf-triebsspitzen abgebaut. Bei den untersuchten Propellern variier-te das Flachenverhaltnis. Mit gro8er werdendem Flachenverhaltnis vergroBern sich auch die Auftriebsspitzen, und der Einbruch die-ser Werte durch das AbreiBen der Stromung macht sich starker be-merkbar. Dementsprechend wachst auch mit steigendem Flachenver-haltnis der EinfluS der Kavitation. In bestimmten Winkelberei-chen (um 270 Grad), die allerdings air das Stoppen nicht rele-vant sind, vergroBern sich die Kennwerte durch den EinfluS der Kavitat ion.

2.4 Wechselwirkung zwischen Schiff und Propeller beim geradlinigen Stoppmanover

Um die mit freifahrenden Propellermodellen erhaltenen Ergebnisse in den angegebenen Bewegungsgleichungen anwenden zu kOnnen, mUssen die Nachstromziffern w, und

wQ und die Sogziffer t bekannt

sein. Dec Nachstrom und der Sag warden durch die Form des Hin-terschiffes, den Abstand zwischen Schiff und Propeller, die

Schubbelastung und die Verteilung der Belastung auf der Propeller-flache beeinfluBt. Eine Vorausberechnung gelingt nur fUr verein-fachte Schiffsformen. Experimentelle Untersuchungen kOnnen wegen des groSen Parameterfeldes nur einzelne Teilaspekte erfassen. Bis auf die Messungen von HARVALD (1967) beschranken sich alle

bekannten Untersuchungen auf positive Schubbelastungsgrade. We-gen des mangelnden experimentellen Materials im Bereich negati-ver Belastungsgrade werden bei der Losung der Bewegungsgleichun-gen vereinfachende Annehmen getroffen. So werden gewohnlich die Nachstromziffern und die Sogziffer als konstant angenommen, z.B. DIEN und PRIEN (1973). Um die GUltigkeit dieser Vereinfachungen zu prUfen und gegebenenfalls globale Aussagen Uber den Trend zu erhalten, wurden Zweiquadrantenmessungen an hinter Schiffsmodel-len arbeitenden Propellern durchgefUhrt. Die Messungen erfolgten an vier Modellen, wobei jeweils zwei der gleichen Volligkeits-klasse angehoren.

Bei den Versuchen wurden die Modelle fest mit dem Schleppwagen verbunden. Die Modellgeschwindigkeit V, die Propellerdrehzahl der Schub T, das Drehmoment Qund die vom Schleppwagen aufgenom-mene bzw. abgegebene Restkraft X wurden gemessen. Die einzeinen Fahrtstufen wurden nacheinander gefahren, d.h. die Messungen erfolgten quasistationar. Per filr die Bestimmung der Sogziffer benotigte Widerstand wurde in einer gesonderten Messung

be-stimmt. Per effektive Nachstrom wurde nit Hilfe der Freifahrt-ergebnisse Uber die Schub- bzw. die Momentenidentitat ermittelt.

In den Abb. A3 - 4 und 5 sind die Nachstromziffern in Abhangig-keit von den mit der ModellgeschwindigAbhangig-keit gebildeten "Fort-schrittswinkel" (arctg .7v) dargestellt. Diese Darstellung bietet den Vorteil, da8 in die Abzissenwerte nur bekannte GrOZen ein-gehen. Die Kurven zeigen, da8 die Nachstromziffern, ausgehend vom Betriebspunkt (auf der Abzisse in den Abbildungen durch einen Strich angedeutet) bis zum Umkehrpunkt der Drehzahl (arctg Jv 90 Grad), in erster Naherung konstant bleiben bzw. schwach ansteigen und dann gegen Null gehen. Die negativen Nachstromziffern zwischen 150 bis 180 Grad mUssen auf die extre-men Stromungszustande in diesem Bereich zurUckgefUhrt warden. Eine sichere Bestimmung der Ziffern ist

_in

_{diesem Fall nur schwer}

moglich.

Far die Darstellung des Soges wurde eine schon von AMTSBERG (1960) benutzte Form gewahlt:

T - X - RT

t*

-7 p V2

Ao 2

In den Abb. A3 - 6 sind die Werte Uber arctg Jv aufgetragen. Die Kurven zeigen fUr verschiedene Geschwindigkeiten und schiedene Modelle die gleiche Tendenz. Die Kennziffer t* ver-ringert sich in etwa linear vom Betriebspunkt bis auf einen negativen Wert, der ca. bei arctg Jv 130 Grad sein Maximum hat.

2.5 Fehlerabschatzung

Um einen 0berblick Uber die GrbBenordnung des Fehlers zu be-kommen, der dadurch entsteht, dell bei der Berechnung des gerad-linigen Stoppmanbvers der Kavitationseinflu8 vernachlassigt und die Nachstromziffern und Sogziffern als konstant angenommen werden, sind vergleichende Fechnungen durchgefart worden. Bei diesen Vergleichen wurden die aus den Experimenten gefundenen Abhangizkeiten benutzt (siehe auch LAUDAN 1976). In der Abb. A3 - 7 sind die Stoppwege und Geschwindigkeiten Uber der Zeit

aufgetragen. Der Fehler betragt bei NichtberUcksichtigung des Kavitationseinflusses bei konstant angenommenen Nach-stromziffern ,10%. Beide Vereinfachungen

fUhren

zur Unter-schatzung der Stoppwege.und -zeiten.

