Rapport van het project: Flying Delft Blue

rapport van het project:

1

Flying Delft Blue"

I

l

_

I

I

r

M A R I T I E M T E C H N O L O G I S C H - EN S T R A T E G I S C H

STICHTING

O N D E R Z O E K

7E@|}3f^liCNi U N I V E R S I T l f L a b o m o r i u m voor

rapport van het project:

"Flying Delft Blue"

Doel: Evaluatie van de hiaalbaarheid van flaploze draagvleugels op kleine snelle schepen

Op te leveren resultaat:

Opdracht:

Uitvoering:

Een varend model dat, met een gewicht van 200 kg inclusief lading, met een vermogen van 1 kW een maximum snelheid van 15 knopen kan varen.

Koninklijke Maatschappij "De Schelde"

Stichting "MAritiem Technologisch en Strategisch Onderzoek" (MATSO) in samenwerking met het "MAritiem Research Instituut Nederland" (MARIN).

Inhoudsopgave

1 Hydro 6 1.1 Inleiding, waarom draagvleugels? 6

1.2 Configuratie-keuze 7 1.3 Vormgeving vleugels 9

1.3.1 Afmetingen 9 1.3.2 Profielkeuze 11 1.4 Vormgeving struts, afmetingen 14 1.5 Lift-en weerstandsberekening 16

1.5.1 Lift en weerstand (algemeen) 16

1.5.2 Lift 17 1.5.3 Weerstand 17

1.5.4 Het computerprogramma 19 1.5.5 Resultaten van de berekeningen 19

1.5.6 Modelproeven 21

1.6 Dwarsstabiliteit 28 1.7 Schroefontwerp 29 1.8 Positie scfiroef 32 1.9 Positie romp t.o.v. vleugels 33

1.10 Conclusies 35

2 Aandrijving 36 2.1 De aandrijving 36

2.2 Algemene eisen 36 2.3 Verschillende alternatieven 37

2.4 Uitwerking gekozen alternatief 43 2.5 Evaluatie en conclusies 43

3 Romp 46 3.1 Inleiding 46

3.2 Romp 47 3.3 Planerende romp 48

3.4 Romp met grote L/B, eigen ontwerp 49 3.5 Romp met grote L/B, bestaande romp 51

3.6 Gewichtsberekening 53 3.7 Zijrompen 54 3.8 Ergonomie 56 4 Constructie en bouw 60 4.1 Casco 60 4.1.1 Romp 60 4.1.2 Dek 60 4.1.3 Spiegel 61 4.1.4 Strutkasten 62 4.1.5 Leidwielhouders 62 4.1.6 Spanner 63 4.1.7 Console 64 4.1.8 Stoelbevestigingsstrippen 64 4.1.9 Zijrompbevestiging 65

4.2 Vleugels gg 4.2.1 Hoofdvleugel 66 4.2.2 Voorvleugel g7 4.3 Struts 68 4.3.1 Hoofdstrut 68 4.3.2 Voorstrut 71 4.4 Voortstuwing 73 4.4.1 Schroef 73 4.4.2 Schroefas 73 4.5 Besturing 75 4.5.1 Bevestiging stuur 75 4.5.2 Roer 75 4.6 Zijrompen 7g 4.6.1 Romp 7g 4.6.2 Ophanging 77 4.7 Stoelen 73 5 Bijlagen 7g 5.1 Bijlagen Hoofdstuk 1 79

5.1.1 Bijlage 1: Lijst van gebruikte symbolen 79 5.1.2 Bijlage 2: Computerprogramma en berekeningen 81

5.1.3 Bijlage 3: Ingevoerde gegevens 88 5.1.4 Bijlage 4: Ingevoerde gegevens 90

5.1.5 Trimdiagram romp 92 5.1.6 Bijlage 6: Literatuurlijst 93 5.2 Bijlagen hoofdstuk 2 . . . . 94

5.2.1 Bijlage 1: Gewichtsschattting 94 5.2.2 Bijlage 2: Ontwerpberekening synchroonriem 95

5.2.3 Bijlage 3: Literatuurlijst 95 5.3 Bijlagen hoofdstuk 3 ' 9g

5.3.1 Bijlage 1: Gewichtsschatting ' . 95 5.3.2 Bijlage 2: Gewichten, gewogen ' . " 97

5.3.3 Bijlage 3: Lichaamsmaten 98 5.3.4 Bijlage 4: Literatuurlijst 99 5.4 Bijlagen hoofdstuk 4 _^ ^ 100 5.4.1 Bijlage 1 tekening 4.3.1.3 101 5.4.2 Bijlage 2 tekening 4.3.1.1 102 5.4.3 Bijlage 3 tekening 4.3.1.2 103 5.4.4 Bijlage 4 tekening 4.3.2.1 104 5.4.5 Bijlage 5 tekening 4.7.1 I 0 5 Ten slotte nnc

1 H y d r o

1.1 Inleiding, waarom draagvleugels?

De eisen waaraan dit ontwerp moest voldoen waren veelomvattend. Er moest een zo hioog mogelijke topsnelhieid worden bereikt bij een gegeven, beperkt, vermogen.

Voorts moest het geheel simpel te regelen zijn.

De manoeuvreer-eigenschappen zouden zodanig moeten zijn dat ruime bochten op volle snelheid genomen kunnen worden. Het ontwerp behoefde dus geen goed manoeuvreergedrag te hebben.

Een draagvleugelboot heeft in vergelijking met andere opties een zeer gunstige weerstands -snelheidskarakteristiek. Andere opties zoals verplaatsingsromp, planeren en zweven bleken na bestudering een ongunstiger weerstands karakteristiek te hebben. Dit volgde uit berekeningen gemaakt t.b.v eerdere ontwerpen.

Een nadeel van een draagvleugelboot is vaak het ingewikkelde regelgedrag. In het door ons gekozen concept is getracht daar een belangrijke versimpeling in aan te brengen. Dit idee wordt hierna behandeld.

Voor de betekenis van de gebruikte symbolen in dit hoofdstuk wordt ven/vezen naar de bijlagen (paragraaf 5.1.1, lijst van gebruikte symbolen).

1.2 Configuratie-keuze

Binnen het concept 'draagvleugelboot' zijn er nog steeds vele verschillende opties. Het te onderzoeken concept heeft twee uitgangspunten, welke hun Weerslag hebben op de ontwerp eisen.

Deze uitgangspunten zijn ten eerste een minimale weerstand, en ten tweede een zo simpel mogelijk regelsysteem.

Deze uitgangspunten leiden tot een canard opstelling, dat wil zeggen: de achterste vleugel levert de meeste lift. Ontwerpdoelstelling is dat de voorvleugel 20 % van de lift levert, de achtervleugel

80 %.

De achtervleugel is 'fully-submerged', heeft geen dihedraal (dit is de hoek die de vleugel in dwarsrichting met het horizontale vlak maakt) en heeft een grote aspect verhouding. Deze vleugel is geheel star t.o.v de romp bevestigd, de invalshoek kan dus niet worden beïnvloed. Flaps voor lift-beïnvloeding worden niet gemonteerd. De lift van de achtervleugel wordt dus bepaald door de trimhoek van de boot en (in geringe mate) door de afstand tot het vrije vloeistof oppervlak. Dit achtervleugel ontwerp krijgt dan een zeer gunstige lift-weerstands karakteristiek (geheel ondergedompeld, flaploos en hoge aspect verhouding).

De voorvleugel is 'surface-piercing' en heeft een dihedraal hoek van 30°. Deze vleugel heeft, evenals de achtervleugel, geen flaps of instelbare invalshoek. De lift van de voorvleugel wordt bepaald door de trimhoek van de boot en de mate van indompeling van de V-vormige voorvleugel. De voorvleugel is dus van een minder gunstig ontwerp dan de achtervleugel. Echter doordat de voorvleugel een beperkt deel van de lift en, en dus ook van de weerstand levert heeft een iets minder gunstige U D verhouding van de voorvleugel een kleine invloed.

Door dit, uit weerstandsoogpunt iets minder gunstig, voorvleugelontwerp wordt getracht een zeer interessant zelfregelend langsevenwicht systeem te creëren. Dit evenwicht is zeer interessant voor nader onderzoek.

Het principe van dit langsstabiliteits systeem is als volgt.

Indien de boot versneld wordt vanuit snelheid nul zal de voorvleugel, vanwege de extra indompeling, meer dan 20 % van de lift geven. Hierdoor trimt de boot achterover. De beide vleugels krijgen nu een grotere invalshoek en geven zodoende meer lift en weerstand.

Doel is dat het opstijggedrag continu wordt. De boot wordt geleidelijk aan uit het water opgetild, de romp krijgt steeds minder weerstand (uiteindelijk nihil). De vleugels leveren meer lift en weerstand. Bij elk vermogen stelt zich dan een langsscheepsevenwicht in. O p ontwerpsnelheid moet de gehele romp uit het water zijn en is de trimhoek ongeveer nul. Dan is er een 20/80% liftverdeling.

Mocht de boot door een zekere oorzaak uit evenwicht worden gebracht dan zal dit evenwicht zich automatisch weer in moeten stellen.

Bij achterover trimmen zal de voorvleugel een kleinere indompeling krijgen en zodoende minder lift. Gevolg is het terugtrimmen. Wanneer de boot voorover trimt gebeurt het tegenovergestelde. De invloed van het vertrimmen op de invalshoek van de profielen is gelijk voor achter- en voorvleugel en heeft zodoende geen invloed op het vertrimproces.

Met de keuze voor geheel starre vleugels wordt een weerstandsvoordeel behaald t.o.v vleugels met flaps. Behalve een lagere profielweerstand neemt de rompweerstand al vroegtijdig af doordat de romp bij lage snelheden al uit het water begint te komen. Deze twee positieve effecten wegen op tegen de grotere weerstand-door-lift bij langzaam varen, dit komt in bijstaande figuur 1.2.1. tot uiting.

