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MODELLVERSUCHS- u. PROBEFAHRTSERGEBNISSE

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MODELLVERSUCHS- u.PROBEFAHRTSERGEBNISSE

der

MONOPOL-SCHLEPPER

DES RHEIN-WESER-KANALS

Von

KARL SCHAFFRAN

Berlin 1917

Zeitschrift „ Schiffbau “

Buchdruckerei Strauß A -G.

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INHALTSANGABE

Seite

1.    Grundlagen für die Konstruktion der zu beschaffenden

Schlepper...................

2.    Systematische Modellversuche mit gesefemäSig voneinander

abgeleiteten Schlepperschrauben ..........

3.    Anwendung der Ergebnisse für ein bestimmtes vorliegendes

Projekt....................

4.    Vergleich der typischen Schlepperpropeller der Serie „M“

mit den gewöhnlichen Schiffsschrauben der Serie „A“ durch Sfandproben..................

5.    Einfluß der Tauchung der Schrauben auf die Tourenzahl und

den Wirkungsgrad ...............

6.    Auswertung der Versuchsergebnisse, Schleppermodell mit

Schrauben ..................

7.    Die relativen Wertigkeiten der Propellerkonstruktionen und

Anordnungen der ersten Versuchs-Serie.......

8.    Konstruktionsverhältnisse und Probefahrtsergebnisse der

ersten Serie von Monopolschleppern ........

9.    Modellversuche zur Ermittlung des schädlichen Einflusses der Schrauben auf die Kanalsohle bei verschiedenartigen

Konstruktionen und Anordnungen..........

*

10.    Schlu§versuche mit Modellschrauben verschiedenen Systems 71

11.    Hauptergebnisse der Versuche

12.    Rentabilifätsrechnung ....

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seine ablenkende Wirkung auf den rotierenden Propellerstrahl die unerwünschte Profilveränderung der Schiffahrtskanäle verursacht, waren bekanntlich von Dr. Gebers für die Einschraubenschlepper statt der üblichen Einzelruder seitlich und hinter dem Propeller angebrachte Doppelruder empfohlen worden. Leßtere halten bei den ausgeführten Probeschleppern, von denen einer dieser Art in Abb. 1 dargestellt ist, den angesireb-len Zweck auch im allgemeinen erfüllt, wiesen aber noch den Nachteil ihrer leichten Beschädigungsmöglichkeit an den Kanalböschungen auf. Anregungen von anderer Seite gingen darauf hinaus, das durch ein breites Heck gut geschüßte EinzeL-ruder beizubehalten und zur Vermeidung der Spülwirkung der Schraube die Entfernung derselben von der Kanalsohle dadurch zu vergrößern, daß man bei gleichem Tiefgang des Schleppers einen Propeller von verhältnismäßig kleinem Durchmesser in einem tunnelartig ausgebauten Heck nach Art der Abb. 2 möglichst hoch lagerte, eine Anordnung, welche zwar ebenfalls im Modell untersucht wurde, gegen welche aber schon von vorneherein der zu erwartende schlechtere Schrauben-

Bei der Beschaffung der sogenannfen Monopolschlepper; welche nach dem Wassersfraßenge-seß vom 1. April 1905 einen einheiflichen staatlichen Schleppbetrieb auf dem Rhein-Weser-Ka-nal aufrecht erhalten sollten, war das Bestreben der maßgebenden Stelle gleich von vorneherein darauf gerichtet, nach Erprobung verschiedenartiger Fahrzeuge dieses Typs und nach Vornahme eingehender Modellversuche möglichst bald einen den örtlichen Verhältnissen angepaßten Normalschlepper herauszubilden, der in technischer und wirtschaftlicher Beziehung den Anforderungen des Betriebes in solchem Maße entsprach, daß eine serienweise Ausschreibung desselben vertreten werden konnte. Die Widerstandsversuche von Haack mit Schleppkähnen auf dem Dortmund—Ems-Kanal und die im Anschluß daran von Baurat Thiele in der Königl. Versuchsanstalt für Wasserbau und Schiffbau, Berlin ausgeführten Modellversuche hatten genügenden Aufschluß darüber gegeben, unter welchen Bedingungen ein ökonomischer Schleppbetrieb mit den üblichen Lastzügen auch im Profil des Rhein-Weser-Kanals erfolgen konnte.

Hieraus ergaben sich im wesentlichen bereits die Wirkungsgrad sprach. Ganz im Gegensaß dazu

Grundlagen für die Konstruktion der zu beschaffenden Schlepper.

Da die einzelnen Schleppzüge sich nach Möglichkeit nicht überholen sollten, so wurde eine einheitliche Geschwindigkeit von 4lA bis 5 km/stde. festgelegt, für welche bei einem Anhang von 2 Lasfkähnen mit insgesamt 1500 t Ladung ein nußbarer Trossenzug von 1450 — 1800 kg und eine Maschinenleistung der Schlepper von 120—150 IPS vorzusehen waren. Zu diesen Kon

ten oder ebenfalls tunnelartig nach Abb. 4 eingebauten Propellern in Frage kam. Leßtere Anordnung schien anfangs vom rein technischen Standpunkte aus alle gestellten Anforderungen am besten zu erfüllen, besonders deswegen, weil auch

wurde auch die Ansicht vertreten, daß gerade eine möglichst große bis zur Kielsohle reichende und evtl, noch in einem schwach ausgebildeten Tunnelheck eingebaute Schraube nach Art der Abb. 3 durch die kleinere Beschleunigung der bewegten Wassermasse eine geringere Beschädigung der Kanalsohle verursachen und dabei den weiteren Vorteil eines besseren Wirkungsgrades zur folge haben müßte. Der gleiche Zweck würde sich naturgemäß in noch höherem Maße bei Wahl von Doppelschrauben erreichen lassen, die an sich kleinere Durchmesser, aber zusammen ein größe-siruktionsbedingungen traten noch die Anforde- res Diskareal erhalten könnten, so daß auch eine rungen, die an die betreffenden Fahrzeuge mit derartige Ausführung bei frei vom Schiff gelager-Rücksichf auf den schädlichen Einfluß der Schraube auf die Kanalsohle gestellt werden mußten. In der richtigen Erkenntnis, daß es eigentlich noch nicht die Schraube an sich, sondern erst das hinter derselben angeordnete Ruder ist, welches durch

Länge über Deck . . . 20,87 m Breite auf Spanten . . 4,90 „ Seitenhöhe . .

Tiefgang .    .    .

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Abb. 1. Ausgeführfer Einschrauben-Doppelruder-Dampfschlepp

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die Ablenkung des Schraubenstrahles bei einem mittschiffs angebrachten Einzelruder in ähnlicher Weise vermieden werden könnte, wie dies bei den Einzelschraubenschiffen durch die Doppelruder der Fall war. Die höheren Bau- und Betriebskosten untersucht, die den Zweck verfolgten, den Schraubenstrahl durch mechanische Mittel von der Kanalsohle abzulenken. Die bekannte Anordnung einer Platte an der unteren Kante des Ruders von Geheimrat Flamm ist in Abb. 5 und die Anbringung

Abb. 2. Schlepper mit einer in stark ausgebildetem Tunnelheck hoch gelagerten Schraube

jedoch, welche diese Doppelschraubenschlepper infolge der Unterteilung der Maschinenanlage verursachen und die exponierte Lage der Propeller, die zu Beschädigungen an den schrägen Kanalböschungen führten, liehen es trob ihres besseeiner Leitschaufel unter einem Gegenpropeller von Dr. Wagner in Abb. 6 zur Darstellung gebracht.

Wenn die in obigem erörterten Gesichtspunkte und Bestrebungen, einen möglichst sicheren Schub der Kanalsohle zu erreichen, für die Festlegung

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Abb. 3. Schlepper mit einer in schwach ausgebildetem Tunnelheck untergebrachten großen und bis zur Kielsohle tauchenden Schraube

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ren Wirkungsgrades wünschenswert erscheinen, bei den serienweisen Ausschreibungen in erster Linie doch wieder die Einschrauber zu berücksichtigen. Für diese wurden zum Schlub noch verschiedene Vorrichtungen in Vorschlag gebracht und sowohl im Modell als auch an ausgeführten Schleppern des zu wählenden Normalschleppers auch eine grobe Rolle spielten, so war es neben der Betriebsicherheit in erster Linie doch die Wirtschaftlichkeit, die für die endgültige Konstruktion den Ausschlag gab. Diese Hauptfrage konnte für die verschiedenen in Betracht kommenden Typen na-

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Doppelschraubenschlepper mif hoch gelegenen und iunnelartig eingebauten Propellern

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iurgemäB nur dann einwandfrei entschieden wer-den, wenn genaue Unterlagen über die Abhängigkeit des Wirkungsgrades der Schrauben einerseits von ihren Hauptdimensionen, insbesondere von dem statthaften Durchmesser, anderseits von der Art ihres Einbaus am Schiff als freiliegende Ein-zelschraube, hoch oder fief angebrachte Tunnelschraube, Doppelschraube, Schraube mit Gegenpropeller oder mit Leitblechen für den Sohlenschub usw. zur Verfügung standen. Um hierfür die erforderlichen Vergleichsdaten zu gewinnen, wurden daher, gemäb dem Grundsab der Versuchstechnik, jedes Element zunächst für sich allein zu prüfen, in der König 1. Versuchsanstalt für Wasserbau und Schiffbau, Ber-1 i n eingehende