Die Grnenordnung der Fehler, der durch die quasistationdre Vor-gehensweise entsteht, wurde nicht abgeschatzt. Doch zeigen Messungen von MINIOVICH (1960), da8 bei instationarer

Versuchs-durchfUhrung

sich die Propellercharakteristiken kaum verdndern. Die hydrodynamische Masse des Schiffes und des hydrodynamische Tragheitsmoment des Propellers wurden in den Bewegungsglei-chungen ale konstant angenommen. Der durch diese Vereinfachung verursachte Fehler let nicht bekannt.

3. Propcllerkrafte bei Schraganstromung

Die Stoppkurve eines Schiffes wird oft von einer Geraden abwei-chen, entweder gewollt oder ungewollt. Die Kenntnis des Pro-pellerverhaltens bei der dann auftretenden Schraganstromung 1st fUr eine realistische Vorausberechnung des Stoppmanovers von Bedeutung. Des Stromungsfeld im Hinterschiffsbereich eines schraggeschleppten Modells kann nicht durch einfache Oberla-gerung des Nachstromfeldes fUr Geradeausfahrt mit der durch das Driften bedingten Seitengeschwindigkeit ermittelt werden. Viel-mehr bildet sich auf der der.Stromung abgewandten Rumpfseite

(Saugseite) bedingt durch Ablosungserscheinungen der Grenz-schicht und Wirbelbildung em n mehr oder weniger machtiges Totwassergebiet aus. OLTMANNs (1976) Messungen des Nachstromes bei verschiedenen Driftwinkeln am Modell eines Serie-60-Schiffes und am Modell eines Mariner-Schiffes zeigen dies deutlich. Die Abb. A3 - 8 gibt davon einen Eindruck. Inwieweit sich durch das Arbeiten des Propellers der Stromungscharakter andert,ist nicht bekannt, doch kann angenommen werden, daB der EinfluB, ahnlich wie bei v011igen Schiffen, erheblich sein wird. Ein Vergleich

der Propulsionsergebnisse fur verschiedene Driftwinkel, ein-schlieBlich des Wertes Null, bei dem keine Ablosung auftritt, scheint dies zu bestatigen, da sich die Ergebnisse nur unwesent-lich unterscheiden (siehe auch Arbeitsbericht A2).

Der Einflu8 der Schraganstromung auf die Propellercharakteristik wurde durch Zweiquadrantenmessungen an einem Modell untersucht (LAUDAN 1977). Die Messungen wurden an dem HSVA-Modell 2654 (Mariner-Schiff) durchgefUhrt. An dem mit verschiedenen Drift-winkeln geschleppten Modell wurden die Langskraft, die Seiten-kraft, das Giermoment, der Propellerschub, das Drehmoment, die Propellerseitenkrafte, die Ruderseitenkraft und das Rudermoment fUr verschiedene Drehzahl-Geschwindigkeitskombinationen gemes-sen, so da8 em n moglichst groBer effektiver Fortschrittswinkel-bereich Uberstrichen wurde. In den Abb. A3 - 9 und 10 sind die mit der Modellgeschwindigkeit gebildeten Schub- und Momenten-kennwerte fUr verschiedene Driftwinkel Uber dem effektiven

Fortschrittswinkel -6* (nit der Modellgeschwindigkeit gebildet) aufgetragen. Die Form der Kurven ist mit denen der entsprechen-den Freifahrt durchaus vergleichbar. Die Freifahrtwerte sind aber in der Regel grner. Das Auftriebsmaximum vor dem AbreiBen der Stromung bei E* 70° 1st allerdings fast vollig verschwun-den. Im ungleichfdrmigen Nachstrom setzt die Ablosung in einem grneren Anstellwinkelbereich em.

Eine Abhangigkeit der Propellerkennwerte vom Driftwinkel flit

besonders im Bereich um 'fi* 90° auf. Die Betrage der Kennwerte

steigen mit wachsendem Driftwinkel. Untersuchungen an freifah-renden schragangestrOmten Propellern zeigen des gleiche Ergeb-nis, BEDNARZIK (1969). Die Anderung ist far positive und nega-tive Driftwinkel nicht gleich. Far den rechtsdrehenden Propeller sind die Betrage der Beiwerte bei den positiven Driftwinkeln grner. Die Verkarzung des Stoppweges bei nicht geradlinigen Stoppmanovern wird also nicht nur durch des Ansteigen des Wider-standes bewirkt, sondern auch durch eine Zunahme des negativen Schubes. Bei rechtsdrehendem Propeller verringern sich die Stoppzeiten und -wege, wenn des Schiff nach Steuerbord abdreht. Die Seitenkraft ist nahezu unabhangig von der Propellerdrehzahl und far einen bestimmten Driftwinkel linear abhangig von Ge-schwindigkeitsquadrat. Dies trifft nicht far das Giermoment zu. Es 1st abhangig von der Drehzahl und es la3t sich keine expo-nentielle Abhangigkeit von der Geschwindigkeit feststellen

(Abb. A3 - 11). Die Propeller- und die Ruderseitenkraft sind stark abhangig von der Propellerdrehzahl, wobei das starke un-symmetrische Verhalten bei der Veranderung des Driftwinkels

auf-mit (Abb. A3 - 12). Im effektiven Fortschrittswinkelbereich

90° schwanken die Me8werte far die Propellerseitenkraft sehr stark, so da8 eine eindeutige Abhangigkeit von Driftwinkel nicht erkennbar 1st.