Door de vorm van de voorvleugel is ook reeds een (klein) gedeelte van de dv\/arsstabiliteit zelfregelend. Dit komt doordat de V-vormige vleugel door tiet kenteren meer oppervlak krijgt aan de lage kant. Hierdoor ontstaat een oprictitend moment. Berekeningen tonen aan dat dit niet voldoende is. H y d r o f o i l t « < e - a f f dtaq 1 i

! ^ /

1 i T c i ' . ï o r n r c r u i s e \ s at.r.« r qcnce N \ i H u i l borne / / 1 f o t l » at / / 1 i c r o l i f t / 4

1 //

r o l l born of I 1 uDRie -> • t « k e - ~~ aence

! /'

!

'/

/

Speed

figuur 1.2,1, Typisctie draagvleugel v\/eerstands curve

Er zijn twee andere factoren die van belang zijn bij tiet dwarsstabiliteitsgedrag. Ten eerste de massatraagheid van de boot. Deze neemt toe door de toegevoegde massa van het water om de vleugels. Ten tweede is er de slingerdemping die veroorzaakt wordt door de vleugels. Door het slingeren ontstaan verticale snelheden op de vleugel die een d e m p e n d moment opleveren. Gevolg hiervan is dat het systeem ongevoeliger wordt voor dwarskrachten.

Vanzelfsprekend moest er toch een manier worden bedacht o p de dwarsstabiliteit afdoende te kunnen regelen. Na bestudering van vergelijkbare ontwerpen hebben we gekozen voor integratie van het dwarsevenwichts-controlesysteem en het roersysteem.

In de voorstrut werd daartoe een stuurflap gebouwd waarmee een dwarskracht op de voorstrut gegenereerd kan worden. Deze kracht grijpt zowel voor als onder het massazwaartepunt aan en beïnvloed zodoende de koers en het dwarsevenwicht.

Tenslotte kan het dwarsscheepse evenwicht worden beïnvloed door verplaatsing van het massazwaartepunt, het "balanceren".

Voor de maat van de stuurflap is een zodanige grootte gekozen dat o p hoge snelheid voldoende dwarskracht wordt ontwikkeld. Gevolg is dat bij lage snelheid, als de romp in het water is, de manoeuvreereigenschappen slecht zijn.

1.3 Vormgeving vleugels

1.3.1 Afmetingen

De keuze van de vleugelafmetingen tieeft grote invloed op de vaareigenschappen van een draagvleugelboot. In dit kader wordt voornamelijk gekeken naar hiun invloed op de weerstand. De algemene trends met betrekking tot de afmetingen zijn:

Relatief klein vleugeloppen/lak leidt tot hoge stijg- en topsnelheid. Grote aspect verhouding reduceert de geïnduceerde- en golfweerstand.

Dunne vleugels verminderen de profiel- en eventuele sprayweerstand, maar overtrekken sneller en zijn minder stijf.

Geringe onderdompeling geeft weerstandstoename en liftvermindering.

Een draagvleugelboot voor een gering vermogen zou dus een klein vleugeloppervlak, grote aspect verhouding, en dunne, diep ondergedompelde vleugels moeten hebben. Het oppervlak wordt echter begrenst door de cavitatiegrens, en het te leveren vermogen tijdens het opstijgen; De hoge stijgsnelheid die nodig is bij kleine vleugels betekent dat de rompweerstand dan groot wordt.

Omdat al in een vrij vroeg stadium de afmetingen van de vleugels globaal bekend moesten zijn -dit omdat deze een grote invloed uitoefenen op het totale ontwerp - en de kennis en mogelijkheid daartoe nog onvoldoende aanwezig was, is er geen uitgebreide studie verricht naar de optimale vleugelafmetingen.

Om tot de keuze van de vleugelafmetingen te komen zijn de volgende ontwerpdoelstellingen geformuleerd:

- Topsnelheid : 15 kn o m daarmee thans de snelste draagvleugelwaterfiets ter wereld te zijn.

- Massa boot : 186 kg.

- Vermogen : 1570 W gedurende een sprint van 15 sec, exclusief verliezen in aandrijving en schroef.

De weerstand op topsnelheid mag d a n niet groter mag zijn dan ongeveer 150 N. Uit de keuze voor een 20% - 80% liftverdeling en de gegeven massa volgt dat de lift van de voorvleugel 370 N, en van de hoofdvleugel 1490 N moet zijn. Deze wordt nog iets verminderd door de opdrijvende kracht ten gevolge van de watetverplaatsing van de vleugels.

Een voorvleugel met een dihedraal van 30° is een compromis tussen een grote dihedraal met een, voor de wrijvingsweerstand, ongunstig groot vleugeloppen/lak en een kleine dihedraal met een ondiepe vleugel.

Om een idee te krijgen van de afmetingen is in eerste instantie gekeken naar die van een

vergelijkbare boot, de Zweedse Af Chapman II. De afmetingen van de vleugels werden geschat op 2.2*0.15 m^ en 1.0*0.1 m^. O p basis daarvan en enkele eenvoudige berekeningen is een eerste ontwerp gemaakt. Het ontwerp is beoordeeld door het MARIN met het HYDRES-programma, dat de prestaties van draagvleugelboten berekent. Daarbij is gebruik gemaakt van de mogelijkheid om het programma op basis van een beperkt aantal parameters (positie en gewenste

vleugelbelasting) een ontwerp te laten maken. Uit de gegenereerde ontwerpen is het meest gunstige gekozen; de hoofdvleugel heeft een spanwijdte van 2.08 m bij een koorde van 0.14 m en een ontwerp-liftcoëfficiënt van 0.22, de voorvleugel heeft op topsnelheid een geprojecteerde span van 1.21 m en een koorde van 0.05 m bij een ontwerp-liftcoëfficiënt van 0.18. Deze vleugels zijn als uitgangspunt genomen voor het verdere ontwerp, de afmetingen zijn daarna niet meer veranderd omdat deze al als vrij optimaal beschouwd worden.

Uit de HYDRES berekeningen bleek ook dat de stijgsnelheid die op 3.5 m/sec gesteld was o m de optredende weerstandspiek niet te groot te laten worden niet haalbaar was, lager dan 5 m/sec was niet mogelijk volgens het programma. Daarnaast had het gekozen ontwerp een te hoge weerstand, namelijk 217 N o p topsnelheid, zodat er aandacht besteed moest worden aan de profielweerstand van vleugels en struts.

Een rechthoekige vleugelvorm is fabricagetechnisch veel eenvoudiger, en bij grote aspect verhoudingen is het verschil met de theoretisch optimale elliptische vleugel niet al te groot is. Volgens het later nog te bespreken programma is de weerstandstoename 0.75%. Bij deze berekening is een rechthoekige vleugel vergeleken met een tapse vleugel met een taperratio van 0.4 , die een benadering vormt voor een elliptische vleugel.

Op basis van de deze overwegingen is gekozen voor een rechthoekige vleugelvorm.

1.3.2 Profielkeuze

Met een asymmetriscti profiel zijn gunstiger lift-weerstandsverhoudingen te bereiken zijn dan met symmetnsche profielen. Onder gunstige omstandigheden moet een laminaire stroming over het profiel mogelijk zijn, het Reynoldsgetal op topsnelheid bedraagt nl:

Re = v*c/i) = 7.7*0.14/1.1 E-6 = 9.8E05

Een dergelijke laminaire stroming levert een vermindering van de wrijvingsweerstand van 7 1 % ten opzichte van de turbulente wrijving. Dit rechtvaardigt de keus voor een laminair profiel uit de NACA 6 serie. Uit stijfheidsovenwegingen moet de dikte minimaal 10% van de koorde bedragen Tevens moet de profielweerstand laag zijn bij liftcoëfficiënten tussen 0.2 en 0.4 .

Na toetsing van de hele 6-serie bleven de NACA 65-210 en 66-210 over, de dikkere profielen hadden allen een hogere profielweerstand. Profielen met een ontwerpliftcoëfficiënt van O 2 hebben de voorkeur omdat dit de CL op topsnelheid is. Het NACA 65-210 profiel is gekozen omdat dit een minder extreem verloop van de profielweerstand vertoond, al ligt deze wel een fractie hoger dan bij

het 66-210 profiel (zie figuur 1.3.2.1.). '

Om de gewenste laminaire stroming te bereiken moet het oppervlak zo glad mogelijk worden afgewerkt. Bij de hierna volgende berekeningen van de wrijvingsweerstand wordt uitgegaan van turbulente weerstand om zeker te zijn dat ook onder minder gunstige omstandigheden een juist

-16 -8

Section angle of attack, c(^^ deg

figuur 1.3.2.1a, NACA 65-210 Vleugel profiel

-4 O .4 Section lift coefficient, c,

1.4 Vormgeving struts, afmetingen

In het huidige ontwerp zijn twee struts opgenomen.

De achterstrut vervult twee functies:

Het ondersteunen van de achtervleugel.

Het inkapselen van de aandrijflijn en het schroefashuis.

De voorstrut heeft eveneens twee functies: Het ondersteunen van de voorvleugel. Het vervullen van de roerfunctie.

Deze struts zullen in ontwerp(-vlieg-)conditie het wateroppervlak doorsnijden.

De struts dienen een zodanige geometrie te krijgen dat zij een minimale weerstand hebben.

De weerstand van de struts is o p g e b o u w d uit de volgende delen:

1 sprayweerstand 2 golfweerstand 3 vorm weerstand

4 wrijvingsweerstand

De verschillende weerstandscomponenten worden ieder bepaald door een aantal variabelen.

ad 1 Spray-weerstand is afhankelijk van het profiel type, ligging van het dikste punt en de dikte / koorde verhouding. De spray-weerstand is minimaal wanneer de het dikste punt van het profiel op 65% van de koorde vanaf de neuslijn ligt.

Invloed van het profiel-type is gering, double-arc sections zijn iets gunstiger dan airfoil (NACA) profielen.

ad 2 Golfweerstand van de strut is te verwaarlozen bij Froude nummers groter dan twee, zoals in onze ontwerp conditie.

ad 3 Vormweerstand is in belangrijke mate afhankelijk van het profiel type en ligging van het dikste punt.