Systematische Modellversuche mit gesebmäbig voneinander abgeleiteten Schlepperschrauben

bewährter Konstruktion vorgenommen, die in folgendem erörtert werden sollen. Aus den Ergebnissen mit gewöhnlichen dreiflügligen Schiffsschrauben einer Serie „A“, welche auch für die besonderen Zwecke von Schlepperpropellern aus-gewertef und veröffentlicht worden waren*), lieben sich bereits die Schlubfolgerungen ziehen, dab für die hohen Belastungsgrade, wie sie für die betreffenden Monopolschlepper Vorlagen, Schrauben von grobem Durchmesser, kleinem Steigungsverhältnis und hohem Verhältnis des projizierten Flügelareals zur Diskfläche Ap/A die günstigsten Wirkungsgrade erwarten lassen mlibten. Die Propeller der Serie „A“ waren mit Rücksicht auf ihren Zweck in ihrem Flächenver-hälfnis aber noch nicht über Ap/A=60% gesteigert worden, so dab Ergebnisse über die in der Praxis vielfach üblichen ganz völligen Schlepperschrauben noch nicht Vorlagen, bei den in Frage kommenden Versuchen von einer den sogenannten Buckauer Schrauben nachgebildeien Serie „M“ ausgegangen, deren Grundpropellermodell Nr. 7, aus welchem alle übrigen gesebmäbig abgeleitet wurden, in Abb. 7 dargestellt ist.

Dasselbe hatte, auf die Einheit von 1 m Durchmesser bezogen, folgende Konsfruktionsverhälfnisse:

D = äuberer Durchmesser .    . . = 1 000 mm

d = Nabendurchmesser .    .    .

H = (konstante) Steigung .    .    .

= Steigungsverhältnis . . =1,2

Aa/A = Verhältnis des abgewickelten

Flügelareals zur Diskfläche . = 0,872 Ap/A = Verhältnis des projizierten

Flügelareals zur Diskfläche . = 0,756 z = Anzahl der Flügel .    .

da = gröbte Flügeldicke am Umfang = 7,5 mm

Infolgedessen wurde

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*) Vergl. „Systematische Propeller-Versuche 1916“ des Verfassers (Verl. Straub-Berlin).

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allein, d. h. ohne Schiffsmodell in einer Tiefe der Wellenmifle unter der Wasseroberfläche gleich dem Propellerdurchmesser D = 150 mm bei der konstanten Fahrtgeschwindigkeit von 0,83 m/sec. unter Einhaltung verschiedener Tourenzahlen untersucht. Die Diagramme der Ergebnisse sind (nur beispielsweise) für die Propeller 7, 8 und 9 in Abb. 8—10 in Form der Schubkonstanten

Cl =

n² D²H² ’ der Momentenkonsianten

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und des Propellerwirkungsgrades S.Ve

2 7r n M

als Funktion des nominellen (tatsächlichen Slips)

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n H — Ve

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Abb. 5. Schlepper mit Sohlenschufeplaffe am Ruder

Die Erzeugende der Propellerdruckseite war geradlinig und unter 8 ⁰ zur Drehachse nach hinten geneigt.

Aus diesem Grundpropellermodell Nr. 7 wurden unter genauer Einhaltung aller sonstigen Konstruktionsverhältnisse, insbesondere der Flügelform und des abgewickelten Flügelareals weitere Propeller mit anderen (ebenfalls konstanten) Steigungen systematisch abgeleitet und nach der in der Königl. Versuchsanstalt für Wasserbau und Schiffbau, Berlin, üblichen Methode, welche bereits in den „System. Prop.-Vers. 1916“ S. 2 ausführlich dargestellt worden ist, zunächst für sich

graphisch aufgetragen.

Hierin bedeuten:

S — Propellerschub in kg;

M = Propellerdrehmoment in mkg; n = Turenzahl pro Sekunde;

D = Durchmesser in m;

H = nominelle (konstante) Steigung der Flügeldruckseite in m;

Ve = Fahrtgeschwindigkeit des Propellers in m/sec. gleich nomineller Zufluggeschwindigkeit des Wassers in den Propeller beim Arbeiten desselben hinter dem Schiff, gleich Schiffs-geschwindigkeit, vermindert um den Nachstrom.

Auger den bereits erwähnten Konstanten sind in den Diagrammen Abb. 8 — 10 noch die Werte von (1 — sn) eingetragen, welche einen ungefähren Magstab für die Beurteilung des Wirkungsgrades eines bei hohen Slipverhältnissen arbeitenden Pro-

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C.W.L.

Abb 6. Sohlenschufeplatte am Gegenpropeller

eingesetzt wer-

27r

pellers liefern würden, wenn die vielfach übliche (fälschliche! Annahme begründet wäre, da| die Beziehung zwischen Drehkraft am Radius 1 zum Propellerschub S bei großem Zustrom-(Slip-)Winkel des eintreienden Wassers zur Ebene des Pro-pellerblaties unter Vernachlässigung des Eigenwiderstandes des letzteren und jedweder anderen Verluste, durch einfache Kräfiezerlegung an-

nähernd mit dem Verhältnis den darf:

Slipverhältnissen den (1—sn)-Graden in ungefährer Weise an, lassen sonst aber keinen gesefe-mätpgen Zusammenhang mit diesen, mit dem nominellen Slip zusammenhängenden Werten erkennen.

Die durch die Bassinversuche festgestellten Resultate der einzelnen Modellpropeller, welche zunächst in der durch die Diagramme Abb. 8—10 gekennzeichneten Art graphisch aufgeiragen wurden, sind für die Zwecke der Praxis gleich nach folgenden Gesichtspunkten weiter ausgewertet worden.

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Abb. 7. Dreifliigliges Grundpropellermodell Nr. / der Serie „M“ £> = 1000 H/D — 1,2 AajA = 0,872 AplA = 0,755

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Wie aus dem Verlauf der Wirkungsgradkurven v5p zu ersehen, passen sich jene nur bei den hohen

Beim Vergleich der Wirkungsgrade zweier verschiedener Propeller für einen bestimmten vorliegenden Konstruktionsfall sind die ersten Bedingungen, datj die Schrauben bei gleicher Geschwindigkeit denselben Schub erzeugen. Wie bereits in den „System. Prop.-Vers. 1916“ S. 28 näher ausgeführi worden ist, darf man hierbei bei einem Propeller von bestimmtem Modell von den beiden Variablen D = Turenzahl nur eine festlegen, womit die andere eindeutig bestimmt ist, d. h. der betreffende Propellerschub S kann bei der betreffenden Geschwindigkeit Ve sowohl mit einer Schraube von

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großem Durchmesser und niedriger Turenzahl wie mit einer solchen von kleinem Durchmesser und hoher Turenzahl erzielt werden.

Ist der Propellerdurchmesser gegeben (beschränkt), so liegt in obigem Falle ein ganz bestimmter Wert für den sogenannten Durchmesserbelastungsgrad

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Führt man daher für die Versuchsergebnisse sämtlicher Modellpropeller der Serie „M“ mit den verschiedenen Steigungsverhältnissen H/D = 0,6 bis 1,4 eine Auswertung bei gleichen Werten von

durch und trägt die Resultate, insbesondere

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die Wirkungsgrade riP und den nominellen Slip sn, wie dies in den Diagrammen Abb. 11 geschehen ist, als Funktion dieses Durchmesserbelastungsgrades graphisch auf, so hat man einen unmittelbaren Vergleich der ganzen Propellerserie bei gleichem Schub S, gleicher Geschwindigkeit Ve und gleichem Durchmesser D und kann das für einen bestimmten Fall zweckmäßigste Steigungsverhälinis aus den Wirkungsgradkurven unmittelbar entnehmen. Außer dem Slip ist in den betreffenden Diagrammen noch

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eine Serie von Kurven der Werte Cs =

Ve

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Aus dem Slipgrad kann schließlich auch bei dem betreffenden Belastungsgrad die Turenzahl des gewählten Propellers pro Sekunde zu

zeichnet, welche den sogenannten Slipgrad dar-stellen und einen relativen Maßstab für das Verhältnis der Umfanggeschwindigkeit des Propellers zur Fortschrittsgeschwindigkeit ergeben.

n = Cs.

Ve

rechnerisch ermittelt werden.

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Ist anderseits die Propellerturenzahl n gegeben, der Durchmesser D dagegen noch freigestellt, so liegt nach den Ausführungen in den „System. Prop.-Vers. 1916“ S. 42 ein ganz bestimmter Wert für den sogenannten Turen-belasiungsgrad

C„ = |/s.—

fest.