Die Untersuchungen zeigen, da8 far die Berechnung des Stoppweges und der Stoppzeit in erster Naherung die Propellerkennwerte des geradlinigen Manovers zugrunde gelegt werden kiinnen. Far die

Bestimmung der Bahnkurve ma das stark unsymmetrische Verhalten des Giermomentesund der Propeller- und Ruderkrafte noch weiter untersucht werden, insbesondere weil die Anderung des Giermo-mentes nicht parallel mit der entsprechenden Anderung der Sei-tenkrafte verlauft.

4. _{Potentialtheoretische Berechnungen}

4.1 Vortiberlegungen

Bei einer normalen Schiffsschraube mit festen FlUgeln wird bei einem Stoppmanover die Drehzahl vom positiven Wert des Normal-fahrtzustandes Uber Null auf negative Werte umgesteuert. Dabei treten unvermeidlich StrOmungszustande auf, in denen die Blatter nicht mehr als gesund umstromte TragflUgel, sondern als quer an-gestromtePlatten mit starker Ablosung anzusehen sind. Hier ist eine rein potentialtheoretische Behandlung nicht moglich.

Eine Betrachtung der Verstellpropeller, bei denen das Stoppmano-ver ohne Umkehrung des Drehsinns ausgefUhrt wird, zeigte dagegen, daB bei nicht zu schneller Verstellung der Fliigel keine graere Stromungsablosung zu erwarten jet, also des potentialtheoretische TragflUgelmodell naherungsweise angewandt werden konnte. Die theoretischen Untersuchungen im Rahmen des Teilprojektes A3 wurden daher von vornherein auf Verstellpropeller beschrankt. Zur wei-teren Vereinfachung wurde eine homogene und rotationssymmetrische Anstromung angenommen. Zusammen mit der Annahme langsamer Ver-stellbewegung rechtfertigte dies eine quasistationare Berech-nungsweise.

Zum Zeitpunkt unserer Arbeitsvorbereitung lagen bereits umfang-reiche, stationar gemessene Propellercharakteristiken _einer drei-fl0geligen Verstellpropeller-Modellserie von GUTSCHE und

SCHROEDER (1963) vor. Um eine geeignete Kontrollmaglichkeit zu haben, wurde fUr unsere ersten Berechnungen em n Propeller aus dieser Serie gewahlt (Nr. VP 1042, Typ SVA 3.080.070):

.,Der die tatsachlichen

_{StrOmungsvorgange}

bei den verstellten Pro-pellerzustanden waren in der von uns zu Anfang gesichteten Lite-ratur keine fotografischen Aufnahmen oder Hinweise enthalten.

In-zwischen 1st eine Dissertation von WAGNER (1974) erschienen, die einigo fotografische Aufnahmen der auftretenden Vermischungsvor-inge enthalt. Aufgrund dieser Bilder entwirft Wagner em n Zirku-ic;:ionsmodell, da8 eine qualitative Deutung der MeBergebnisse er-moglicht. Seine Formeln beziehen sich auf Radius r 0.7 R (Ort

des aquivalenten Profile) und enthalten empirische Parameter ohne allgemeingUitigen Charakter. Es jot keine konsequente mathema-tische Formulierung mach der Wirbeltheorie vorgenommen worden. Unsere Untersuchungen beruhen auf einem von ISAY (1971) vorgeleg-ten Konzept, das sogar bereits eine denkbare formale Vorgehens-weise filr die BerCcksichtigung instationorer Effekte, wie sie in der Rotoraerodynamik vorkommen, enthalt. Die nach der erweiter-ten Traglinientheorie formulierte mathematische Aufgabe laBt sich zweckmL2igerweise in folgende drei (ineinander verschachtelte) Teilaufgaben aufgliedern:

Ermittlung der Zirkulation bei vorgegebener Propellergeometrie und angenommener hydrodynamischer Steigung

Berechnung der Flugelkrafte bei bekannter Zirkulation und an-genommener hydrodynamischer Steigung

Iterative Bestimmung der hydrodynamischen Steigting.

4.2 Ermittlung der Zirkulation

Es muBte fÜr amen rechtsgangigen Verstellpropeller, dessen Geo-metric im Auslegungszustand gegeben ist, und der sich mit der Winkelgeschwindigkeit o und der Fortschrittsgeschwindigkeit VA gegenber einem fasten Zylinderkoordinatensystem durch des Wasser

bawegt, emn in seiner Wirkung auf die Stromung gleichwertiges

Wirbelsystem entworfen werden, dessen Zirkulationsstarke sich bei Vorgabe eines hydrodynamischen Steigungsverlaufs Ober dam Propel-lerradius berechnen lat.

Weiter mullte berUcksichtigt werden, daB, obwohl sin mathematisch formulicrtes Wirbelsystem in Form der erweiterten Traglinientheo-rt als bckannt vorauszusetzen ist,. keine Erfahrungen bei abneh-monder geometrischer und hydrodynamischer Steigung, insbesondere für den Fall verschwindender oder auch sehr kleiner hydrodyna-mischer Steigung der Querwirbel vorliegen. Die Vorstellung von Oplimulpropellern mit nor dem Propellerradius konstant verlau-fondem induziertem Fortschrittsgrad und folglich vorhandenen re-gularen Schraubenflachen muZte aufgegeben werden, da die Stei-gungen in radialer Richtung, von der Nabe zur Spitze, mit dem Verstellwinkel der FlUgelblatter sehr stark abnehmen.