Airfoil (NACA) profielen zijn gunstiger dan double-arc profielen.

ad 4 Wrijvingsweerstand is afhankelijk van de ruwheid en oppervlak.

Er wordt een compromis gezocht tussen:

ligging dikste punt van het profiel vanaf de neuslijn

vormweerstand (afhankelijk van koorde en ligging dikste punt) oppervlak (dient zo klein mogelijk te zijn)

Extra ontwerpeisen zijn:

i.vm. de aandrijflijn moet de achterstrut een minimale dikte hebben van 30 mm

voor de voorstrut is het van belang dat er een profiel wordt gekozen waarbij de stroming niet loslaat van het profiel bij grote invalshoeken i.vm. de roerfunctie die de voorstrut vervult. Dit houdt een extra randvoorwaarde voor de dikte / koorde verhouding en de ligging van het dikste punt in lengte richting in.

Ondanks de gunstiger sprayweerstand van double-arc section profielen is toch gekozen voor een NACA profiel voor de struts. De verwachting is dat het voordeel van een betere vormweerstand opweegt tegen het nadeel van een iets grotere sprayweerstand.

Hier moet wel opgemerkt worden dat d e beoordeling van de sprayweerstand van NACA profielen IS gebaseerd op de 66-serie, teoNi]} uiteindelijk is gekozen voor een NACA profiel uit een andere sene. Deze twee profielen hebben een gelijke vormweerstand maar bij het gekozen profiel ligt het dikste punt op 5 0 % v/d koorde i.p.v op 40% zoals bij de NACA 66 serie, en heeft zodoende een gunstiger sprayweerstand.

De koorde lengte is bepaald met als criterium minimum weerstand. Voor 4 koorde lengten is uit de verschillende weerstandsdelen de bijbehorende totale weerstand berekend.

Dit resulteert voor de achterstrut in het volgende profiel: profieltype NACA 0020-35

dikte / koorde verhouding 2 0 %

plaats dikste punt o p 50% van de koorde koorde 150 mm., dikte 30 mm.

Om met de voorstrut een dwarskracht te kunnen leveren is uit constructieve o v e w e g i n g e n

gekozen voor een vaste strut met daarin een roerflap. Een draaibare strut zou ingewikkelder en als gevolg daarvan zwaarder en kwetsbaarder zijn.

Er is gekozen voor een NACA profiel met een flap met een lengte van 30% van de koorde De koorde lengte van deze strut is gebaseerd o p een geschatte gewenste roerkracht.

De voorstrut-dimensies werden als volgt: profieltype NACA 63-018 koorde 100 mm., dikte 18 mm. flaplengte 30 % van de koorde

plaats dikste punt o p 40% van de koorde.

Het 63 serie profiel met 18 % dikte heeft een hoge waarde van de invalshoek waarbii loslatinq plaats vindt. ' ^

1.5 Lift- en weerstandsberekeninq

Om de prestaties van tiet gemaakte vieugelontwerp te kunnen beoordelen worden de lift en weerstand onder verschillende omstandigheden berekend. O p basis van de algemene theorie waarop deze berekeningen gebaseerd zijn is een computerprogramma gemaakt. Dit wordt met de bijbehorende berekeningen beschreven. Met dit programma is de gevraagde analyse mogelijk.

1.5.1 Lift en weerstand (algemeen)

De lift wordt als volgt berekend:

L = C L * 0 . 5 * p * v z * b * c

Er wordt dus een liftcoëfficiënt voor de totale vleugel berekend. Deze is de liftcoëfficiënt van het profiel bij de gekozen invalshoek, gecorrigeerd op basis van de aspect verhouding voor de eindige afmetingen van de vleugel. Tevens wordt de liftcoëfficiënt verminderd door de nabijheid van het wateroppervlak, het zogenoemde tweevlakseffect. Deze correctie vindt plaats op basis van de onderdompeling h/c en het Froudegetal gebaseerd op de koorde.

De weerstand wordt in een aantal componenten opgesplitst, nl: luchtweerstand strutweerstand - profielweerstand - wrijvingsweerstand - sprayweerstand - golfweerstand vleugelweerstand - profielweerstand - wrijvingsweerstand - sprayweerstand (voorvleugel) - geïnduceerde weerstand - golfweerstand

Van alle weerstandscomponenten wordt de weerstandscoëfficiënt, CD, berekend. Per groep worden deze dan opgeteld, waarna de weerstand per groep bepaald wordt uit:

D = C D * 0 . 5 * p * v 2 * b * c

figuur 1.5.1.1, assenstelsel en krachten

1.5.2 Lift

De drie-dimensionale liftcoëfficiënt is als volgt bepaald:

De 2-dimensionale liftcoëfficiënt is Cl = 2*n;*a

Voor een elliptische vleugel wordt d e liftcoëfficiënt met een factor 1/(1 -i-2/Aro

vermenigvuldigd. ^ ' Het tweevlakseffect wordt in rekening gebracht door vermenigvuldigen met een factor 1/K die in figuur 1.5.2.1 af te lezen is, K is een functie van h/b.

2 . 0

1.5

1.0 W • B I P U R Ï " SPill b , (15,c) 0.5 f ... i ' . ' i ^ Ellll P U T E 3 — — _ . BEICHT h

0.1

0.2 1 0.3 — I —

0.5-

ol — I — 0.8 1 h Bomjuri

L-figuur 1.5.2.1, De factor Ki, gebruikt in de vergelijkingen voor geïnduceerde hoek en weerstand voor "biplane", "boxplane" en "endplates" [5]

Voor een niet elliptische vleugel worden extra vormcorrecties toegevoegd, een alternatieve n p ' p * ° ^ P ^ f ; . " 9 de tabellen uit "Theory of wing sections" [1] o p bladzijden 14 en 15. t c ^ a l e E f l ^ c i S n ; vleugelsectie ten opzichte van de o p 1 genormeerde

Bovenstaande methode is gebaseerd o p aërodynamische theorieën, wat tot gevolg heeft dat deze slechts beperkt geldig is. Het tweevlakseffect is in d e aërodynamica uitsluitend van de

n P h n T n ^ r ? " afhankelijk [Deze correctie noemt men de interferentiefactor van fvlunk.J Daarom is

TtSmST

r^

f

' ' ^ T ™ ^ y " " ^ ' " ^ ^ ^ ^ h o o f d s t u k 8, bladzijde 19 de 3-D

SeMrnT.dpn K "^^Z ^'^ liftcoëfficiënt grafisch weergegeven wordt als functie van h/b en

,nHnl 1^

gebaseerd o p d e koorde, deze grafiek is weergegeven in figuur 1.5.2.2. Bij grote benadehng^ verhouding geeft bovenstaande methode waarschijnlijk een i e t e r e

1.5.3 Weerstand

nnU'uP^rS''^"''HH^,HP^^''' ' ' ^ " ^ '""^ 9^^^hatte weerstandscoëfficiënt van 0.8 , wat ongeveer het gemiddelde is van een ligfietser en een gewone fietser (de romp zal door zijn vorm

tZVlIZlnlT:^^^^^^^^^

' " ' k ' ^ " ^ ' ^^°"f^^' ° P P - ' a k ' v a n 0.5 m^'"Human

FROUDE NO. - F

"il 1.0 2 ' 4 ' ' (ö 20

figuur 1.5.2.2, Effect van Froude getal o p liftcoëfficiënt bij diverse diepte / koorde verhoudingen [5].

De profielweerstand van de hier toegepaste NACA-profielen is te vinden in het eerder genoemde "Theory of wing sections" waar deze is uitgezet als functie van de liftcoëfficiënt. De

wrijvingsweerstand kan berekend worden uit de ITTC-wrijvingslijn, waarbij het reynoldsgetal (Re) gebaseerd wordt op de koorde. De vergelijkingen luiden:

Re = v*c/1.188E-6 CF = 0.075/(LOG(Re)-2)z

Dit levert een turbulente weerstandscoëfficiënt.

Voor de sprayweerstandsberekening bestaan verschillende methoden die meestal o p empirische wijze ontstaan zijn, en een beperkte range van profielen omvatten. De sprayweerstand wordt daarbij o.a. gegeven als functie van de dikte, neusstraal of dikte-koorde verhouding. Voor de NACA-66 serie blijkt de onderstaande functie, zie "Resistance Prediction Method for Hydrofoil Craft" blz 103-104, [9] goed te voldoen:

CDspray = (0.036-0.03*t/c)*CF/4.69E-3

Bij dit ontwerp blijkt de berekende sprayweerstand laag.

De golfweerstandscoëfficiënt ten gevolge van een doorsnijding van het wateroppervlak blijkt bij Froudegetallen, gebaseerd op de koorde, die groter zijn dan 2 vrijwel nul te zijn en wordt dan ook verwaarloosd.

In de aërodynamica wordt de geïnduceerde weerstand van een elliptische vleugel berekend uit:

CDI = K*CL2/(it*AR)

Waarbij K weer de correctiefactor voor het tweevlakseffect is. In de hydrodynamica wordt dezelfde methode toegepast, waarbij voor een niet-elliptische vleugel ook hier weer correctiefactoren in rekening gebracht moeten worden.

De drukverdeling rondom een 2-dimensionale vleugel onder het wateroppervlak geeft aanleiding tot golfvorming, wat een extra weerstandscomponent oplevert. Voor h/c > 1 geldt volgens "De draagvleugel" [ 8 j :

CDW = 0.5*CL' *EXP(-2/Fh2)

De 3-dimensionale golfweerstand kan redelijk benaderd worden door bovenstaande vergelijking met (K-1) te vermenigvuldigen.

Het met de hand doorrekenen van enkele varianten bleek veel tijd te kosten. Naar analogie van het op het MARIN werkende programma HYDRES, en aan de hand van een beschrijving daarvan, is in eigen beheer een programma ontwikkeld dat van een draagvleugelboot van dit type aan de hand van enkele parameters de weerstand en trim berekent bij gegeven lift en liftverdeling.