Führt man daher in ähnlicher Weise wie oben für die Versuchsergebnisse sämtlicher Modellpropeller der Serie „M“ mit den verschiedenen Steigungsverhältnissen H/D = 0,6 bis 1,4 eine Auswertung bei gleichen Turenbelastungsgraden durch und trägt die Resultate, insbesondere die Wirkungsgrade vjp, den nominellen Slip sn sowie den Slipgrad Cs nach Maßgabe der Diagramme Abb. 12 als Funktion der Werte

c„ = |/s.—

Ve²

graphisch auf, so hat man einen unmittelbaren Vergleich der ganzen Propellerserie für gleichen Schub S, gleiche Geschwindigkeit Ve und gleiche Turenzahl n und kann das zweckmäßige Steigungsverhältnis H/D aus den Wirkungsgradkurven unmittelbar entnehmen. Durch den zugehörigen Slipgrad

Belastung wählen muß, wegen des beschränkten Tiefganges des Schleppers von 1,5 m nicht über 1,35 m betragen darf. Der Eigenwiderstand des Schleppers bei 5 km/stde Geschwindigkeit sei durch einen Schleppversuch zu W = 40 kg ermittelt, so daß der tatsächliche Gesamtwiderstand, welchen die Schraube beim Schleppen überwinden muß, gleich Z + W = 1460 + 40 = 1500 kg beträgt. Infolge des Soges, den der Propeller beim Arbeiten hinter dem Schlepper ausübi, muß der erforderliche Schraubenschub S um einen gewissen Betrag größer sein als der Gesamtwiderstand, nämlich

Z + W

1 — t

t = Sogziffer, auf Grund ähnlicher Versuche zu 0,10 angenommen.

1500 0,90

Die verlangte Schleppgeschwindigkeit Vs soll 5 km/stde =Vm= 1,39 m/sec. sein. Die nominelle Zuflußgeschwindigkeit des Wassers in den Propeller beträgt unter Berücksichtigung des Nachstroms

Ve = Vm (1— w);*)

w = Nachstromziffer, auf Grund ähnlicher Versuche zu 0,15 angenommen.

nD

Cs = —

Ve

ist schließlich auch der Propellerdurchmesser zu

Ve

D = CS.-

./. Ve = 1,39.0,85 = 1,180 m/sec.

Mithin ergibt sich der vorliegende Durchmesserbelastungsgrad der Schraube zu

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Cd =

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1,35 .1,180

= 25,63.

eindeutig bestimmt.

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Hierfür bestimmen die Diagramme Abb. 11 den besten Wirkungsgrad yjp = 0,262 für ein Steigungs-0,8 und einen diesem leßteren

Verhältnis H/D zugeordneten Slipgrad

Projekt.

ball a: Ein Einschrauben-Dampfschlepper von 19 m Länge, 5,3 m Breite und 1,5 m Tiefgang soll bei einer Schleppgeschwindigkeit von 5 km/stde. einen nußbaren Trossenzug Z=1460 kg leisten. Es sei die Bedingung gestellt, daß die Schraube nicht unter die Kielsohle schlägt und die Ausführung eines Tunnelhecks aus konstruktiven Gründen zu vermeiden ist.

Verlangt sei die Dimensionierung des zweckmäßigsten Propellers durch Auswertung der Versuchsdiagramme Abb. 11 und 12 der systematisch voneinander abgeleiteten Modellpropeller der Serie „M“ mit den verschiedenen Steigungsverhältnissen von H/D = 0,6 bis 1,4. Ferner sollen für die gestellten Bedingungen die Turenzahl sowie die erforderliche Leistung der Maschine zu bestimmen sein.

Zunächst ergibt sich aus konstruktiven Gründen, daß der größte zulässige Schraubendurchmesser, den man in diesem Falle bei der großen

Cs = —- = 4,50.

Vc

Die zweckmäßigste Steigung H müßte demnach gleich D . h = 1,35 . 0,8 = 1,08 m betragen. Die Turenzahl ergibt sich aus dem Slipgrad

nD    1,180

Cs =-= 4,50 zu n = 4,j0 —;

Vc

= 3,933 pro Se-

künde = ns =236 pro Minute.

Die erforderlichen abgebremsten Wellenpferdestärken würden gleich

WPS =

SPS

sein.

SPS = Propellerschubpferdestärken

S .Ve

75

1670.1,180

75

= 26,3 PS.

*) Vergl. „System. Prop Vers. 1916“ S 6

0,262

= 100,3.

Die indizierten Pferdestärken betragen daher bei einem angenommenen Wirkungsgrad der Maschine von -/]m= 0,85:

IPS

WPS 100,3

= 118.

0,85

Schließlich ergibt sich als sogenannten Sehleppgütegrad, d. h. als Verhältnis des nußbaren Trossenzuges in kg zu den indizierten Pferdestärken:

Z/IPS =

1460

118

= 12,38 kg/PS.

Führt man unter Einhaltung der gleichen Kon-siruktionsbedingungen ähnliche Rechnungen bei Wahl der anderen Steigungsverhältnisse von H/D = 0,6 bis 1,4 durch, so ergeben sich für den durchweg gleichen Durchmesserbelastungsgrad Cd = 25,63 die in Tabelle 1 zusammengestellten Resultate. Wie daraus zu ersehen, erreichen die reinen Propellerwirkungsgrade y]p bei Steigungsverhältnissen von H/D = 0,8 — 0,9 ihren Maximalwert von 0,262. Bei Wahl des Steigungsverhältnisses von H/D — 0,6 fällt der Wirkungsgrad bis auf riP = 0,247 und bei Wahl von H/D = 1,4 bis auf rm — 0,234, d. h. im ersten Falle um etwa 6 Prozent, im anderen um etwa 11 Prozent gegenüber dem günstigsten. Die gleichen relativen Unterschiede weisen naturgemäß auch die in Spalte 6 der Tabelle eingetragenen Werte für den Schleppgüte-orad Z/IPS auf.

Propeller von verhältnismäßig kleinem Steigungsverhältnis den besten Wirkungsgrad erreicht, und daß Steigungsverhältnisse über H/D = 1 entschieden ungünstiger arbeiten müssen, und zwar in einem um so höheren Grade, je größer dieselben gewählt werden. Ein weiterer Nachteil, der in diesem Fall bei Wahl von Propellern mit großen Steigungsverhältnissen verbunden ist, besteht darin, daß mit denselben, wie durch einen Vergleich der Werte in Spalte 1 und 4 ersehen werden kann, niedrigere Turenzahlen einzuhalien sind, die ihrerseits wieder eine schwerere und daher teuere Antriebsmaschine erforderlich machen. Die Verhältnisse liegen daher bei diesen Schleppern gerade umgebe i f

nicht du ch Tro

ten Schiffen, bei welchen fast durchweg bei Wahl niedrigerer Türen und der dadurch bedingten Propeller mit höheren Steigungsverhältnissen eine Verbesserung des Propellerwirkungsgrades erreichbar ist. Der Grund hierfür mag darin gesucht werden, daß die Propeller gewöhnlicher Schiffe eben unter bedeutend geringeren Durchmesserbelastungsgraden

¹ rc

U)

cd =

, d. h. nzüge b laste-

KS

Tabelle 1.

Einschraubendampfschlepper. Resultate für Z = 1460 kg Trossenzug bei 5 km/slde. Schleppgeschwindigkeit und beschränktem Propellerdurchmesser von D = 1,35 m.

H/D

Cs

ns

(min)

IPS

Z/IPS

(NC’lxMnOt'tOO'

o © o o •fr- o; to o o oo Vi oi

0,247

0,259

0,262

0,262

0,258

0,253

0,247

0,241

0,234

co — or^-cooo^Bo

ifioio-ohino-ifT ^ 't Co" 03 cn" CD CD

*—¹ CN 04 O-T CsT

11,93

11,67

11,37

11,01

Es dürfte besonders interessant sein, dag hiernach bei dem vorliegenden hohen Belastungsgrad, wie er durch den verlangten groben Trossenzug bei dem im Maximum statthaften kleinen Propellerdurchmesser und der niedrigen Schleppgeschwindigkeit bedingt wird, gerade ein

D.Ve

arbeiten, d. h. bei größeren (nicht durch den Tiefgang beschränkten) Durchmessern und höheren Eahrtgeschwindigkeilen einen nur zur Ueberwindung des Schiffseigenwiderstandes erforderlichen, verhältnismäßig viel kleineren Schub auszuüben brauchen. Die Richtigkeit dieser Schlußfolgerung, auf welche an dieser Stelle der Einheitlichkeit des behandelten Gegenstandes wegen nicht weiter eingegangen werden soll, läßt sich aber schon aus dem Verlauf der in den Diagrammen Abb. 11 aufgetragenen Wirkungsgradkurven der Propeller der Serie „M“ nachweisen, die wegen ihrer großen Flächenverhältnisse zwar nicht für freifahrende Schiffe geeignet sind, aber troßdem doch bei kleinen Belastungsgraden Cd eine deutliche Ueberlegenheit der höheren Steigungsverhältnisse erkennen lassen. Allerdings kann unter Umständen auch bei Schleppern, besonders Bugsierdampfern, deren Dienstbereich sich auf ein ausgedehntes Arbeitsgebiet erstreckt, der Wunsch bestehen, die Propeller nicht allein im Hinblick auf einen im Maximum erreichbaren guten Propellerwirkungsgrad für den Schleppzustand zu dimensionieren, sondern dabei außerdem auch noch zwecks Erzielung einer guten Bewegungsmöglichkeit verlangt sein, die Verhältnisse bei Freifahrt entsprechend zu berücksichtigen, in welchem Falle zwischen den beiden auseinander strebenden Anforderungen notwendigerweise ein Kompromiß gezogen werden muß.