Die bisher gemachten Voraussetzungen lie8en die Anwendung der Traglinientheorie nun fur schwach und maig belastete Schrauben

zuverlassig erscheinen.. Bei konstantem Fortschrittsgrad und Zurucknahme der Blatteinstellung kommt man jedoch sehr schnell in Bereiche, wo zuerst an den au8eren und bei weiterer Verstel-lung auch an den inneren Radian der grollte Teil des Stromungs-materials von den induzierten Geschwindigkeiten fortgetragen werden mull. In den Fallen, bei denen die induzierten Zusatzge-schwindigkeiten in axialer Richtung entgegengesetzt zur AnstrO-mung wirken und das Verhaltnis zueinander von der GroBenordnung ems und mehr wind, hat man es nach der "klassischen Theorie" mit starken Belastungszustanden zu tun, wie sie sonst nur beim Entwurf von Schlepperpropellern BerUcksichtigung finden. Es konnten bei unseren Oberlegungen, schon allein aus der Vor-stellung heraus, zwei entgegengesetzt gerichtete Stromungen am

verstellten Propeller zu haben, mogliche Vermischungsvorgange nicht ausgeschlossen _{warden. Das filr Entwurfsaufgaben von maZig} belasteten Propellern mit normalen Konstruktionssteigungen er-probte Wirbelmodell wurde trotzdem nicht geandert, wail uns un-bokannt war, wie solche moglichen Vermischungsvorgange aussehen und wie stark diese das Endergebnis beeintrachtigen konnen. _Das aber wren die Veraussetzungen gewesen, die bei der Suche nach

einem gleichwertigen mathematisch zu behandelnden Ersatzsystem bekannt sein mUten.

Zur Berechnung der Zirkulation sollten an ftinf Aufpunktradien, gelegen auBernalb der Propellerebene auf 3/4 der Profiltiefe, die axialen und tangentialen induzierten Geschwindigkeiten der freien und gebundenen Wirbel berechnet und die StrOmungsrandbe-dingungsgleichungen aufgestellt werden.

Dies muBte durch direkte analytische und numerische Behandlung der Biot-Savartschen Integrale geschehen. Zu diesem Zweck wurde em n geeigneter Fouriersinuspolynomansatz ffir die Zirkulation ge-funden. Es ergab sich nach Einsetzen dieser BerechnungsausdrUcke in die Stromungsrandbedingungsgleichung eine Integralgleichung, die sich bei der numerisch-analytischen Auswertung als lineares inhomogenes Gleichungssystem zur Bestimmung der Koeffizienten des Zirkulationspolynomansatzes behandeln lazt.

Der noch unbekannte radiale Verlauf der hydrodynamischen Stei-gung wurde durch eine Kosinusreihe dargestellt. Ausgehend von der .geometrischen Ausganu,steigung, muZte mit einer geometriscben Beziehung die ortliche Sehnensteigung in Abhangigkeit vom Blatt-verstellwinkel ausgedrUckt und berechnet werden. Dabei wurde als eine gute Naherung angesehen, die Drehachse mit der tragenden Linie zusammenfallen zu lessen.

Bezeichnen wir mit r den ortlichen Radius, mit

0'

den FlUgel-blattverstellwinkel und mit k1 die Ortliche Ausgangssteigung der Profilsehne, dann last sich die neue ortliche Sehnensteigung mach folgender Beziehung ausrechnen:

1<1 - r tan 4,*

k2

1 + k tan 4*/r 1

Für abnehmende Neigung der Fliigelprofilsehne gegenilber den Aus-gangszustand

e

0 ist der Verstellwinkel positiv einzusetzen.

Bei der Anwendung der Wirbeltraglinientheorie in der beschrie-benen Weise konnen keine echten Singularitaten auftreten, so-lange die hydrodynamische Steigung /co ungleich der geometrischen k1 bleibt, da der Nenner des Integranden unter dieser Bedingung niemals Null werden kann.

Allerdings muZte bei der Integration Ober die freien Wirbel-flachen berUcksichtigt werden, da3 mit abnehmender hydrodynami-scher Steigung ko, die far die Ermittlung des Integrals Uber die Schraubenlinie notwendige obere Integrationsgrenze ("unendlich") immer grner wird, bis schlieBlich fUr ;co 0 Ober unendlich viele Schraubenflachenumdrehungen zu integrieren ware, da die freien Wirbel die Propellerebene auf diesem Radius nicht mehr verlassen. Da die hydrodynamische, ahnlich der geometrischen, Steigung Ober dem Propellerradius variabel verlauft. (von der Nabe zur Spitze abnehmend) und im FlUgelbereich einmal Null wer-dem muB, um ihr Vorzeichen wechseln zu konnen, bestanden berech-tigte Aussichten, diesen Punkt bei der Integration unberUcksich-tigt lessen zu konnen.

Dazu war es erforderlich, den Nachweis zu erbringen, daB der Integrand an dieser Stelle nicht unendlich groB wird, das Ge-samtintegral also unabhangig von ihr einen vernUnftigen endlichen_ Wert annimmt.