1.5.4 Het computerprogramma

Het programma is toepasbaar voor draagvleugelboten met vleugels in de canard opstelling, dat wil zeggen; een V-vormige voorvleugel die het wateroppervlak doorsnijdt, en achter een volledig ondergedompelde hoofdvleugel. De voorvleugel heeft een rechthoekige en de hoofdvleugel een trapeziumvormige planvorm.

Er wordt geen rekening gehouden met interactie tussen de vleugels, voor ons ontwerp lijkt dat toelaatbaar omdat de voorvleugel hoger geplaatst is dan de hoofdvleugel, en een relatief kleine verstoring teweeg brengt. Beide vleugels hebben een pijlhoek van nul graden. In de huidige versie wordt in de weerstandsberekening de weerstand van het schroefashuis niet berekend, wel kan dit eenvoudig toegevoegd worden. De gevolgde methode en de toegepaste formules zijn grotendeels afkomstig uit het rapport "Resistance Prediction Method for Hydrofoil Craft" [9].

Het programma berust op het principe dat een aantal vormparameters voor de voor- en

hoofdvleugel alsmede de onderlinge positie ingevoerd worden, waarna, bij een gegeven trim en indompeling van de hoofdvleugel, de lift en weerstand van de beide vleugels bepaald worden. Tevens worden de strutweerstanden bepaald. In de uitvoer worden de verschillende lift- en weerstands- coëfficiënten afgedrukt o m deze onderling te kunnen vergelijken.

Het is mogelijk om het programma naar de gewenste lift van beide vleugels te laten itereren. Hierbij worden de ingevoerde trim en indompeling als startwaarden gebruikt, waarna in eerste instantie door vertrimming de lift van de hoofdvleugel aangepast wordt, waarna door correctie van de indompeling de lift van de voorvleugel aangepast wordt, daarbij verandert de lift van de

hoofdvleugel slechts weinig, zodat een herhaling van de hele procedure nog slechts kleine veranderingen tot gevolg heeft. Het iteratieproces wordt gestopt als het procentuele verschil tussen twee opeenvolgende waarden klein g e n o e g is.

Voor een nadere beschrijving van het programma en de berekeningen wordt venwezen naar bijlage 5.1.2.: Computer programma en berekeningen.

1.5.5 Resultaten van de berekeningen

Het ontwerp van de draagvleugelboot is doorgerekend o m weerstand, trim en indompeling te voorspellen. Dit is gedaan voor verschillende snelheden,waarbij de romp los van het water verondersteld werd. De minimum snelheid om aan deze conditie te kunnen voldoen is ongeveer 4.5 m/s en in de berekeningen is als maximum voor 8 m/s gekozen.

In bijlage 2 is als voorbeeld van deze berekeningsresultaten de computeruitdraai voor 7.5 m/s gegeven. De trim en de indompeling die staan in de INGEVOERDE GEGEVENS zijn geschatte waarden, het programma heeft daarna naar de juiste lift en liftverdeling geïtereerd, toevallig zijn de geschatte en de gëftereerde waarden hier hetzelfde.

De computervoorspellingen voor versctiillende snelheden zijn in figuur 1.5.5.1. grafisch

weergegeven. Aangegeven zijn de totaalweerstand D, d e weerstand van de vleugels: D^^^^^,^, de indompeling h en de trim t . Opgemerkt dient te worden dat de positie van de voorvleugel bij de doorgerekende configuratie niet overeenkomt met die van het geteste model. De voornaamste reden hiervoor is de dat "ventilatie" op het model die niet door het computerprogramma voorspeld wordt. Het weerstandsverschil tussen het ontwerp en een weerstandsberekening van geteste model zal klein zijn. Het verschil zal zich vooral in de indompeling manifesteren.

V VM/S figuur 1.5.5.1, Resultaten berekeningen voor verschillende snelheden.

Uit de berekening blijkt dat de strutweerstanden een belangrijk deel van de totaalweerstand

uitmaken, en daarmee wordt tiet belang van een minimalisatie daarvan onderstreept. Volgens deze grafiek is tiet zeker mogelijk o m o p draagvleugels te varen, het probleem van het loskomen buiten beschouwing gelaten. De maximaal haalbare snelheid is dan afhankelijk van het schroefrendement en het beschikbare vermogen. In hoeverre de berekeningen overeenkomen met de realiteit wordt in het volgende deel besproken.

1.5.6 Modelproeven

Uiteraard dient de juistheid van het beschreven programma getest te worden. Een poging daartoe wordt hier gedaan met behulp van modelproeven. Met het model zijn in de diepwater sleeptank van het MARIN sleepproeven gehouden. Deze bestonden uit het meten van indompeling, trim en weerstand bij gegeven snelheden. De proeven zijn vertraagd wegens het van de sleepwagen losbreken van de draagvleugelboot. De schade die hiervan het gevolg was heeft eveneens tot vertraging geleid.

Een ander probleem, dat optreedt bij de vergelijking tussen berekeningen en metingen, is dat men in het computerprogramma bepaalde getallen wel in een aantal decimalen nauwkeurig kan

invoeren, maar dat deze nauwkeurigheid bij de fabricage niet gehaald wordt. Dit probleem komt o.m. sterk naar voren bij de invalshoeken van de beide vleugels, dit zijn erg kleine hoeken, en kleine veranderingen daarin hebben dus aanzienlijke gevolgen. Bij het meten van de werkelijke hoeken te meten, bleek een grote spreiding van de meetwaarden op te treden.

Tijdens de eerste proeven bleek de voon/leugel bij het uit het water komen vaak gedeeltelijk bedekt te zijn met een doorzichtig vlies. In die gevallen vertoonde de boot een instabiel gedrag, een combinatie van stampen en dempen. Dit geeft aan dat de corrigerende werking op de langsstabiliteit van de voorvleugel g o e d werkt. Oorzaak van het vlies is waarschijnlijk ventilatie: op de zuigzijde van de vleugel heerst een onderdruk, die via de wateroppervlakte doorsnijding vrij eenvoudig omgevingslucht aan kan zuigen. Duidelijk is dat de hoogte-instelling van de voorvleugel van invloed is op het ontstaan van het verschijnsel. Naar de juiste oorzaak, en manieren o m het vlies te voorkomen wordt nog onderzoek verricht.

1.5.6.1 De voorvleugel

Om het ontstaan van het vlies op de voorvleugel beter te kunnen bestuderen is de voorvleugel apart beproefd. Dit met het doel de oorzaak en de aard van het vlies te achterhalen. Dit biedt tevens de gelegenheid de lift- en weerstandskrachten op de vleugel te meten.

Daartoe zijn voorvleugel en -strut met verschillende indompelingen, trimhoeken en snelheden in de diepwater tank van het MARIN gesleept, waarbij een videocamera de verschijnselen op een vleugelhelft registreerde. Met een 6-componenten opnemer zijn optredende krachten gemeten. De combinaties van indompeling, trim en snelheid zijn zo gekozen dat een liftkracht tussen de 300 en 400 N verwacht werd.

Uit de videobeelden blijkt duidelijk dat het vlies veroorzaakt wordt door ventilatie. Als de belasting (=liftkracht) groot is vormt zich terplaatse van de doorsnijding van de waterlijn een bel. Als de belasting dan nog groter wordt trekt de luchtbel langs de vleugel naar beneden, en kan soms kortstondig tot ca 50% van het vleugeloppervlak bedekken. Aan de vleugelvervormingen is dan duidelijk zichtbaar dat er grote liftkrachtvariaties optreden. De ventilatie komt het meest voor bij kleine indompeling (en dus klein vleugeloppervlak) omdat dan bij gelijkblijvende liftkracht de onderdruk op de vleugel het grootst wordt.

Verder blijkt uit de videobeelden dat door de grote doorbuiging van de vleugel, bij kleine

indompeling en grote belasting, het geprojecteerde oppervlak van de vleugel vermindert. Dit heeft een evenredige invloed op de totale liftkracht.

Uit de gemeten lift blijkt een derde effect. Bij kleine trimhoeken neemt de lift op hogere snelheden sterk af (zie figuur 1.5.6.1 t/m 1.5.6.3.; lift voorvleugel als functie van de snelheid in het kwadraat bij verschillende invalshoeken).

Dit verschijnsel kan niet verklaard worden met de eerdergenoemde oppen/lakte vermindering omdat het verschijnsel bij grotere trimhoeken, en dus meer lift, minder wordt. De verklaring is waarschijnlijk een verschuiving naar achteren van het aërodynamisch centrum, waardoor een koppel ontstaat dat de invalshoek doet verkleinen. Dit blijkt bij het gebruikte profiel een bekend verschijnsel te zijn. Het treedt op doordat de voorvleugel niet bijzonder torsie-stijf is.

1.5.6.2 Resultaten weerstandsproeven

Aan de hand van de gegevens uit de proeven met de voorvleugel zijn nieuwe instellingen voor de voorvleugel bepaald en is besloten om de voorvleugel van fences te voorzien; deze "hekjes" op verschillende diepgangen moeten de ventilatie verhinderen te ver over de vleugel naar beneden te schieten, zodat de lift niet te abrupt zal wijzigen. Om de werking hiervan te testen en de totale bootweerstand te kunnen meten zijn opnieuw bij het MARIN in de diepwater tank sleepproeven uitgevoerd.

Hierbij is de boot met 2*75 kg loodmassa belast, waarvan 10 kg verplaatsbaar Deze stuwkracht compensatie is nodig vanwege het gewijzigde aangrijpingspunt van de stuwkracht. Vrijvarend zal de stuwkracht aangrijpen t.p.v de schroefas, in de tank wordt de boot voortgesleept aan een punt boven water

Het model kon in verticale richting vrij bewegen, en moest daarbij bij iedere snelheid zijn evenwicht vinden.