Fall b: Der betreffende Dampfschlepper soll unter Einhaltung der ad a gestellten Konstruktionsbedingungen als Doppelschrauber ausgeführt werden.

Auch in diesem Falle wird man, wie vorhin, wegen des vorliegenden hohen Belastungsgrades bestrebt sein, die Propeller mit dem aus konstruktiven Gründen gröbtmöglichen Durchmesser von D = 1,35 m auszubilden. Da jedoch der zur Lieberwindung des Gesamtwiderstandes erforderliche Propellerschub S = 1670 kg von beiden Schrauben gleichzeitig zusammen ausgeübt werden kann und infolgedessen auf eine derselben nur die Hälfte des früheren entfällt, so hat der Durchmesserbelastungsgrad den Wert von

Cd

V\Abl°

D.Ve

= 18,14.

1,35.1,180

Hierfür ergeben die Diagramme Abb. 11 einen günstigsten Wirkungsgrad vjp = 0,338 für ein Steigungsverhältnis von H/D = 0,9 und einen diesem lebteren zugeordneten Slipgrad

auf möglichste Brennsfoffersparnis unter allen Umständen gelegt wird.

Es läbt sich nun allerdings, wie in folgendem näher ausgeführt werden soll, für den Doppelschrauber bis zu einer gewissen Grenze auch ein Kompromib zwischen den beiden auseinanderstrebenden Anforderungen: möglichst hohe Turenzahl bei noch günstigem, dem Einschrauber überlegenem Propellerwirkungsgrad schlieben. diesem Zweck sind in Tabelle 2 zunächst die Ergebnisse von Auswertungen ähnlicher Art auf Grund der Diagramme Abb. 11 für sämtliche Steigungsverhältnisse von H/D = 0,6—1,4 unter Einhaltung sonst gleicher Konstruktionsbedingungen zusammengestellt, wobei durchweg mit demselben

Tabelle 2.

Zu

Cs =

Ve

= 3,16,

Doppelschraubendampfschlepper.

Resultate für Z = 1460 kg Trossenzug bei 5 km/stde. Schleppgeschwindigkeit und beschränktem Propellerdurchmesser von D = 1,35 m.

so da& die erforderliche Turenzahl n = Cs . —-

= 3,16 .

1,180

3p

Cs

ns

IPS

1,35

= 2,764 pro Sekunde = ns = 166

(min)

Z/IPS

pro Minute beträgt. Unter Annahme gleicher Sog-und Nachstromverhältnisse und demzufolge gleicher Propellerschubpferdestärken wie beim Einschrauber mühten beide Maschinen zusammen eine abgebremste Wellenleistung von

SPS 26,3

WPS

3p

0,388

= 77,9

hergeben und

(NrO^iD'ONCOO'

p p p p p    p    p    p    p

co    co    co    co    co

CO    CO    co    to    o

Ul    OO    o>    O    -^l

CN ^ CN

CO CN    rl

CO CO CO CO

JO JO jo JO JO JO CO CO 42. >*»■ cn    -'jiVi To

00t0-ju<0^-.fc.~-

tOWW+.U'O'vlolo O'i—*oou * cn o o o —

14,48

15,51

15,85

15,93

15,80

15,66

15,27

14,94

14,72

IPS= —

WPS 77,9

-= 91,7 Pferdestärken

0,85

indizieren. Der Schleppgütegrad Z/IPS schließlich beträgt für diesen Fall

Propellerdurchmesser von D = 1,35 m und infolgedessen mit dem gleichen Durchmesserbelastungsgrad von

Cd =

|/|s

18,14

1460 91,7

Derselbe ist dem beim Einschrauber unter günstigsten Verhältnissen erreichbaren von 12,38 kg/IPS also um etwa 29 Prozent überlegen, wofür allerdings folgende Nachteile mit in Kauf genommen werden müssen.

Abgesehen von der Zweiteilung der Maschinenanlage und der damit verbundenen höheren Kosten für Anlage, Betrieb und Unterhaltung wird außerdem noch das Gewicht derselben namentlich deswegen wesentlich gröber als beim Einschrauber    bis zu ns = 221 bei H/D = 0,6 erreichen, haben

sein, weil statt der günstigsten hohen Turenzahl    aber ebenfalls einen Abfall des Schleppgütegrades

von ns = 236 pro Minute die niedrige von 166 einzuhalten ist, so daß diese Nachteile bei kleinen Maschinenleistungen die entschiedene Ueberlegen-heit der Propulsion teilweise wieder aufheben können, wenn nicht gerade ganz besonderer Wert einem Kompromiß und Wahl eines Sfeigungsver-

= 15,93 kg/IPS.

D.Ve

gerechnet worden ist.

Die Tabelle zeigt, dab die Wahl höherer Steigungsverhältnisse über H/D = 0,9 hinaus unpraktisch wäre, da hierbei mit immer kleiner werdenden Türen und daher schwereren Maschinen gerechnet werden mub und trobdem keine Verbesserung, sondern im Gegenteil sogar noch eine Verschlechterung des Wirkungsgrades der Propulsion zu erwarten ist. Kleine Sieigungsverhältnisse wiederum lassen zwar den Vorteil höherer Türen

bis zu Z/IPS

17 Prozent höher ist als derjenige, welcher mit ns = 236 Türen unter günstigsten Verhältnissen mit dem Einschrauber erzielt werden kann. Bei

14,48 zur Folge, der nur noch etwa

hältnisses von H/D = 0,8 beträgt die Ueberlegen-heif bei ns=179 Türen und Z/IPS 15,85 sogar etwa 28 Prozent. Es geht aus diesen Untersuchungen hervor, daß bei so hohen Belastungsgraden, wie sie in dem betreffenden Fall vorliegen, die Doppelschraubenausführung zwar unter allen Umständen eine Verbesserung des Wirkungsgrades der Propulsion dem Einschrauber gegenüber zur Folge haben wird, inwieweit die dabei in Kauf zu nehmenden niedrigeren (ungünstigeren) Türen jedoch den erzielbaren Vorteil wieder herabdrücken, ist in erster Linie eine Frage des Verhältnisses des Anlagekapitals, bzw. dessen Verzinsung und Amortisation zu den Brennstoff- und sonstigen Betriebskosten und kann versuchstechnisch nicht entschieden werden. Wohl aber geben die betreffenden Versuchsdiagramme dem Konstrukteur die erforderlichen Unterlagen dafür, um in einem besfimmten vorliegenden Fall ein Bild über die zu erwartenden Verhältnisse zu gewinnen und den notwendigen Kompromiß mit Sicherheit schließen zu können.

Bei der Beschaffung von Schleppern für den Rhein-Weser-Kanal wurde nach anfänglichen Versuchen mit Doppelschraubern dieser kleinen Ma-schinenleisfungen von IPS = 120 indizierten Pferdestärken von der Wahl der Zweischraubenanordnung aus dem Grunde Abstand genommen, weil Befürchtungen Vorlagen, daß die seitlich angebrachten exponiert liegenden Propeller an den Böschungen Beschädigungen erfahren könnten. Um jedoch den Vorteil des beim Doppelschrauber erreichbaren kleineren Belaslungsgrades und die damit verbundene Wirkungsgradverbesserung auch beim Einschraubenschlepper wenigstens teilweise zu erreichen, entschied man sich dazu, für das Fahrzeug einen größeren Tiefgang zuzulassen, so daß bei geringer Tunnelausbildung des Hecks die Wahl eines Propellers von D = 1,63 m Durchmesser ermöglicht wurde.

Fall c: Für den betreffenden Einschraubendampfschlepper soll unter Einhaltung der ad a gestellten Konstruktionsbedingungen die Wahl eines Propellerdurchmessers von D = 1,63 m statthaft sein. Hierbei liegt nach obigem ein Durchmesserbelastungsgrad

zu rechnen hat. Unter Annahme gleicher Sog-und Nachstromverhältnisse wie im Fall a und demzufolge gleicher Propellerschubpferdestärken müßte die Maschine eine abgebremste Wellenleistung von

WPS

SPS 26,3

3p

—— = 87,3 0,302

hergeben und WPS

IPS =

87,3

0,85

= 102,4 Pferdestärken

indizieren. Der sogenannte Schleppgütegrad schließlich beträgt

1460 102,4

d. h. nur noch etwa 12 Prozent weniger als beim Doppelschrauber unter günstigsten Verhältnissen bei ungefähr denselben Türen, und annähernd 15 Prozent mehr als bei dem Einschraubenschlepper mit dem Propeller von bestem Steigungsverhältnis, aber dem kleineren Durchmesser von nur 1,35 m. Allerdings muß bei Wahl der großen Schraube mit der niedrigen Turenzahl von ns = 168 pro Minute gerechnet werden, während dieselbe bei der kleinen ns = 236 betragen darf. Für die anderen Steigungsverhältnisse des großen Propellers vom Durchmesser D 1,63 sind die auf ähnlicher Weise wie oben ermittelten Werte in Tabelle 3 zusammengestellt.

Es geht daraus hervor, daß ebenso wie beim Doppelschrauber größere Steigungsverhältnisse

Z/1PS =

= 14,25 kg/PS

Ta b e 11 e 3.

Einschraubendampfschlepper. Resultate für Z = 1460 kg Trossenzug bei 5 km/stde. Schleppgeschwindigkeit und beschränktem Propellerdurchmesser von D = 1,63 m.