Der Integrand wurde fUr die Stromungsverhaltnisse bei einer Pro-pellerblattverstellung von

e

17.50

numerisch untersucht. Da-bei zeigte es sich, daB nit entsprechendem Aufwand eine ausrei-chend genaue Auswertung des Integrals mOglich war. Die Propeller-geometrie wurde aus der genannten Veroffentlichung Obernommen

(VP 1042/Typ SVA 3.080.070).

FUr die Berechnung der Zirkulation nach diesem erweiterten Trag-linienprogramm sind folgende GroBen eines gegebenen Propellers erforderlich:

Der Verlauf des Konstruktionssteigungsverhaltnisses (P/D) Ober dem Propellerradius

Des Langen-Durchmesser-Verhaltnis (c/D) der Propellerblatt-profile an den entsprechenden Aufpunktradien

Der Winkel _{[°] zwischen der Profilsehne und der} Skelett-limie im 3/4 Punkt an den Aufpunktradien

5) Das Verhaltnis von Anstrt5m- zur SpitzenumfangsgesChwindigkeit (Fortschrittsgrad

C) Der radiale Verlauf der hydrodynamischen Steigung

k0/R.

4.3 Berechnung der FlUgelkrafte

Es mu8te unabhangig vom Programm zur Berechnung der Zirkulation :inch der orweiterten Traglinientheorie auch der mathematische Formalismus der einfachen Traglinientheorie kritisch gesichtet, umgeformt und fUr eine programmierbare Rechnung aufbereitet

werden.

Die FlUgelkrafte Ks und Ko in axialer und Umfangsrichtung sollten fUr den Normalbetrieb und die verstellten Propellerzustande nach dem Satz von Kutta-Joukowski berechnet werden. Es wurde vorge-sehen, den Einf1u8 der Reibung durch Dehnung der Auftriebskraft um einen entsprechenden Gleitwinkel c, Uber dem Radius variabel, mit zu berUcksichtigen.

Da die Aufpunkte, an denen die induzierten Geschwindigkeiten be-rechnet werden sollten, auf dem gebundenen Wirbel liegen (1/2-Punkt), mu8ten fUr diese Falle, bei denen der Wirbelpunkt mit dem Aufpunkt zusammenfallt und der Integrand echt singular wird, geeignete Mallnahmen getroffen werden. for Umstand, da8 das Inte-gral solcher singularen Werte wieder stetig ist, hat in der Wir-beltheorie zu verschiedenen erfolgreichen LOsungsmoglichkeiten gefUhrt, z.B. die bereits erwahnte Induktionsfaktormethode. Die "Singularitaten", die nur an dem AufpunktflUgel auftreten konnen, wurden in einer in der Propellertheorie Ublichen Weise abgespal-ten und getrennt von numerisch zu integrierenden Teil des Aus-drucks durch mathematische Sonderbehandlung (Grenzwertbestimmung, Reihenentwicklung usw.) ausgewertet, vgl. ISAY (1964, 1970) und BAUSCHKE/LEDERER (1974).

FUr die Krafte- und Momentenberechnung mach diesem ausgetesteten Traglinienprogramm sind folgende Eingabegro8en erforderlich:

2) Die absolute Grtie der Koeffizienten des Fouriersinuspolynom-ansatzes fUr die Zirkulation

Das Verhaltnis von Anstrom- zur Spitzenumfangsgeschwindigkeit (Fortschrittsgrad A)

Der radiale Verlauf der hydrodynamischen Steigung ko und fUr die BerUcksichtigung des Reibungseinflusses:

Dar radiale Verlauf der maximalen Profildicke bezogen auf den Propellerdurchmesser

(t/D)

Das Langenverhaltnis

(c/D)

der Propellerblattprofile an den zu berechnenden Aufpunktradien

Die kinematische Zahigkeit des Mediums v [m2/s] Der Profildurchmesser D [m]

Der absolute Wert der Propellerdrehzahl n [U/min)

Dan Problem der sehr kleinen und an einer Stelle im Bereich

R > r > RH sogar Null werdenden hydrodynamischen Steigung 1st

auch bier bei bestimmten Verstellzustanden gegeben und mu8te untersucht warden.

Anders als gelegentlich beim Entwurfsproblem in Nabennahe wech-salt balm Verstellvorgang die hydrodynamische Steigung zuerst in der Nahe der Propellerspitze ihr Vorzeichen. Im Laufe des gesam-ten Verstellvorganges, der je nach GrUe der Ausgangssteigung un-gefahr in Winkelbereich zwischen 0* = 350 und 500 endet, durch-wandert der Nulldurchgang (k, = 0) den ganzen FlUgelbereich bis nun' Nabe. Die Untersuchung des Nulldurchganges und seiner Umge-bung wird bedeutsam und erforderlich, wenn die Krafte und Momen-te bei diesen BlattversMomen-tellungen berechnet werden sollen.

Bei der numerischen Untersuchung wurde ahnlich wie bei dem Zir-kulationsprogramm (erweiterte Traglinientheorie) vorgegangen.