Bij het instellen tijdens het optrekken is soms geholpen in verband met de grote versnellingen (eindige tanklengte) die het statisch evenwicht verstoorden. Met 2 videocamera's werden gedurende de run het hele model en de voorvleugel gefilmd o m de bewegingen en ventilatie te bestuderen.

Het blijkt dat de combinatie van instelling voorvleugel en incidence hoofdvleugel een grote invloed hebben op het optreden van ventilatie.

Als de voorvleugel ver naar beneden staat en de invalshoek van de hoofdvleugel klein is levert de voorvleugel veel lift ten opzichte van de hoofdvleugel. Er treedt dan ventilatie op, die vooral het loskomen uit het water van de romp verhindert. Het blijkt namelijk soms mogelijk om op hogere snelheid een stabiele evenwichtssituatie te bereiken. Aan de andere kant blijkt uit de figuur

1.5.6.4., waar de weerstand tegen de snelheid uitgezet wordt voor verschillende incidences van de hoofdvleugel, dat een kleine invalshoek gunstig is voor de weerstand. Vooral bij 6 m/s is er een duidelijk verschil. De weerstandspiek bij 4.25 m/s neemt iets toe bij kleinere invalshoeken. Tevens zijn voor deze incidences trimhoek (figuur 1.5.6.5) en indompeling van de spiegel

(figuur 1.5.6.6) uitgezet.

In hoeverre de fences effectief zijn blijft moeilijk te zeggen. Op de videobeelden is duidelijk

waarneembaar dat de ventilatie meestal bij een fence stopt, maar de indruk is dat de hoeveelheid ventilatie niet veel minder is. De fence lijkt de ventilatie door de verstoring die hij opwekt ook aan te trekken en vormt een gebied waar de ventilatiebel het langst blijft hangen. De fences hebben waarschijnlijk wel een stabiliserende invloed op de ventilatie: de ventilatieomvang fluctueert niet meer zo sterk, wat een constantere lift oplevert.

Bij de grafieken waar de indompeling uit staat dient opgemerkt te worden dat hier de indompeling van de basislijn ter plaatse van de spiegel uitgezet staat. De werkelijke spiegel bevindt zich daar ongeveer 7 cm boven. Dit betekent dat de romp bij ± 4.8 m/s los komt.

O 5 'O 15 2) 2 30 35 f 45 50 55 K S(ielliei(fiflm%'

figuur 1.5.6.1, Lift tegen bij 0.35 m. indompelinq

20

50

O 5 - I

10 15 2) 25 30 35 SnÉeicPi(i(ii%2 figuur 1.5.6.2, Lift tegen bij 0.41 m. indompelinq

« 45

Mi

^™=1° \ ^ \ Trim=l,9' 50 1 i l i i l i l Snelfiei(finm%2 figuur 1.5.6.3, Lift tegen bij 0.48 m. indompeling.

30

Tfiiii=f TÉ=2'

iiiN

La=O.0O' i>1,OÖ' O La=1,54'

1 2 3 4 5

figuur 1.5.6.4, Weerstand, gecombineerd resultaat voor voon/leugel instelling -41 c m / -45 cm 7 !idinm/s = 1.00' = 1^4" •1.00 -1,50 •200 •25Ö

figuur 1.5.6.5, Trimhoek, gecombineerd resultaat voor voon/leugel instelling -41 c m / -45 cm

Diepgang inm i_a=0.O0' i_a=1,00' ia=1,54' -0200 •0.250

figuur 1.5.6.6, Indompeling spiegel, gecombineerd resultaat voor voon/leugel instelling -41 c m / - 45 cm

n de figuren 1 5.6.7 t/m 1.5.6.9 staan alle relevante metingen van respectievelijk weerstand tnmhoek en indompeling spiegel uitgezet. Tevens wordt, m.b.v.de kromme, het verloop qeqêven van weerstand trim en indompeling voor een waarschijnlijk optimale instelling van de v o o ^ l e u g e l positie van 0.41 m onder de basislijn en een incidence van de hoofdvleugel van 1.0°.

In de figuren 1.5.6.10 t/m 1.5.6.12 staan de metingen bij een voon/leugel instelling van 0.41 m en incidence achter van 1.0°. Deze worden vergeleken met de computerberekeningen voor die situatie (de incidence voor is op 2.1° gesteld).

Zoals eerder gesteld houdt het programma geen rekening met rompinvloeden; dit verklaart de afwijking bij 4.5 m/s. Het programma berekent dan een situatie waarin de boot al vliegt Het weerstandsverloop blijkt in vliegende toestand binnen 10% nauwkeurig voorspeld te worden hetgeen redelijk is. Opmerkelijk is dat de praktijkwaarden lager liggen dan de voorspelling Èen verklaring hien/oor kan zijn dat de luchtweerstand van het gesleepte model door het ontbreken van de personen kleiner is dan in de berekeningen.

Het verloop van trim en indompeling komt in beide gevallen redelijk overeen, maar beide krommen zijn onderling verschoven. De afwijkingen in de indompeling kunnen voor een groot gedeelte verklaard worden door met de correcte trimhoek te werken. Hierdoor schuift de kromme van de theorie ongeveer 0.04 m naar beneden. Dat betekent dat de indompeling terplaatse van de hoofdvleugel wel g o e d voorspeld wordt, en daarmee dus ook de lift van de voorvleugel. De lift van de hoofdvleugel, die voornamelijk de trim bepaalt, wordt kennelijk minder goed voorspelt.

1.5.6.3 Conclusies weerstandsmetinqen

De weerstand is bij de topsnelheid van 7.5 m/s met 182 N iets hoger dan ven/vacht, maar bij 7 O m/s wordt een heel acceptabele waarde van 154 N bereikt. Opgemerkt moet worden dat het waarschijnlijk mogelijk is bij een andere instelling lagere weerstandswaarden te bereiken.

1.5.6.4 Consequenties voor het computerproqramma

De geconstateerde afwijkingen (ventilatie, doorbuiging en torsieven/orming) van de tot nu toe

S r ï f w ^ . ^ . ! " " ^ " " ^ ^

"'^^^'^

voorspellingen van het computerprogramma minder betrouwbaar Zo blijkt dat de constructie-eigenschappen van invloed zijn op de geleverde lift

Tevens blijkt bij kleine belastingen, waar de ven/ormingen klein zijn, en dus verondersteld maq worden dat de invloed daarvan gering zal zijn, de liftvoorspelling vaak niet overeen te s t e m m ï n met de metingen. Dit uit zich vooral in een andere helling van de liftkromme

Twee mogelijke oorzaken zijn:

de toegepaste theorie voldoet hier niet

- de incidence van de voon/leugel komt niet overeen met de ontwerp waarde

Zoals al aangegeven bleek het moeilijk om tijdens de fabricage de vereiste hoek nauwkeurigheid in te ste len, en is het door de kleine profielafmetingen moeilijk de juiste asymmetrie te bereiken Er zijn sterke aanvvijzingen (metingen en interpretatie van de meetresultaten) dat de incidence geen

rinn^H^'S

f

^^^^^'"^tantie kan er dus van uitgegaan worden dat de afwijkende helling door produktie-onnauwkeurigheden veroorzaakt wordt. Dit is voor het programma geen probleem De afbuiging van de liftkromme valt niet zo makkelijk in te passen.

Dit heeft tot gevolg dat het beschreven programma voor het huidige model geen correcte voorspellingen geeft. Het kan wel gebruikt worden om snel en eenvoudig de invloed van parameter-variaties te bekijken.

I ^ n d t T t n ' d f " van ventilatie heeft tot gevolg dat het programma soms een evenwichtssituatie rnn

rnZL.

H ^ H ' ° J "P^-'^^^^^e ventilatie niet mogelijk is. Het is mogelijk o m hier o p te controleren door de optredende onderdruk te bepalen en bij te grote waarden hien/an te

figuur 1.5.6.7, Weerstand: scatterdiagram

figuur 1.5.6.8, Trimfioek: scatterdiagram

Diepgang inm

Yii=-0.5ï-0,65

L J

Yt-0.45'0,00

+

Y^=-0.4»0.00

W-mm

Y M 4 Ï 1 , 0 0

#

Y^=-ö,3&'1.54

A

_{^=•0.41/1.54}

L J

YM4&'1,54

il

Y<=-0.4S'-0,65

Yi-o.sa'-o.es

ii

W=-0.41/1.00

Y/i^MLOO

Y^=-0,3&'1.54

Y<1=-0.41/1,54

Y^=-Ö,4E.'1,64

m

Y^=-0.4&'-0,65

:A: W-mm w - w m

• +

^=-0,49'0,00

Y^=-0,41/1,Ö0

Y/i=-0,45f1,00

A ,

Y/i=-0.3a'1,54

Y^=-0.41/1,54

Yfl=-0.4S1,54

figuur 1.5.6.9, Indompeling spiegel: scatter diagram

yfeerstandinN 200 175 125 100 75 50 25 '•r I" 0 1 2 3 figuur 1.5.6.10, Weerstand Trim in giaden 3.00 250 ZOö 1,50 5 6 7 •1,00 •1,50 figuur 1.5.6.11, Trimhoek Diepgang in (II 0,200 0,150 •O10Ö •0,150 •0.200 •O250 Ttieofie •Rieofie Piakljk

nieotie

PrakCjk

1.6 Dwarsstabiliteit

In dit rapport wordt een eenvoudige sctiatting van de dwarsstabiliteit gemaakt. Er wordt uitsluitend naar de stabiliteit bij kleine slingerhoeken gekeken.

Bij een V-vormige voorvleugel is tiet mogelijk een cirkel te tekenen die d e vleugel raakt terplaatse van de waterlijn doorsnijdingen. Het middelpunt van deze cirkel is het metacenter bij kleine hellingshoeken.