H/D

3p

Cs

ns

(min)

1PS Z/1PS

Cd =

l/S

j/1670

D.Ve

= 21,24

1,63.1,180

vor. Der günstigste Propellerwirkungsgrad ergibt sich unter diesen Verhältnissen nach den Diagrammen Abb. 11 zu vjp = 0,302 für das Steigungsverhältnis H/D = 0,8, wobei der diesem leßteren zugeordnete Slipgrad

^ 'Lo 'to    o oo Vj ON

O'^cNt—ioo-*foo>—iin t— O'OOOO'COOOt'-(NNcnco^NOJCNIN

cf cf cf cf cT cT cf cf cf

inroNoooiooiocN

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KJOMUlUtOW^O "ui • Ln "oo "oo 1p» o

NNinCNNOCOOT) »—'OCNCMOCOlDCnJO CO T*r ^    ^ ^ cn oT

nD

Cs= — = 3,87

Ve

beträgt, so daß man mit einer Turenzahl von 1,180 1,63

n = Cs.

Ve

= 3,87 .

= 2,80 pro Sekunde

= ns= 168 pro Minute

als H/D = 0,8 für praktische Zwecke nicht in Befracht kommen, da mit denselben schlechtere Schleppgütegrade und dabei außerdem noch niedrigere (ungünstigere) Türen verbunden sind. Sucht man anderseits die leßteren durch Wahl der kleineren Steigungsverhältnisse von H/D = 0,7 und H/D = 0,6 zu vergrößern, so daß sie nach Spalte 4 auf ns = 184 bzw. 206 kommen, so ist

Für die anderen Steigungsverhältnisse von H/D = 0,6 —1,4 sind die auf gleiche Weise aus den Diagrammen Abb. 12 ermittelten Werte unter Ein-

hierbei wiederum ein Abfall des Schleppgüfe-grades auf Z/IPS = 14,02 bzw. 13,17 kg/PS in Kauf zu nehmen. Für einen Kumpromib würde in diesem besonderen Falle aber nicht das absolut günstigste Leitung derselben Konsiruktionsbedingungen, ins-Sieigungsverhälinis von H/D das von H/D

sich die höhere Turenzahl von ns = 184/min. und lastungsgrades ein Schleppgütegrad von Z/IPS = 14,2 kg/PS erzielen läbb der dem mit der kleinen Schraube von D = 1,35 m im Maximum erreichbaren von Z/IPS =

12,38 kg/PS immer noch um mehr als 13 Prozent überlegen ist.

0,8, sondern eher    besondere der gleichen Turenzahl ns= 200/min.

0,7 in Frage kommen, mit welchem    und infolgedessen auch des gleichen Turenbe-

F a 11 d: Der betreffende Einschraubenschlepper soll wie vorhin bei 5 km/stde Schleppgeschwindigkeit einen nubbaren Trossenzug Z = 1460 kg ausüben. Dabei sei mit Rücksicht auf die Bau

Cn = r 5 . —

Ve²

in Tabelle 4 zusammengestellt.

Ein Vergleich der Werte Spalte 4 und 6 ergibt ein anschauliches Bild über den Abfall des Schleppgülegrades Z/IPS mit Verkleinerung des Propellerdurchmessers D. In ähnlicher Weise, wie

97,7

ausführung, insbesondere das Gewicht der Maschine eine Turenzahl ns = 200/min. einzuhalten, die Wahl des Durchmessers dagegen nicht durch Tiefgangsverhältnisse beschränkt.

Tabelle 4.

Einschraubendampfschlepper.

Resutafe für Z = 1460 kg Trossenzug bei 5 km/stde Für diesen Fall eignen sich die in Abb. 12 Schleppgeschwindigkeit und verlangter Turenzahl als Funktion des Turenbelastungsgrades

von ns = 200/min.

Cn = J/S .

Ve²

aufgetragenen Diagramme der Propeilerserie „M“ zur beguemen Auswertung.

Die Turenzahl n pro Sekunde beträgt 3,33, mithin bei Annahme gleicher Sog- und Widerstandsverhältnisse wie ad a bis c,

Cn = l/S.-^- = 11670 .

Ve

3,33

1,180²

= 97,7.

Durch diesen Wert des Turenbelastungsgiades Cn wird nach den Diagrammen Abb. 12 der beste Propellerwirkungsgrad rjp = 0,286 für das Steigungsverhältnis H/D = 0,7 und ein diesem zugeordneter Slipgrad

Cs-

Vc

= 4,37

bestimmt. Aus lebterem ergibt sich der erforderliche Propellerdurchmesser zu

H/D

3p

Cs

(m)

IPS

Z/IPS

1,655

1,549

1,475

1,417

1,364

1,325

1,286

1,249

1,222

109,3

108,2

110,1

113,8

119,0

124.3 130,0

136.3

143,3

13,35

13,50

13.26 12,83

12.27 11,74 11,23

sich jedoch in den früheren Fällen bei gegebenem bzw. gewähltem Durchmesser eine ganz bestimmte Turenzahl als die günstigste heraussfellte, ist in dem zulefet untersuchten, d. h. bei gegebener Turenzahl, ein ganz bestimmter Durchmesser, nämlich D = 1,549 m als der vorteilhafteste anzusehen, dessen Vergröberung, nach dem Resultate Zeile 1 zu urteilen, keine weitere Verbesserung des Gütegrades mehr mit sich bringt.

Durch die obigen Zahlenbeispiele sollte in eister Linie nur die Methode veranschaulicht werden, nach welcher eine Auswertung der Versuchsdiagramme Abb. 11 u. 12 der systematisch für sich allein, d. h. ohne Schiffsmodell untersuchten Propeller der Serie „M“ in einem bestimmten vorliegenden Konstruktionsfall ausgeführt werden kann. Dabei ist zunächst die stillschweigende Annahme gemacht worden, dab die Verhältnisse trob Sog- und Nachstrombeeinflussung, die allerdings auch bereits in den betreffenden Rechnungen zum Teil berücksichtigt worden sind, absolut oder doch wenigstens relativ genommen dieselben bleiben, wenn der Propeller hinter dem Fahrzeug arbeitet. Um hierüber genaueren Aufschluß zu gewinnen,

Ve

1,180 3,33

und mithin die Steigung zu H = h . D = 0,7.1,549 = 1,084 m. Die abgebremste Wellenpferdestärke beläuft sich auf

D = CS.

= 4,37 .

WPS =

= 1,549 m

SPS 26,3 0,286

3p

= 92

und die indizierte Leistung der Maschine auf WPS

IPS =

92

0,85

so dab sich ein Schleppgütegrad

Z/IPS =

1460

108,2

= 108,2,

= 13,50 kg/PS

ergibt.

wurden dieselben Modellpropeller von 150 mm Durchmesser, auch zusammen mit dem im Maß-stabe 1 : 9 ausgeführten Modell Nr. 386 a eines passenden Schraubenschleppers, dessen Linien in Abb. 13 dargestellt sind, untersucht.

Zu diesem Zweck wurde das Schleppermodell zunächst ohne Schraube in einem gewissen Bereich von Geschwindigkeiten geschleppt, um die Eigenwiderstände W des Schleppers zu bestimmen. Darauf wurde ein weiterer Versuch: Schleppermodell mit dem einzelnen Modellpropeller Nr. 7 von H/D = 1,2 und 150 mm Durchmesser (im Maß-stabe 1/a = 1/9, einem Schiffsschraubendurchmesser von 1,35 m entsprechend) ebenfalls für eine Reihe von Geschwindigkeiten in der Weise ausgeführt, daß man einen bestimmten Trossenzug Z

ly

21,30 m 19,00 „ 5,0 ) „ 2,20 1,50 .,

Länge über De:k . Länge -. d. Steven Breite ,    .

Seitenhöhe lief gang .    .    .    .

des Schleppers im Modellmaßsfab a,

durch

a³ /'

Belastung des Widerstandsdynamometers von vorneherein markierte und die Tourenzahl des Propellers bei der betreffenden Fahrgeschwindigkeit so regulierte, daß die Schraube einen gemessenen Schub S ausübte, der gleich dem, um den Sog vermehrten Eigenwiderstand W des Schleppers zusäßlich des Trossenzuges Z war. Bei diesem Verfahren befindet sich das Modell genau in dem gleichen schleppenden Zustande wie der Schlepper selbst, der durch Kähne mit dem betreffenden Trossenzug belastet wird.

Die Ergebnisse des Versuchs, der bei einem markierten konstanten Trossenzug von Z = 1460 kg ausgeführt wurde, sind in Abb. 14 dargestellt. Es läßt sich daraus entnehmen, daß*tür Vs = 5 km/stde Schleppgeschwindigkeit etwa n~= löl~Turen pro Minute Schleppgeschwindigkeit etwa ns = 181 Türen bei WPS = 107 abgebremsten Wellenpferdestärken oder unter Annahme eines Maschinenwirkungsgrades von

-r

./

3>n = 0,85, 1PS

WPS 107

I .inschra iben-Schlepper-Modell Nr. 386a mit flachem Heck und Doppelrudern

0,85

— 126 indizierten Pferden festgestellt worden sind, ein Resultat, welches sich mit dem in Tabelle 1 Zeile 5 aufgeführten des für sich allein untersuchten Modellpropellers Nr. 7 annähernd deckt.