4.4 _{Bestimmung der hydrodynamischen Steigung}

FUr die Berechnung der Krafte und Momente bei einem Verstellzu-stand mut-6 die Richtung der abgehenden freien Wirbelflachen am Ort des gebundenen Wirbels bekannt sein. Da diese von den zu be-rechnenden induzierten Geschwindigkeiten abhangt, wurde zu ihrer Bestimmung emn Iterationsverfahren vorgesehen. Voraussetzung fUr eine wirksame Iteration war, da2 die berechneten induzierten Ge-schwindigkeiten auf 3/4 der Profiltiefe (Zirkulationsprogramm) und im 1/4-Punkt (Krafteprogramm) gleiche Richtung haben. Aus-gehend von einer ersten Schatzung der hydrodynamischen Steigung

k1/R > k0 /R >

A _{fUr den Auslegungszustand, wurden die}

induzier-ten Geschwindigkeiinduzier-ten im 3/4-Punkt und Uber die StrOmungsbedin-gung in diesem Punkt die Zirkulation bestimmt. Die StrOmungs-randbedingung lautet:

U0

+r

+ UQ

tan(6 + E)

-wr + V1.

vQ

Mit 6 _{f(r, *) bezeichnen wir den Steigungswinkel der}

Profil-sehne und mit E den Winkel zwischen ProfilProfil-sehne und der Skelett-linie im 3/4-Punkt. Der Index r zeigt an, daB diese Zusatzge-schwindigkeit von den gebundenen Wirbeln induziert werden. Mit dieser im ersten Iterationsschritt geschatzten hydrodynami-schen Steigung und der dazugehorenden berechneten Zirkulation wurden im Krafteprogramm die von den Querwirbeln

(Index Q)

in-duzierten Geschwindigkeiten

UQ und VQ

im

1/4-Punkt berechnet und

die FlUgelkrafte Kx und K

in axialer und Umfangsrichtung nach dem Kutta-Joukowskischen Satz bestimmt:

Kx -p{wr + V Cr)Q

x.0

)r(r)

K = _{pfuo(r) +}

UQ (r)0 )r(r)

Die Richtung der abgehenden freien Wirbelflachen am Ort des ge-bundenen Wirbels (1/4-Punkt) ergibt sich aus dem Geschwindig-keitsdiagramm zu: k U + 0 o tanai r + VQ

Diese hydrodynamische Steigung wurde mit der geschatzten ver-glichen. Solange die alte von der neu berechneten hydrodynami-schen Steigung um mehr als 1 % abwich, wurde die gesamte Rech-nung mit einem aus beiden arithmetisch gemittelten k0-Verlauf Uber dem Propellerradius wiederholt.

Nach abgeschlossener Iterationsrechnung des Auslegungszustandes wurden schrittweise die verstellten Zustande gerechnet. Dabei wurde fUr die erste Rechnung jedes verstellten Zustandes der hydrodynamische Steigungsverlauf des vorausgegangenen genommen. Die Verstellwinkel wurden so gewahlt, dal die geometrischen Druckseiten-Steigungsverhaltnisse (P0.7/D) am Radius r = 0.7 R aquidistant um den Betrag von 0.1 abnehmen, siehe Abb. A3 - 13. FUr die verstellten Zustande 0* = 00 bis 12.50 wurden nicht mehr ale hochstens drei Iterationsschritte benotigt. Bei weiterer Ver-stellung bis einschlieBlich 0* 22.5° erhohte sich die Zahl der erforderlichen Iterationsrechnungen auf fUnf und darUber hinaus zeigte sich zunachst eine leichte (0* = 250), dann bis 0* = 300 eine zunehmende Instabilitat des Iterationsverfahrens. Der Verstellwinkel 0* = 350, bis zu dem bei einem Stoppmanover mit diesem untersuchten Propeller gerade noch verstellt werden wurde nicht mehr gerechnet. Abb. A3 - 14 zeigt die stationaren Verlaufe der Schub- und Momentenbeiwerte (KT und K ) dieses Ver-stellpropellers, die wahrend des Stoppmanovers in der Verstell-phase durchlaufen werden. Die dort durchgezogene Linie stellt den Verlauf der gemessenen KT-Werte in Abhangigkeit von dem ein-gestellten geometrischen Steigungsverhaltnis am Radius r 0.7 R dar. Die gerechneten Werte sind durch Kreuze kenntlich _gemacht.

Den entsprechenden KQ-Verlauf zcigt die gestrichelte Linie, un-sere Recheriergebnisse sind durch Kreise dargestellt. Die in Abb. A3 - 15 gezeigten berechneten Zirkulationsverlufe

r(r)

Uber darn Propallerblatt entsprechen jeweils den in Abb. A3 - 14

angegebenen Km und KQ - Rechenergebnissen.

Nach der Verstellphase bleiben die KT und KQ-Werte bei konstanter Prcpellersteigung und langsam abnehmendem Propellerfortschritts-grad nahezu konstant bis zum Ende des Stoppvorgangs, vgl. RIEFLE (1959) und OKAMOTO et al. (1974).

Unseren Rechnungen lagen die in der Praxis bei Dieselmotorschif-fen vorkommenden Verstellzeiten zugrunde. Diese betragen etwa 8 his 20% der Gesamtstoppzeit. Da die Verstellzeiten sich

nicht

so sehr nach der Schiffsgrne, als vielmehr nach der Art und Be-lastbarkeit der Masch'inenanlage richten, werden bei Gas- und Dampfturbinenschiffen grnere (bis zu 50% betragende)

Verstell-zeiten erforderlich sein, vgl. Anon. (1972).

FUr die zuletzt genannten Schiffe wird eine theoretische Berech-flung der hydrodynamischen Propellerkenngrnen genstiger, weil in dieser Zeit auch der Fortschrittsgrad abnimmt. Es wurde also von uns der ungUnstigste Fall untersucht.