Voor de statische stabiliteitsberekening wordt het momentenevenwicht, tengevolge van de lift van de voorvleugel en het gewicht, o m de basis genomen.

metacenterhoogte: KM ligt 0.70 m boven de basis zwaartepunt : KG ligt 0.54 m boven de basis gewicht = m*g

lift: 1^ = 0.2 m*g

voor het stabiliteitsmoment M^j geldt:

M „ = KM*L,*SIN{(|))-KG*m*g*SIN(<l)) waarin <}> de hellingshoek is M,, = -o.40*m*g*SIN((t>) Nm

Het aanvangs-stabiliteitsmoment M^; is negatief, de boot is instabiel. Om rechtop te varen dient er met het roer een compenserend moment te worden geleverd, het "rudder roll control" systeem. Door de plaatsing van het roer ten opzichte van het zwaartepunt zal de door het roer

gegenereerde dwarskracht eveneens een stabiliteitsmoment opleveren, vergelijkbaar met het stabiliseren van een gewone fiets. De grootte is met de volgende berekeningen geschat: Het roer bestaat uit een vast gedeelte met daarachter een beweegbare flap van 3 cm lang, de totale koorde is 10 cm. De roerkracht wordt berekend door te veronderstellen dat het gehele roerprofiel onder een hoek aangestroomd wordt, waarbij de invalshoek lineair afhankelijk is van de flapuitslag. De nodige gegevens zijn:

arm oppen/lak

V

: roer 0.35 m onder basis : opp = 0.30*0.10 = 0.030 m^ = 0.4*2*TC*uitslag

= 7.5 m/sec

Voor het roermoment M^^^ geldt dan:

M M

roer

roer = arm*0.5*p*v2*opp*CI^^^

= 0.35*500*7.52*0.030*0.4*2*71 *uitslag

De stabiliteit is voldoende als geldt:

stel: m*g 4)

roer > = O

= 1830 N = 5 graden

Dit leidt tot:

742*uitslag-64 uitslag

Het blijkt mogelijk = O

= 4.9 graden

een voldoende groot moment te bereiken.

1.7 Schroefontwerp

De scfiroef voor deze waterfiets is ontworpen aan de hand van en/aringen die met eerdere boten zijn opgedaan. Ook deze keer is weer gekozen voor het concept van een high-efficiency schroef omdat het mogelijk blijkt daarmee goede resultaten te behalen.

Een high-efficiency schroef kenmerkt zich door: Minimum aantal bladen (twee).

Maximum diameter Minimum toerental.

Kleine bladoppen/lakte verhouding. Ongestoorde aanstroming van de schroef.

Omdat het een licht belaste schroef betreft hoeft er geen rekening gehouden te worden met cavitatie, er kan dus ontworpen worden op minimale profiel- en wrijvingsweerstand Voor meer achtergrond en een beschrijving van het ontwerp van de voorgaande schroeven zie het DWT rapport: "Het berekenen van een high-efficiency schroef voor de waterfiets Pride of Delft II".

De uitgangspunten voor het ontwerp van deze schroef zijn: Diameter = 0.65 m.

Stuwkracht = 217 N. Bootsnelheid = 7.5 m/sec Toerental = 350 r p . m .

Vermogen = 1570 W maximaal.

Benadrukt wordt dat dit de startwaarden zijn voor het iteratieproces dat tot het uiteindelijke ontwerp leidt. De diameter is dit keer kleiner gekozen dan in voorgaande ontwerpen omdat toen gebleken is dat een dergelijke diameterreductie slechts een geringe rendementsvermindering tot gevolg heeft, en een kleinere schroef voordelen biedt in verband met de diepgang en strutlengte De stuwkracht volgt uit de weerstandsberekening met het HYDRES programma van het MARIN Zoals in het deel over de afmetingen van de vleugels gesteld is, is deze waarde vrij hoog, maar in dit stadium van het schroefontwerp waren er geen betere gegevens. De bootsnelheid is de gewenste maximum snelheid.

Het genoemde toerental is een indicatie van de gewenste waarde en is voornamelijk gekozen op grond van de sterkte van de aandrijflijn, zo is een laag toerental gunstig voor het

schroefrendement maar vereist het een dikke schroefas vanwege het dan optredende grote koppel. Omdat het beschikbare vermogen nu twee keer zo groot is als in vorige ontwerpen en het koppel dezelfde orde van grootte moet hebben vanwege de sterkte, is het toerental ditmaal ook verdubbeld.

Het uiteindelijke ontwerp is gemaakt met behulp van het schroef ontwerp programma van het MARIN, gebaseerd op de lifting line theorie. Er zijn 8 variaties uitgerekend, en daarbij bleek dat het hoogste rendement bereikt wordt als de diameter teruggebracht wordt tot 0.55 m Dit resulteerde in twee alternatieven: een correcte stuwkracht met een te hoog vermogen, of een correct

opgenomen vermogen, maar een te geringe stuwkracht.

De karakteristieken van beide schroeven zijn;

Model 7:

Diameter = 0.55 m J = 2 4 1 Spoed = 1.53 m KT = 0.063 Stuwkracht = 0.20 kN KQ = 0.028 Vermogen _{= 1.82 kW n = 0.85}

Model 8:

Diameter = 0.55 m J = 2.41 Spoed = 1.49 m KT = 0.050 Stuwkrachit = 0.16 kN KQ = 0.023 Vermogen _{= 1.47 kW 11} = 0.83

Uitgaande van de nu venwactitte w/eerstand op topsnelheid van 170 N lijkt model 8 het meest geschikt. Besloten is echter beide varianten te maken en (mede omdat er nog onzekerheid is over de uiteindelijke bootweerstand) door experimenteren uit te vinden welke de meest geschikte is. Van beide exemplaren zal een open-water diagram gemaakt moeten worden o m de

computerberekeningen aan de praktijk te toetsen, en een rationele keuze te kunnen maken.

Resulaten open-water proeven

Van zowel schoefontwerp 7 als 8 zijn koolstofvezelversterkte schroeven gemaakt. Deze zijn in de diep-water tank van het MARIN beproefd. Hierbij bleken geleverde stuwkracht en gevraagd koppel van beide schroeven ongeveer het dubbele van de voorspelde waarden te bedragen. Als

voorbeeld is het open-water diagram van schroef 8 gegeven (figuur 1.7.1). Duidelijk is ook dat de kenmerkende rendementspiek van high-efficiency schroeven ontbreekt (het grotendeels

horizontale verloop van de Kq- en Kt-krommen is wel een eigenschap van dit type schroeven). Bij controle van de schroeven bleek dat beiden niet de voorgeschreven spoedverdeling h a d d e n ; de spoedhoeken vertoonden naar de tippen toe een steeds grotere afwijking. Daarmee bleken deze koolstof schroeven onbruikbaar voor verdere experimenten.

Besloten is een aluminium schroef te maken; deze is eenvoudiger en sneller te maken is dan een nieuwe koolstof schroef.

Gebleken was al dat schroefontwerp 7 te veel vermogen vraagt zodat alleen model 8 in aluminium uitgevoerd. Deze aluminium schroef lijkt in de praktijk al wel redelijk te voldoen. Een open-water diagram is echter nog niet beschikbaar.

1.0

0.9

1.8 Positie schroef

Het kiezen van de positie van de scfiroef is een lastige ahweging. Er kan gekozen worden tussen de scfiroef voor of achter de hoofdvleugel of een andere dan voorgenoemde plaatsen.

De laatste mogelijkheid valt als eerste af, het is namelijk zeer aantrekkelijk om de aandrijflijn te voeren door de strut van de hoofdvleugel gezien het feit dat deze strut uit sterkte ovenwegingen al de grootste is (de aandrijflijn is dan de bepalende factor voor de dimensies van de strut). Om de aandrijflijn door de voorstrut of een aparte strut te voeren zou te veel extra weerstand opleveren.

De afweging schroef voor (A) of achter (B) de hoofdvleugel leidt tot de volgende ovenwegingen: situatie A geeft meer wrijvingsweerstand op strut en vleugel dan B, dit is een klein effect omdat dat de snelheid achter de schroef niet veel hoger is dan ervoor, dit is inherent aan het schroefontwerp.

situatie A geeft een hogere schroefrendement dan B vanwege de ongestoorde aanstroming, tevens wordt het rendement beter door de strut achter de schroef,

situatie A geeft een hogere lift dan B vanwege de hogere snelheid, echter ook verstoorde stroming dus dit effect zal gering zijn.

Situatie A heeft nu de voorkeur aangezien we venwachten dat de weerstandstoename klein zal zijn en dat het hogere schroefrendement een belangrijker winst is dan het eventuele hogere

lift-weerstandsverhouding in situatie B.

Rest nog de positie in hoogterichting vast te leggen. In verband met de invloed van het vrije vloeistof oppervlak moet hart schroefas minimaal één schroefdiameter onder water zitten. Na bestudering van "Fluid dynamic drag", waarin verschillende configuraties worden besproken, werd besloten om de achten/leugel zo dicht mogelijk onder het schroefashuis te bevestigen. Hiertoe werd onder andere besloten in verband met de constructieve versimpeling die hiermee mogelijk werd. In de huidige constructie is de hoofdvleugel simpel te (de-)monteren en uit één stuk, dit is uit sterkte oogpunt aantrekkelijk.

1.9 Positie romp t.o.v. vleugels

Een belangrijke ontwerp parameter is de positie van de romp t.o.v. de vleugels. Deze positie beïnvloedt het stijggedrag in zekere mate. Als bij toenemende snelheid de boot t.g.v. de vleugelkrachten achterover wil trimmen zal de romp hiertegen weerstand bieden.

Het resulterend moment van de krachten o m het massazwaartepunt moet gelijk aan nul zijn. Aan de hand van deze voonwaarde kan een uitspraak worden gedaan over de positie van de romp t.o.v. de vleugels. Hiertoe moeten de lift van de achtervleugel en de lift van de voon/leugel bekend zijn als functie van onderdompeling en trimhoek , alsmede het trimmend moment van de romp als functie van waterverplaatsing en trim.

De lift van achter- en van voon/leugel worden m.b.v. het computer programma uitgerekend en getabelleerd. In deze tabellen vindt men Totaal lift, Moment van voorvleugel om achtervleugel en de Totale weerstand (vleugels -i- struts + wind) als functie van snelheid, diepgang en trimhoek.