Aehnliche Versuche, auf die später noch näher eingegangen werden soll, wurden mit den Propellern Nr. 8 und 9 von H/D = 0,9 bzw. 0,6 und D = 1,35 m Durchmesser zusammen mit demselben Schleppermodell für den gleichen konstanten Trossenzug von Z — 1460 kg ausgeführt. Auch in diesen beiden Fällen konnte eine genügend genaue relative Uebereinstimmung mit den Ergebnissen der für sich allein gefahrenen Modellschrauben nachgewiesen werden, ebenso wie bei denjenigen Versuchen, die mit dem betreffenden Schleppermodell als Doppelschrauber und Propellern Nr. 7 von D = 1,35 m Durchmesser und schließlich auch noch mit demselben als Einschrauber, aber vergrößertem Propellermodell

Abb 13

ii

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\

Vt

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( Scfitepper mit HGO £cj Jrosscn znp )

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Nr. 7 von D = 1,63 m Durchmesser vorgenommen wurden.

Alle diese Versuche: Schleppermodell mit Schrauben wurden ferner nicht allein für den be-zeichneten konstanten Trossenzug von Z = 1460 kg, welcher durch die Konstruktion gegeben war, sondern auch bei dem kleineren von 1165 kg und größeren von 1750 kg ausgeführt, um hierdurch Daten über das Arbeiten der Propeller bei niedrigeren und höheren Belastungsgraden zu gewinnen. Von den zugehörigen Ergebnissen werden in Abb. 15 und 16 nur beispielsweise noch die mit dem kleineren Propeller Nr. 8 und 9 von 1,35 m Durchmesser für Z = 1460 kg Trossenzug ermittelten in Form von Diagrammen gebracht, während weitere der besseren Uebersicht wegen in folgendem gleich zahlenmäßig zusammengestellt sind. Die zunächst in Tabelle 5 aufgeführten Versuchsresultate beziehen sich auf den Einschraubenschlepper, Modell Nr. 386 a mit Propellern Nr. 7, 8 und 9 von D = 1,35 m Durchmesser und Steigungsverhältnissen H/D — 1,2, 0,9 und 0,6 bei Schleppgeschwindigkeit Vs = 4 und 5 und 6 km/stde. und Trossenzügen von Z = 1165, 1460 und 1750 kg. Aus denselben lassen sich folgende Schlußfolgerungen ziehen.

liegenden Konstruktionsfall, d. h. für Vs = •5 km/stde Schleppgeschwindigkeit und Z = 1460 kg Trossenzug der Propeller Nr. 8 mit dem Steigungsverhältnis H/D == 0,9 infolge des geringsten Aufwandes an Maschinenleistungen als der günstigste anzusehen, ein

Tabelle 5.

Versuchsresultate des Einschrauben-Schleppermodells Nr. 386a mit Propellern Nr. 7, 8 und 9 von D = 1,35 Jn Durchmesser und H/D = 1,2—0,9—0,6 Steigungsverhältnissen für verschiedene Trossenzüge Z in kg und Schleppgeschwindigkeiten Vs in km/stde.

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jü

Vs

ns

WPS

=u

km/std.

(kg)

(min.)

EPS/WPS

in °/₀

00

O'

Z/WPS

IPS

1)1 =

EP5/IPS o* in %_ ⁰

Z/IPS

Bei ein und demselben Propeller und gleichen Schleppgeschwindigkeiten fällt der in diesem Falle mit Schleppgütegrad bezeichnete Wert von Z/IPS, d. h. der nußbare Trossenzug pro indizierte Pferdestärke mit der Erhöhung des Trossenzuges in der aus Spalte 11 zahlenmäßig zu entnehmenden Weise ebenso wie der sogenannte Gesamtwirkungsgrad

EPS IPS

EPS sind hierbei die nußbaren Trossenzugpferdestärken ZPS, vermehrt um die effektiven Eigenwiderstandspferdestärken PSe des Schleppers zu verstehen. Bei der Errechnung der indizierten Pferdestärken IPS aus den beim Versuch feslge-stellten abgebremsten WPS ist in gleicher Weise wie früher wieder ein Maschinenwirkungsgrad

WPS IPS

der Pi opulsion rt\ =

(Spalte 10). Unter den

von 85 % angenommen worden.

Bei ein und demselben Propeller und gleichen Trossenziigen findet mit Steigerung der Schleppgeschwindigkeit zwar auch ein Abfall der Werte von Z/IPS statt, im Gegensaß zum vorigen Fall aber wachsen hierbei die Gesamtwirkungsgrade

EPS IPS

was darauf zurückgeführt werden muß, daß entsprechend den früheren Ausführungen auch bei gleichen Propellerschüben mit einer Verringerung des Belastungsgrades zu rechnen ist, wenn die Eahrtgeschwindigkeit erhöht wird.

Von den drei in Tabelle 5 zum Vergleich herangezogenen Schrauben ist im vor

der Propulsion 77j

im günstigsten Sinne,

O OO Qa Ul -t- CO tO 1—*

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“co

1 165 157,0 73,0 24,14 15,96 85,8 20,54 13,58

4    1 460 173,8 100,0 21,89 14,60 117,6 18,62 12,41 1 750 188,2 127,9 20,54 13,68 150,5 17,50 11,63

— 1165 163,8 78,o|28,3Q 14,94 91,7 24,07 12,71

5    1 4 60| 180,4 106,5|25,80| 13,71 |l 25,3| 21,93| 11,65

-O ►£»* ■—¹ -O UI O' o Ul CD CD LP CD

O CO “O O CO N O W

O. CO in' Cif CO co co . r-H

141,1

24,45 12,96 31,78 13,82 29,20 12,86 27,60 12,40

T' W .O Ü1 OJ O OO

o Tut To '00

20,78 11,02 27,00 11,74 24,81 10,93 23,45 10,54

10

11

12 i

13

14 8

0,9 5

1165

1 460

1 750

1 165

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Oa Ol CO OO

co

N'" cm' —' c4

CM IN CN CM

1 460 215,6 100,9 27,02

16,77 81,8 21,2314,24

15.45    111,2 19,55 13,13

14.46    142,3 18,30 12,29 15,58 88,0 24,96 13,24

14.47    118,7 22,96 12,30

15

16

17

18

19

20

21

22

1 750 231,8 128,4 25,56 1 165 203,6 80,0 33,16 1 460 223,8 107,6 30,70 1 750 239,6 136,3 29,00

1 165 4 1 460 1 750

1 165

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CM CN cn co

23,90

22,7 t

21,20

8 £ £ S Ö S 8 88

eo tc co cn o'vn'N*'N''

151,0 21,72 11,58 94,1 28,18 12,38 126,5 26,09 11,54 160,4 24,65 10,91

85,3 20,31 112,8 19,30 143,0 18,02 92,1 23,61

CO CM CM CM'

23 9 0,6    5 1460 282,0 103,2 26,52 14,15 121,3 22,54 12,03

24

25

26

27

1 750 303,6 129,8 25,01 1165 270,4 85,0 31,19 1 460 293,0 111,2 29,60 1 750 314,6 138,9 28,20

N O OO CN O CD CO

m o co o co o co o

1—1 o

co' co co c4

21,26

26,51

25,16

23,97

11,46

11,65

11,16

10,71

Resultat, welches sich ebenfalls mit dem bereits aus den Diagrammen Abb. 11 abgeleiteten in Tabelle 1 verzeichneten nicht nur relativ, sondern auch absolut ziemlich genau deckt. Da eine ähnliche Liebereinstimmung auch noch für den Propeller Nr. 7 mit H/D = 1,2 und schließlich auch für den Propeller Nr. 9 mit H/D = 0,6 zulrifft, so dürfte damit in genügender Weise gekennzeichnet sein, daß die aus den Diagrammen Abb. 11 und 12 abgeleiteten Werte keine wesentlichen Veränderungen mehr erfahren, wenn die Beeinflussung, welche der hinter dem Schiff arbeitende Propeller infolge

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Sog und Nachstrom offenbar noch erleidet, nictd nur auf Grund von schäßungsweisen Annahmen derselben, sondern auch durch einen Schleppversuch: Schiffsmodell mit Schrauben nachgeprüft wird. Geringe Unterschiede, die dabei in den Turenzahlen zutage treten, können auf die Veränderlichkeit des bei verschiedenen Steigungsverhältnissen nicht konstanten Nachstroms zurückgeführt werden.

Die Aufgabe zur Bestimmung der zweckmäßigsten Propellerdimensionen für einen vorliegenden Fall tritt bei Schleppern an den Konstrukteur oft in einer anderen Form heran, als sie bei den Auswertungen der Diagramme Abb. 11 und 12 erörtert wurde, insofern als für die verlangte Geschwindigkeit meistens der erreichbare Propellerschub bzw. Trossenzug noch unbekannt ist, dagegen aber der Wunsch besteht, ein bestimmtes Maschinenmodell zu verwenden, welches seine volle Leistung bei einer bestimmten Turen-zahl abgeben kann, so daß nur noch die Frage zu entscheiden bleibt, mit welchem Propeller es unter diesen Umständen möglich* sein wird, den besten Wirkungsgrad und demzufolge auch den größten Trossenzug zu erzielen.