Svmholverzeichnis Ao Propellerkreisfldche Barometerdruck (Atmosphare) C,* _{Momentenkennwert} 2 (V +

(0.7 7nD)2)

AoD 2 A C * _{Schubkennwert} Th (V A2 +

(0.7 7nD)2)

Ao Profiltiefe Propellerdurchmesser

Tragheitsmoment der Antriebsanlage einschlielnich des hydrodynamischen Tragheitsmomentes des Propellers

Fortschrittsziffer des Propellers gebildet mit der

V Scniffsgeschwindigkeit ---n.D Q Drehmomentbeiwert

-p n25

Schubbeiwert p

n2 D4

FlUgelkraft in axialer Richtung FlUgelkraft in

_{Umfangsrichtung}

Hydrodynamische Steigung geteilt durch 2r

R. _{Geometrische Steigung geteilt durch 2s}

Wert von k nach Verstellung

Schiffslange

N' 1

7 p L3 V2

Propellerdrehzahl (n zeitliche Ableitung)

Propellersteigung

Po Kavitationstunneldruck relativ zur Atmosphare Pv Verdampfungsdruck des Wassers (absolut)

Propellermoment

QE Antriebsmoment

F Reibungsmoment der Antriebsanlage

Propellerradius RH Nabenradius RT Schiffswiderstand ortlicher Propellerradius Propellerschub Profildicke Sogziffer Zeit T- X- RT , t* Sogzahl . 2 p Ao

uQ Von Querwirbeln induzierte Axialgeschwindigkeit Von gebundenen Wirbeln induzierte

Axialgeschwindig-(Jr

keit

V VA VQ

vr

wQ WT YR

resultierende Geschwindigkeit des Schwerpunkts G

Propellerfortschrittsgeschwindigkeit

Von Querwirbeln induzierte Umfangsgeschwindigkeit Von gebundenen Wirbeln induzierte Geschwindigkeit

Nachstromziffer, bestimmt Ober die Momenten-identith

Nachstromziffer, bestimmt Ober die Schubidentitat Hydrodynamische Kraft in x-Richtung,

positiv nach vorn

X X*

p (V2 _{(0.7 wnD)2)A0}

Hydrodynamische Kraft in y-Richtung, positiv nach Steuerbord

1 7 p L2 V2 Propellerseitenkraft = Y 1 p (V2 + (0.7 wnD)2)4o 2 Ruderseitenkraft

1,2

p (V2 + (0.7 TrnD, )Ao 2 Driftwinkel

a* effektiver Fortschrittswinkel = arctg VA

0*

0.7

Fortschrittswinkel gebildet mit der Schiffs-geschwindigkeit V arctg 0.7 7nD Hydrodynamischer Steigungswinkel Gebundene Zirkulation Gecmetrischer Steigungswinkel Ruderwinkel Gleitwinkel VA Propellerfortschrittsgrad =

n D

Kinematische Zahigkeit

Winkel zwischen Profilsehne und Skelettlinie im 3/4-Punkt

Dichte des Wassers

Propellerblattverstellwinkel

Kavitationszahl =

7 P1 (VA2 + (0.7

ynD)2)

Winkelgeschwindigkeit = 27n

Soweit m5glich wurden die ITTC-Standardsymbole verwendet. Des Achsenkreuz und die Vorzeichenkonvention entsprechen den ITTC-Vorschlagen.

Gehrifttum

()Lc im SFB 98 entstandenen Arbeiten sind mit einem *

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1.6 1.2 0.8 -0.8 -1,2 -1.6 ")0

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t .. . N

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A 900 1800 270° Abb. A3-1 Propollerkennwerte Propeller 1379

0.5 0 1.0 -0.5 -1.0 -1.5 0.7 2 PROPELLER 945 z 4 AL/A0 - 0.70 P/D - 0.9

Abb. A3-2 Messungen im Kavitationstunnel-Schubkennwert ,..Q

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0.5 0 -0.5 -1.0 -1.5 0.7 PROPELLER 945 z 4 AE/Ao - 0.70 P/D 0.9

Abb. A3-3 _{Messungen im} Kavitationstunnel-Momentenkennwert g .,,, ^* i''..,:e

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f Ht4+,777.41, X xx 10,401410047

l''44i/94#0,

1 i 4Itr4t44f01/1' j ' ..P+041m4.0 90° ₁₉₀₀ 270° 360°

-0.6

-/.6

X

4.

Abb. A3-4 Nachstromziffern Modell 2507 (CB = 0.81)

(verschiedene Symbole entsprechen verschiedenen Geschwindigkeiten) Modell 2507 Propeller 1591 Modell 2107 Propeller :591 + 1 x

.

frez >74;',4z 3 .

. .

o . 1 ° *

arctg ,

+ x a + 1. +4...tY + _* + AX

I---1

1"'

4:x

. +

X

al

33o 6 . 940 arCtg 1 q. .. 4 X O., 0.4 0.2 0.6 .Q 0.2 0 -0.2

-0.6

-0.2

-0.6

Abb. A3-5 _{Nachstromziffern Modell 2508 (C3 0.60)}

(verschiedene Symbole entsprechen verschiedenen Geschwindigkeiten) ... x'' xX X *X .,_ + +4. x x X .. ',I.&

-a 4 +X x a x

.

X X.

.

-30° i ,° 1

).

1100 arctg J

-*

+'<J

XX + .X++x

t

1.x+

.