Nadat de rompvorm is vastgesteld kan een trimdiagram worden gemaakt. Dit diagram geeft waten/erplaatsing en trimmend moment als functie van diepgang achter en diepgang voor

De tabellen van vleugelgegevens en het trimdiagram van de romp zijn als bijlage 4 toegevoegd.

De twee termen die venwaarloosd zijn in deze berekening zijn de voorovertrimmende werking t.g.v. de weerstand van de romp en de voorovertrimmende werking t.g.v de planerende werking van de romp.

In figuur 6 zijn de reeds bepaalde afstanden aangegeven alsmede de te berekenen parameters.

De evenwichtsvergelijking luidt als volgt:

Statisch evenwicht: ^ M,,,,,,,^^,, = O

M uit trimtabel is ten opzichte van 1/2 L,^^^^ = 3,0 m.

met: M = displacement * X;, = B * - = M / B en: -G(1,645 - 1,176) - B (-x,-y) -t- L, * 2 3 4 = O volgt: B (-M/B - y) = - 0,469 G + 2,34 1^ er geldt: x = 3,0 - 1,176 - y - y = 1,824 - x dus: M B (1,824 x) = 2,34 1^ 0,469 G -omgewerkt: x = 1,824 - ((-M-h0,469G-234L^)/B)

Voor een gekozen positie van de boot t.o.v het wateroppen/lak, vastgelegd door de diepgang van de hoofdvleugel en trimhoek, kan nu de waarde van worden vastgesteld.

De waarden van M en B kunnen worden bepaald door een waarde voor x aan te nemen, de diepgang voor en achter kunnen dan worden afgeleid. Uit de geometrie van de constructie wordt daartoe de volgende vergelijking afgeleid:

Na invulling van deze gegevens zal de berekende waarde van x overeen moeten komen met de eerder aangenomen x. Dit is een iteratie proces waarbij ti en x gevarieerd worden. Een goede x waarde doet een uitspraak omtrent tiet evenwictit en de positie van de romp bij de beschouwde snelheid.

De x-waarde dient voor meerdere snelheden gecontroleerd te worden

Berekeningen leiden tot:

Bij V = 4,5 m/s, h = 0.935 m. en t = 1° is volgens de tabellen

1^ = 359 N.

Met aanname x = 1,036 m. volgt = 0,125 m. en T„ = 0.024 m. Daaruit

B = 676 N M = -505 Nm.

Dit leidt tot x = 1,036 m, de evenwichtstoestand bij v = 4,5 m/s.

Bij V = 3,5 m/s, h = 0.965, t = 0,63° en x = 1,036 m. volgt: 1^ = 214 N = 0 , 1 4 m T„ = 0.075 m B = 1150 N M = -530 N.

Dit leidt tot x = 1,044 m, de evenwichtstoestand bij v = 3,5 m/s.

De variaties in x zijn beperkt. Gekozen is voor x = 1,036 m.

ALL.

L : 6.00 m.

ALI.

V.L.L.

figuur 1.9.1, Vleugel posities

1.10 Conclusies

Het blijkt mogelijk een draagvleugelboot te ontwerpen die aan de gestelde eisen (lage weerstand en flaploos) voldoet. De toegepaste canard configuratie met surface-piercing voon/leugel vormt een systeem dat zonder extra regelsysteem kan functioneren.

Het regelen van de dwarsstabiliteit met betiulp van het roer voldoet eveneens in de praktijk, fvlet de huidige afmetingen van het roerflapje is de manoeuvreerbaarheid bij hoge snelheden (in vliegende toestand) voldoende, zoals venwacht. Langzaam varend is de manoeuvreerbaarheid onvoldoende.

Ventilatie blijkt bij surface-piercing vleugels een veel grotere invloed o p het gedrag te hebben dan vooraf venwacht. Zo worden de instellingen van de voon/leugel (en d u s van de hoofdvleugel) in eerste instantie bepaald door de ventilatie-limiet, en pas daarna kan binnen d e nog beschikbare grenzen naar weerstand geoptimaliseerd worden. In het ontwerpstadium moeten berekeningen gemaakt worden en proeven worden gedaan o m hiermee rekening te houden.

2 Aandrijving

2.1 De aandrijving

Onder aandrijving wordt in dit ontwerp dat deelgebied van de constructie begrepen dat tiet opgewekte vermogen door moet geven aan de voortstuwer, tiier de schroef.

2.2 Algemene eisen

Aandrijving vormt een subsysteem van de boot. Aan het ontwerp van de aandrijving liggen enige specifieke eisen ten grondslag, als afgeleide van de aan de boot gestelde eisen. Gestelde eisen (algemeen en aandrijving-specifiek) zullen hier nagelopen worden.

Laag gewicht

Het hele project stond in het teken van bouwen bij een zo laag mogelijk gewicht, voor de aandrijving geldt dit dus ook.

Hoog rendement

Behoeft geen nadere toelichting

Compacte constructie

Een deel van de constructie moet onder water aangebracht worden. Hierbij spelen twee aandachtspunten, specifiek voor de aandrijving:

o p de waterlijn moet de constructie zo smal mogelijk zijn. Dit om te voorkomen dat de hoofdstrut erg breed wordt, en te veel (spray-) weerstand opwekt. onder water (ter hoogte van de schroefas) dient de constructie zo compact mogelijk te zijn om de vormweerstand te verkleinen.

Betrouwbaarheid

Een betrouwbare, degelijke aandrijving is van groot belang.

2.3 Verschillende alternatifivpn

Sm? M * ontwerp van de aandrijving verschillende opties bekeken. Deze opties zijn samengesteld uit verschillende oplossingen voor deelproblemen.

figuur 2.3.1, roterende en lineaire fietsbeweging

Nadeel van de roterende beweging is een sinusvormig geleverd koppel. Bij lineair trappen moet -in theorie- een constante kracht geleverd kunnen worden. i r ^ p p e n moet in Bezwaren tegen lineair trappen zijn tweeërlei¬

" e T n r o T g e t r a T n d ^ ^ ^ ^ ^ ^ ^ °^ ' " " ' ^ ' ^ ^''^^^^^'^ ^ ^ ^ ^ ^'^ P ^ r f r ^ ï ' " ° ° d ' ï ^ " j ' < ^ omzetting van een alternerende, translerende beweging in een rotatie aan de schroefas. Dit levert extra mechanismen op voor de omzetting waarmee weer extra gewicht geïntroduceerd wordt.

Een ander probleem is de configuratie van de fietsers op de boot. Er zijn drie moaeliikheden (figuur 2.3,2), buiten de mogelijkheid o m beide fietsers naast elkaar te zetten S t a S e ootie is met ovenwogen i.vm, problemen met stabiliteit in geval beide fietsers niet even zwaJr z!?! '

Bij de eerste zitten beide fietsers in de vaarrichting

Tweede mogelijkheid is om de fietsers met de gezichten naar elkaar op de boot te

Als laatste kunnen de fietsers nog met de ruggen naar elkaar geplaatst worden.

7 n ° n H Ï l T " ^ ' ^^'"^^ fietsende beweging kunnen maken r s : e f ^ e T S v a V b i j ' n r 2 r n r t ^ ^ ^ ^ ^ ' ^ ^ ' ^ ^ ^ ' ^ ^ Bij nr 2 zitten de trappers van de beide fietsers dicht bij elkaar, hetgeen resulteert in een laao T m a a h ^ e t ^ : ? ' T ' h ' ^ " ' ' " - ^ier echter wel dat de vo^fste i L " ? normaal het beste overzicht heeft, achteruit zit te kijken

Bij nr 3 is een erg lange aandrijflijn nodig, hetgeen dus in een hoger gewicht zal resulteren ln het project is uiteindelijk voor configuratie nr 3 gekozen. Dit is niet op aandri?^echnische gronden gebeurd, maar vanwege een venwacht lager rompgewicht en winst bij'de lucht^^^^^^

O O

figuur 2.3.2, configuraties fietsers o p de boot

Voor de overbrenging van tiet vermogen van de trappers naar de schroefas staan in principe aantal constructie elementen ter beschikking:

assen met conische tandwielen

kettingen of synchroonriemen met kettingwielen resp. riemschijven

Dit zijn vormgesloten overbrengingen, waarbij dus geen slip o p kan treden. Slip introduceert verliezen, en moet dus voorkomen worden.

Tussen de trappers en de sctiroefas zijn er twee trajecten te ondersctieiden: boven water (van trappers tot bovenkant strut) en onder water (van bovenkant strut tot sctiroefas). Onder water dient de constructie zo compact mogelijk te zijn, dit speelt minder boven water

Op grond van het voorgaande zijn de volgende alternatieven ter sprake gekomen.

1 Boven water wordt een ketting of synchroonriem toegepast, die zo nodig boven de hoofdstrut gekoppeld w o r d e n in de tandwielkast (TWK). In de TWK wordt met behulp van conische tandwielen een verticale as door de hoofdstrut aangedreven, die weer de schroefas aandrijft m.b.v. een haakse overbrenging (fig 2.3.3).

2 Een andere mogelijkheid bestaat uit het toepassen van een (getordeerde) ketting of synchroonriem in de hoofdstrut (fig 2.3.4).

3 Tevens is het natuurlijk mogelijk om vanaf de trappers m.b.v haakse overbrengingen gelijk assen te gebruiken. Vermogenoverbrenging door de hoofdstrut kan d a n zowel met assen en conische tandwielen als met een synchroonriem of ketting (fig 2.3.5).

figuur 2,3.5, derde alternatief aandrijving

\

In eerste instantie zijn de gewichten geschat van drie opties (volledig assen en conische tandwielen, assen en conische tandwielen boven dek en synchroonriem in de strut, kettingen). Deze gewichtsschatting staat in paragraaf 5.2.1; bijlage 1. Een aandrijving met kettingen blijkt het lichtst uit te vallen. Een ander voordeel van een kettingaandrijving is dat er erg veel lichte

standaard onderdelen bestaan uit de racefiets wereld.