Um auch für diese Verhältnisse die erforderlichen Unterlagen zu liefern, ist in den Diagrammen Abb. 17 eine weitere (andere) Auswertung der Versuchsergebnisse der Propellerserie „M“ als Funktion des sogenannten Turenmoment-g r a d e s

Gütegrad durch Auswertung der Diagramme Abb. 17 der Versuchsergebnisse der Propellerserie „M“.

Unter Annahme eines Maschinenwirkungsgrades •/]m =0,85 stehen in diesem Falle

WPS = IPS . rjm— 120.0,85 — 102

abgebremste Wellenpferdesiärken zur Verfügung. Mithin beträgt unter Vernachlässigung der Laufund Drucklagerreibung der Wellenleitung bei n s = 180 Türen pro Minute = n 3 Türen pro Sekunde das Drehmoment

WPS. 75    102.75

2 7T . 3

406 mkg,

2 7r n

so daß für Vs = 5 km/slde Schleppgeschwindigkeif oder einer nominellen Zuflußgeschwindigkeit des Wassers in den hinter dem Fahrzeug arbeitenden Propeller von Ve = l,80 m/sec (entsprechend einer Nachstromziffer von w = 0,15) ein Turenmoment-grad von

Cnm — n .

Vc⁵

vorliegt.

Für diesen Wert von C

406

1,180⁵

= 16,85

bestimmen die Diagramme Abb. 17 den günstigsten reinen Propellerwirkungsgrad yj p= 0,291 für das Steigungsverhältnis von H/D = 0,7 und einen diesem leßteren zugeordneten Slipgrad

Ve⁵

Cs=-= 4,295.

Ve

(vergl. „S. P. V. 1916", S. 57) vorgenommen worden.

Für einen bestimmten Wert des leßteren, d. h. gegebenes Drehmoment, gegebene Türen und Geschwindigkeit, läßt sich aus dem Verlauf der r(P-Kurven sowohl die absolute Größe des erreichbaren günstigsten Wirkungsgrades als auch das diesem zugeordnete Steigungsverhältnis H/D ohne weiteres entnehmen und aus dem entsprechenden Slipgrad

Hieraus läßt sich der erforderliche Propellerdurchmesser zu

D = CS.

Vc

1,180

= 4,295 . n    3

= 1,689 m

und die Steigung zu

H = h . D = 0,70.1,689 = 1,83 m

Cs =

Vc

der Propellerdurchmesser zu

D = CS.

Vc

berechnen.

Die Propellerschubpferdestärken betragen SPS = WPS . vjp = 102.0,291 = 29,7 und der effektive von der Schraube erzeugte Schub SPS . 75    29,775

1,180

Ve

= 1 889 kg.

wie aus diesem die Steigung zu H stimmen.

h.D be-

Zahlenbeispiel : Für den betreffenden Einschraubenschlepper von 5 km/sfde Schleppgeschwindigkeit soll eine Maschine vorgesehen sein, welche ihre volle Leistung von IPS = 120 indizierten Pferdestärken gerade mit ns = 180 Türen pro Minute abgeben kann.

Verlangt seien die zweckmäßigsten Propellerdimensionen sowie deren Wirkungs- und

Leßterer ist nach früheren Ausführungen gleich der Summe aus dem nußbaren Trossenzug Z und dem Schleppwiderstand W, vermehrt um den Propellersog:

Z + W 1 —t ’

./.Z = S(1 — U — W;

Sogziffer t wieder mif 0,10 und Schleppereigenwidersand W mif 40 kg eingeseßt, ergibt

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Abb. 17

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(?„m - H V^L

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Z = 1889.0,9—40 = 1660 kg. Somit beträgt der Schlepp gütegrad schlieblich

Z/IPS =

1660

120

= 13,83 kg PS.

Nimmt man eine gleiche Auswertung der Diagramme Abb. 17 für die anderen darin eingetragenen Steigungsverhältnisse von H/D = 0,6 — 1,4 vor, so ergeben sich die in Tabelle 8 aufgeführten Werte.

Wie daraus zu ersehen, ist unter den gegebenen Verhältnissen, d. h. bei gegebener Maschinenleistung und bestimmten Türen mit Verkleinerung des Propellerdurchmessers unterhalb D = l,69 m ein immer stärker werdender Abfall des Propellerwirkungsgrades y]p und demzufolge auch ein solcher des Schleppgütegrades Z/IPS verbunden, so

Tabelle 8.

Einschraubenschlepper. Rechnungsergebnisse für IPS = 120 indizierte Pferdestärken mit ns = 180 Turen/Minufe bei Vs = 5 km/stde Schleppgeschwindigkeit.

II H/D

Cs

(m)

(kg)

(kg)

Z/IPS

(kg/PS)

1 0,6 0,7 0,8

1,80

0,9

1,0

1,1

1,2

1,3

1 631

1 700

1 669

1,53

1,47

1,41

1,36

1 641

1 660

1 629

13,68

13,83

1 628

1 575

1 517

1 464

1 411

1 588

1 535 1 467

1 424

1 371

erreicht werden, wobei jedoch, nach den in Tabelle 8 aufgeführten Rechnungsergebnissen zu urteilen, ein schlechterer Wirkungsgrad und Schleppgütegrad mit in Kauf genommen werden muh-

Bei den obigen Untersuchungen ist zunächst die Annahme gemacht worden, dab auch bei einer Dampfmaschine das zur Verfügung stehende Drehmoment konstant bleibt, was genau genommen aber nur dann zutreffen wird, wenn bei gleichem Dampfdruck immer ein und dieselbe Zylinder-füllung vorliegt. Da man es jedoch bei Dampfmaschinen im allgemeinen, besonders aber bei solchen, die für den Schleppbetrieb verwandt werden, meistens in der Hand hat, durch Einstellung anderer Füllungsgrade in gewissen Grenzen verschieden grobe Drehmomente zu erzeugen, so labt sich mit diesen selbst bei an sich unrichtig dimensionierten Propellern in den meisten Fällen wenigstens eine Anpassung des Drehmomentes der Maschine an das der Schraube in der Weise erreichen, dab die volle Maschinenleistung abgegeben werden kann.

Anders dürften aber die Verhältnisse bei Verbrennungsmotoren liegen, deren Drehmomente in weit geringerem Grade veränderlich sind.

Es ist nämlich eine bekannte, auf Probefahrten oft beobachtete Erscheinung, dab bei Motorschleppern der verlangte Trossenzug bzw. die gewünschte Schleppgeschwindigkeit vielfach deswegen nicht erreicht wird, weil die Maschine infolge eines in Durchmesser und Steigung zu grob bemessenen Propellers nicht auf diejenigen Türen kommen kann, bei welcher sie ihre volle Konstruktionsleistung abzugeben imstande sein würde. Ist anderseits der Propeller zu klein dimensioniert, so wird die Konstruklionsturenzahl leicht bis zu einem gewissen Grade überschritten, die Schraube aber unter diesen Verhältnissen mit einem über-mäbig hohen Slip und schlechteren Wirkungsgrad arbeiten und daher ebenfalls nicht die sonst mit richtig gewählten Propellern erreichbare Schleppleistung erzielen können. In beiden Fällen dürfte es erstrebenswert sein, eine Abänderung in den Schraubendimensionen dahin zu treffen, dab die volle Motorleistung bei der verlangten Geschwindigkeit gerade mit der Konstruklionsturenzahl der Maschine abgegeben wird. Um hierfür die erforderlichen Unterlagen zu erhalten, ist schlieb-lich noch eine weitere Auswertung der systematischen Propellerversuchsresultate Serie ,,M“ nach der in folgendem erörterten Methode und in der durch die Diagramme Abb. 18 dargestellten Weise als Funktion des sogenannten Durchmesser-Momentgrades

13,58

13,24

12,79

12,22

11,87

11,43

10,90

1,4

dab umgekehrt bis zu einer gewissen Grenze die Verhältnisse um so günstiger werden, je gröber die gewählten Durchmesser sind, lieber D = 1,69 m hinaus findet jedoch keine weitere Verbesserung des Gütegrades, sondern im Gegenteil wieder eine Verschlechterung desselben statt.

Wenn also die betreffende Aufgabe wie im vorliegenden Fall in der Weise gestellt ist, dab eine bestimmte Maschine, die ihre volle Leistung mit einer bestimmten Turenzahl abgibt, bereits in ihren Konstruktionsverhältnissen festliegt und derjenige Propeller ermittelt werden soll, welcher unter diesen Umständen bei der verlangten Schleppgeschwindigkeit den besten Wirkungsgrad verspricht, so ergibt sich hierfür ein ganz bestimmter Durchmesser und ein diesem zugeordnetes bestimmtes Steigungsverhältnis. Läbt sich der betreffende günstigste Propellerdurchmesser aus Tiefgangsrücksichten nicht unterbringen, und ist man demzufolge genötigt, einen kleineren (beschränkten) zu wählen, so kann eine volle Ausnutzung der Maschinenleistung bei den gegebenen Türen nur durch ein höheres Steigungsverhältnis

1,26

1 348

1 308

Cdm —

Ve²

(Vergl.„S. P. V. 1916“, S. 71) vorgenommen worden.