.... +X X X

.

--

°4. 0 ₉₎₀ 1210 _13° 0.5 0.4 0.2 0.2 -0 4 Modell 2508 Propeller 1379 0° 0.6 wQ

04

0.2 Modell 2508 Propeller 1379 0°

0

Abb. A3-6 Sogzahl t*

(verschiedene Symbole entsprechen verschiedenen Geschwindigkeiten) Modell 2507 Propeller 1591 Modell 2508 Propeller 1379 o a it 4.

i

lo₀

..

1:11 .T c,

,:...7.,

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-L2L0,_,4

..0

t%

o

.

o 12J LD 18 D. o 0*

I 0 .0

S4.0 o.,

900

a-Ui

Modell: 2909 Fropcller: 993

Tauontiefe Mitt e i-ropeller T 9.6S m Fall A w.,(V,n) t t(V,n) W. wQ(V,n) Fall DT wo. connt. A Weg Geschwindigkeit 30 t eonst.

_L. A3-7 _{Geradliniges StoppmanOver - vergleichende Rechnungen}

1,0 20kU 4.JO 000

a . Weg _{Geschwindigkeit}

Zeit in s

Modell: 2909 _{Fropeller: 993}

1 30

Tauchtiefe Mitte Fropellerwelle Fall A T r 9.65 m

Fall 19 T . 9.00 m

260° 200° 220 320° 200° 340° o° 160° 140° 120° Abb. A3-0 Transversalkomponente,Driftwinkel = +18° oo°

3-0IMENSIONAL WAKE SURVEY

TRANSVERSAL COMPONENTS hSVA Model

No.2854-1C01

SONDERFORSCHUNGSBEREIL-H 9B DRIFTWNKET. 18 GRAD SIB.

Test No. N 28176

o. -o. -o. -o o. 0.1 -0.

Abb. A3-9 Schubkennwerte

a

Nachstrom bei Schraganstromung

Modell Propeller 2654-1001 1373 i 1 1-I V 2 I

-,

---1

1

1

.., ._] R, oft

t

a

,.

Dri,ftke1 18* + ,. 12° 0

.

* X X X'. + x + ...._ ii..

.

.

x +

,

2 4

ft f e

i

A 2

,

x

.

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'4.

ft! 1

Dri z twin,. 0° . -G° -12° -16° 0 z Z X

'

Z 1'_z Z x Z

t

X X Z z__-____X z 8 z

.

z I 30. 60° 00° 170° 0° 180"

-0.

-1.

0.4

Abb. A3-10 Momentenkennwerte im Nachstrom bei SchraganstrOmung

1 4 N. *4.

11--V IZ Modell Propeller 76,4-1001 1379 1 : f

t

xx

: :.

'l e Pl'itylokel5 :. ,O .'4.

.

,

00 + a r .0. x

.

.,.... 44

₄

2 V ,... 1 xz Dri zwir,1 :4 xx z L Z X Z Z Z 30° 120° 150° Is*

10 -s -10 C.E -1.1 6 n 1146i '2 Mo,e11 Propeller 2654-1001 1379 Driitulnkul * 16. .1. 12. o n 4. _5o K -1 . X -1. 1

i

'

'

Drif winkel . 4. X .

'

4 .1. x X .4 z 6 n 11441 '2

Abb. A3-11 _{Seitenkraft und Giermoment, Ruderwinkel d}

0 0.04 -0.08 0.1 0 0.. -0.2

Abb. A3-12 Propeller- und Ruderseitenkraft, Ruderwinkel 6 00

.... Mod,11 Pro?eller 1371 7,4-1001 1 I -I / I

--r.

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x z z z z 00 30 000 400 1100 1,00 0.01 Y; 0.04

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

-0,6--0,8

1,01,2 --1,4 -1,6 -0,1 0,5 0 5 1,0 K-I (

,0

452° 7,38° 9,91° 1250° 15° 1----_________I 20°

IMIII_

_ 25° 30° -1. 350 Propeller Nr. VP 1042 _...,,.., Typ Mr. SVA 3.080.070 Geometrisches Druckseiten-Steigungsverhaltnis 40*

''

..

in Abhangigkeit von der Radialkoordinate filr verschiedene Blattverstellwinkel

\

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Ka

N.

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,

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KT I 0,9 1,0 10/. _0,7 Abb. A3-13

40°

30° 20° 10°

Schub- und Momentenbeiwert in Abhangigkeit von der Verstellung bei konstantem Fortschrittsgrad:

Vergleich zwischen Rech-nung (Punkte) und Messung

(Kurven) 0,1 K X 0,1275 Abb. A3-14 0 -10 0 P /D

r 0,06 t- 0,04 0,02 --0,02 -0,04 -0,05 r-0,12 048

Abb. A3-15 Zirkulationsverteilung Uber den Radius fUr verschiedene Verstellwinkel bei konstantem Fortschrittsgrad A = 0.1275

Regel- und Umsteuerverhalten von Hauptantriebsanlagen

Wisse,ischaftlicher Leiter

Prof. Dr.-Ing. 0. Deisler

Wissenschaftliche Mitarbeiter Dipl.-Ing. H.J. Selohradsky Dipl.-Ing. P. Boy Dr.-Ing. K. Knaack Dr.-Ing. D. Rbschmann Dipl.-Ing. G. Sattler Dipl.-Ing. G. Siemer