Een probleem bij het toepassen van assen en conische tandwielen is het feit dat de tandwielen een zeer nauwkeurige passing vragen. Dit gaat gepaard met stijve -en zware- tandwielkasten. In de hoofdstrut zou dit probleem wel op te vangen zijn, daar het schroefashuis vanwege de ophanging van de vleugel toch al vrij stijf moest zijn.

Met conische tandwielen is, met minimale tandwieldiameters een erg compacte constructie haalbaar in het schroefashuis. En/aring met deze tandwielen was echter dat vanwege de relatief hoge koppels bij lage toerentallen de tandwielen een levensduur van enige uren beschoren was.

Voor synchroonriemen is een oriënterende ontwerpberekening gemaakt. Deze staat in paragraaf 5.2.2; bijlage 2. Een compacte constructie met kleine wieldiameters bleek niet haalbaar in de gegeven toeren/koppel karakteristiek. Vanwege de grote krachten in de riem werd ook de breedte van de riem te groot.

De grote riembreedte is op zich al moeilijk in de strut te passen, maar verhindert ook tordering van de riem in de strut. Dan moet boven dek de draairichting nog 90° gedraaid worden, zodat de tandwielkast daar weer zwaarder wordt.

Verder is, zoals uit onderzoek van 't Hart aan de TU Delft blijkt, het rendement van een

tandriemoverbrenging, zeker onder deellast altijd lager dan dat van een kettingoverbrenginq ( zie figuur 2.3.6)

Nadeel van de synchroonriem is ook de richting van de trekdraden in de riem, waardoor die altijd tegen de flenzen gaat lopen, zeker bij torderen. Dit geeft een verlaging van het rendement. Verder heeft een synchroonriem een voorspankracht nodig om de riem te verhinderen over de tanden te springen. Dit geeft grotere krachten op de constructie.

Een laatste, praktisch, probleem is het feit dat een synchroonriem eindloos is en dat voor het omleggen van een eventuele nieuwe synchroonriem dus speciale voorzieningen moeten worden getroffen. In een synchroonriem kan een las gelegd worden, dit resulteert echter in een sterkte verlies van ca 50 %.

figuur 2.3.6, Quasi statischie rendementen van een ketting-overbrenging en een

tandriemoverbrenging bij vier versctiillende voorspannigen in geval van toepassing als fietsaandrijving

2.4 Uitwerking gekozen alternatief

In tiet ontwerp is gekozen voor een lange ketting, die beide aandrijfwielen en tiet sctiroefaswiel omspant (fig. 2.4.1).

figuur 2.4.1, schets gekozen aandrijvingsconfiguratie

Het ontwerp zal nu onderdeelsgewijs worden uitgewerkt.

Van de trapassen is er één omgedraaid om onnodige kruisingen van kettingen te voorkomen Bij crankstellen is d e gebruikelijke uitvoering dat het kettingblad aan de rechter crank gemonteerd IS. Door het omdraaien van de as draait de relatieve draairichting van de pedalen t . o v de crank om. Daar de pedalen met schroefdraad in de crank zijn geplaatst, is er een risico dat de pedalen los gaan draaien. Dit moet in de praktijk voorkomen worden door d e pedalen goed vast te draaien en lijm aan te brengen.

Bij de trappers is er verder een heel belangrijk punt t.a.v de stand van de cranks. Bij de roterende letsbeweging zit een d o o d punt, waar even geen koppel geleverd wordt. Door de cranks van de twee fietsers onder een hoek van 90° te plaatsen kan de ene fietser d e andere door dat dode punt trekken, waardoor een rustiger, effectiever trapbeweging gedraaid kan worden.

De kettingwielkast boven de strut is zo uitgevoerd, dat de kettingwielen in lijn met de kettinqloop staan, om aan- en afloopproblemen te voorkomen.

Voor het achterste part, dat spanningsloos is, is in eerste instantie een kunststof derailleunwieltje gebruikt. Vanwege aanloopproblemen is dit later ven/angen door een groter, stalen wiel met tanden, waardoor de ketting beter op het wiel bleef liggen.

Voor het trekkende part, dat uit de strut komt -waar kracht op staat- is een stalen kettingwiel gebruikt, omdat een derailleunvieltje niet sterk genoeg is.

De kettingwielen in de kettingwielkast zijn zo geplaatst, dat de ketting tussen kettingwielkast en schroefas in één vlak, loodrecht op de hartlijn van de boot loopt, om zo een goede aan- en afloop van het kettingwiel op de schroefas te waarborgen.

De ketting wordt tussen dek en schroefas 90° getordeerd. Uit eerdere en/aring was bekend dat, als de afstand tussen de kettingwielen groot genoeg is, dit weinig problemen geeft. Over deze manier van overbrenging is weinig in de literatuur te vinden. Daarom is een proefopstelling gemaakt van het betreffende deel van de overbrenging. Hieruit bleek dat tordering van deze ketting mogelijk was.

Om de breedte van de strut te minimaliseren is in het op het schroefaswiel aanlopende kettingpart een derailleurwieltje als leidwiel gezet. Dit leidt tot een a-symmetrische plaatsing van de strut boven het schroefashuis. Een leidwiel in het trekkende part van de ketting zou echter te groot worden door de optredende krachten.

Om te voorkomen dat de kettingparten, als gevolg van de minimale strutbreedte, tegen elkaar of de strutwand gingen slaan zijn de kettingparten door een polyethyleen profiel geleid. Dit geeft weinig weerstand en een zeer goede kettingloop.

De -holle- schroefas is ven/aardigd door een ruw gevormde koolstof as af te draaien. Terplaatse van het kettingwiel is de as dik gelaten, waarop een hardstalen bus is gelijmd. Dit is een

standaard bus voor montage van kettingwielen o p de achteras van een racefiets. Het binnenwerk is uitgedraaid. Hierop is het kettingwiel geplaatst. Met ringen is dit in lengte richting te verschuiven, zodat de kettingloop kan worden uitgelijnd.

De schroefas is voor en achter het kettingwiel gelagerd in open kogellagers. Op de schroefas is een borst gelaten, die de geleverde stuwkracht o p het voorste lager overbrengt. De stuwkracht is nooit meer dan ca 200 N, dit kan het kogellager axiaal opnemen, zeker bij een kettingkracht die een orde groter is. Het voorste lager zit in een aluminium deksel dat losgedraaid kan worden, zodat de schroefas uitgenomen kan worden.

De kettingloop in de strut heeft in de praktijk geen problemen opgeleverd.

Om de ketting te kunnen spannen is onder het voorste stoeltje een spanner gezet. Deze bestaat uit een hefboom, waarin op de halve lengte een keramisch derailleurwieltje is geplaatst. Aan de achterkant is de hefboom scharnierend op het dek bevestigd. Door de gebogen vorm van de hefboom bevindt ook het voorste aangrijpingspunt van de hefboom zich onder de ketting, en kan daardoor tot o p het dek getrokken worden. M.b.v. een rekvrije lijn wordt dit voorste punt gefixeerd. In eerste instantie is in de spanner een kunststof derailleunA/ieltje gebruikt. Dit bleek echter niet bestand tegen de krachten. Later bleek ook het keramische wieltje niet te voldoen, zodat uiteindelijk een stalen wieltje is gebruikt.

Voorts voldeed de spanner niet omdat er uitsluitend een voorspanning mee op de ketting gezet kon worden. Het bleek later nodig om een spanner te monteren die ook een extra stuk loze ketting kan verwerken. Dit loze stuk heeft een paar oorzaken.

De rek in de ketting bleek een groter probleem dan venwacht.

Een tweede oorzaak is het niet volkomen stijf zijn van de boot. Dit heeft als gevolg dat onder belasting door doorbuiging de plaats van de kettingwielen en daarmee hun onderlinge afstand niet gelijk zal blijven.

Het loze stuk ketting uitte zich in een sterk doorhangen van het stuk ketting tussen het achterste trapstel en de kettingwielkast boven de hoofdstrut (het enige stuk ketting waar geen spanning op staat). Gevolg is een slechte aanloop op het kettingwiel in de kettingwielkast. Voor dit probleem wordt een oplossing gezocht.

2.5 Evaluatie en conclusies

De aandrijving is ten tijde van sctirijven van dit rapport nog niet optimaal Voor verbetering vatbaar zijn:

1 spanners

2 lastkarakteristieken 3 materiaal

ad 1 Door tiet ontstaan van een loos stuk ketting in hiet spanningsloze deel wordt het

achterste leidwiel in de kettingwielkast boven de hoofdstrut niet g o e d aangelopen Door een spanner met een lange slag zal dit stuk ketting weggenomen moeten worden, bijv met een veer Dan zal ook de spanner die nu nog onder het voorste stoeltje zit

vervangen kunnen worden door een enkel leidwiel.

a d 2 Gedurende de korte vluchten die gemaakt zijn leek het toerental aan d e trappers te laag Dit zou verbeterd moeten worden door montage van kleinere kettingbladen op de crankstellen.

ad 3 In de aandrijving is nog vrij veel gebruik gemaakt van, vaak standaard, stalen of aluminium onderdelen. Wellicht is het mogelijk die onderdelen nog te ven/angen door kunststof (bjv de ketting). Hierdoor kan nog -weinig- gewicht bespaard worden.

Afgezien van de genoemde verbeteringen die nog aangebracht moeten worden is de kettingaandrijving een goede optie.

Het lijkt namelijk de lichtste oplossing te zijn. Verder is het een flexibele oplossing, die niet erg nauwkeunge passingen vraagt. Dit scheelt in gewicht, waar anders constructies stijver hadden

moeten zijn. ' De uitvoering bepaalt echter het succes van de aandrijving. De aandrijving bepaalt op haar beurt

ook weer of de boot werkt. i a k Binnen DWT bestaat geen sterke affiniteit met het -werktuigkundige- onderdeel aandrijving Voor een echt succesvolle waterfiets dient dit te veranderen.