An Hand derselben kann man nun die Frage beantworten, ob der gewählte Propeller mit dem vorgeschriebenen Motor bei der verlangten

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Schleppgeschwindigkeit überhaupt auf die Konstruktionsturen der Maschine zu bringen sein wird.

Für die Durchrechnung eines Zahlenbeispiels soll sinngemäß auf den bereits oben untersuchten Fall zurückgegriffen werden, in welchem eine bestimmte Maschinenstärke, d. h. hierbei Motorleistung, an abgebremsten Wellenpferden WPS = 102 festgelegt isit, mit dem Unterschied, daß diese mit einer Turenzahl von ns = 240 statt wie dort 180/min. abgegeben werden kann. Es sei ein Propeller nach Modell Nr. 7 mit dem Steigungsverhältnis h= H/D = 1,2 von D = l,25 m Durchmesser gewählt und an Hand der Diagramme Abb. 18 eine Auswertung der Versuchsergebnisse für Vs = 5 km/stde Schleppgeschwindigkeit vorzunehmen.

Das zur Verfügung stehende Motordrehmoment, welches unter Vernachlässigung der Reibungsverluste für die Lauf- und Drucklager der Wellenleitung, im günstigsten Fall auch nur zur Ueber-windung des Drehmoments des Propellers hergegeben werden kann, beträgt:

WPS. 75

102.75

Leßterer ist nach früheren Ausführungen wieder gleich der Summe aus dem nubbaren Trossenzug Z und dem Schleppereigenwiderstand W mit 40 kg eingeseßt, ergibt:

Z = 1314.0,9 -40 =1142 kg.

Somit ergibt sich der Schleppgütegrad schließ-lich zu

1142

.60 = -

2 7T. 240

. 60 = 305 mkg.

2 7r ns

Mithin liegt bei einer nominellen Zuflußgeschwindigkeit des Wassers in den hinter dem Fahrzeug arbeitenden Propeller von Ve = 1,180 m/sec. ein Durchmessermomentgrad

305

Ve²

1,25

1,180²

4,82

vor.

Hierfür bestimmen die Diagramme Abb. 18 einen dem Steigungsverhältnis H/D = 1,2 zugeord-neien Slipgrad

C₅ =

Ve

= 3,36

und einen entsprechenden Propellerwirkungsgrad •/;p = 0,255. Der Motor wird daher nur auf

1,180 1,25

Türen pro Sekunde — ns 190 Türen pro Minute kommen und hierbei nicht seine volle Leistung von WPS = 102, sondern, bei konstant angenommenem Drehmoment, etwa nur

n = Cs.

Ve

= 3,36.

= 3,17

WPS.

190

240

= 102 .

190

— = 81

240

= 14,1 kg/PS.

WPS

Damit dieser mit dem bereits für den Dampfschlepper von IPS = 120 indizierten Pferdestärken ermittelten in Vergleich geseßt werden darf, muß das Resultat nicht auf die abgebremsten Wellenpferdestärken WPS, sondern unter Annahme desselben (nominellen) Maschinenwirkungsgrades v;m = 0,85 wie bei der Dampfmaschine auf die indizierten IPS bezogen werden, wobei sich ein (nomineller) Gütegrad für den Motorschlepper von

81

Z/IPS =

.Tjm= 14,1 .0,85=11,99 kg/PS

WPS

ergeben würde. Eine Verbesserung läßt sich unter diesen Verhältnissen nur dadurch erzielen, daß man für den Propeller von D = 1,25 m Durchmesser entweder durch Anordnung verstellbarer Flügel oder durch eine Neukonstruktion eine andere (kleinere) Steigung vorsieht, so daß der Motor „auf Türen“ kommen und infolgedessen auch seine volle Leistung abgeben kann. Damit sich dies erreichen läßt, muß die Schraube bei dem vorliegenden Durchmessermomentgrad Cdm = 4,82 mit einem Slipgrad

Cs

Vc

4 . 1,25

4,23

1,180

arbeiten, wofür die Diagramme Abb. 18 ein Steigungsverhältnis H/D = 0,95 und einen diesem zugeordneten Wirkungsgrad y]p = 40,250 bestimmen. Unter diesen Verhältnissen könnten daher

SPS = WPS . yjp = 102.0,250 = 25,5 effektive Propellerschubpferdestärken und ein nußbarer Schraubenschub von

SPS . 75    25,5.75

Vc

=1620 kg

1,180

erzielt werden, so daß sich bei sonst gleichen Annahmen wie oben ein nußbarer Trossenzug Z = S . (1 -t)-W = 1620.0,9 - 40 = 1420 kg und ein Schleppgütegrad

Z/WPS =

1420

102

= 13,90 kg/PS

abgebremste Wellenpferdestärken abgeben können, so daß bei dem für diese Verhältnisse oben bezogen auf die abgebremste Wellenpferdestärke, ermittelten reinen Propellerwirkungsgrad von r(P ur*d ein solcher von

SPS = WPS . Tjp = 81 . 0,255 = 20,7

effektive Propellerschubpferdestärken und ein nußbarer Schraubenschub von SPS . 75    20,7.75

.^ = 13,9.0,85 = 11,8 kg/PS

Ve

1,180

= 1,314 kg

erzeug! werden.

IPS₀ WPS mit Bezug auf die indizierte ergeben würde.

Aus diesen Untersuchungen geht bereits zur Genüge hervor, wie wichtig es ist, bei Motorschleppern, deren Maschinen mit variablen Füllungen und verschiedenen Drehmomenten arbeiten

können, das Drehmoment des Propellers durch richtige Wahl der Steigung dem des Motors anzupassen. Eine Nachprüfung dieser Verhältnisse dürfte besonders für den besonderen Fall angebracht erscheinen, wo es sich darum handelt, mit ein und derselben Schraube nicht nur bei einer bestimmten Konstruktionsgeschwindigkeit günstige Gütegrade zu erzielen, sondern außerdem bei verschiedenen Schleppgeschwindigkeiten und schließlich auch noch in der Periode der Anfahrt, während der Lastzug erst auf eine bestimmte Schleppge-schwindigkeit gebracht werden soll, mit möglichst gutem Wirkungsgrad unter Vollausnußung der zur Verfügung stehenden Maschinenleisiung zu arbeiten. Wie in folgendem nachgewiesen werden wird, läßt sich dies eigentlich nur durch Wahl eines Propellers mit steuerbaren Flügeln erreichen.

Stellt man die Forderung, daß unter Einhaltung aller übrigen Konstruktionsbedingungen der obige mit einer festflügligen. Schraube nach Modell Nr. 7 von H/D = 1,2 Steigungsverhältnis und D = 1,25 m Durchmesser ausgerüstete Motorschlepper, für den ein Motor von WPS — 102 abgebremsten Wellenpferdestärken oder IPS₀=120 (nominell) indizierten bei ns = 240 Konstruktionsturen pro Minute vorgesehen ist, nicht nur, wie vorhin verlangt, bei der Schleppgeschwindigkeii von Vs = 5 km/stde, sondern auch noch bei der kleineren Geschwindigkeit von Vs = 4, sowie bei den größeren von 6, 7 und 8 km/stde arbeiten soll, so ergeben sich unter Annahme eines mit dem Quadrat der Geschwindigkeit anwachsenden Schleppeigenwiderstandes W auf Grund der Diagramme Abb. 18 die in Tabelle 9 zusammengestellten Daten über die unter diesen

Tabelle 9.

Einschraubenschlepper. Rechnungsergebnisse fürMotorvon WPS = 102 abgebremsten Wellenpferdestärken entsprechend 1PS₀ = 120 (nominell) indizierten mit n₅ = 240 Turen/Min. bei Konstruktionsleistung für verschiedene Schleppgeschwindigkeiten mit Propeller

Modell Nr. 7 von D = l,25 m Durchmesser.

strukfionsturen kommen und daher auch seine volle Leistung abgeben kann, so lassen sich die in Tabelle 10 aufgeführten Verhältnisse erreichen.

Tabelle 10.

Einschraubenschlepper. Rechnungsergebnisse fürMotorvon WPS = 102 abgebremsten Wellenpferdestärken entsprechend IPS₀ = 120 (nominell) indizierten mit ns — 240 Turen/min. bei verschiedenen Schleppgeschwindigkeiten und Wahl von Propellern mit D= 1,25 m Durchmessern und für die jedesmalige Geschwindigkeit zweckmäßigsten Steigungen.

V₅

km/Std.

Cdm

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u    w    cm    co    in

m    tc    co    co

CS H/D

co n n cm in

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Z IPS Z/IPS

i<g

12,28

11,82

11,18

Vs

krn/SId.

Cdm

c»

Cs

ns

p. Min. kg

Z IPS Z/1PS

cm co -sr in

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CM_ CM_ CM (Oi CO

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CM CM

^ Cn (N CO

h- CM

cm' cn' cT cT

verschiedenen Verhältnissen erreichbaren Türen, Trossenziige und Gütegrade Z/1PS, wobei leßiere auf die jedesmalige wirklich verbrauchte Maschinenleistung IPS (Spalte 7) an (nominellen) indizierten Pferdestärken bezogen worden sind. Pakt man dagegen die betreffende Schraube von D = 1,25 m Durchmesser durch Steigungsänderung den jedesmaligen Schleppgeschwindigkeiten in der Weise an, daß der Motor stets auf seine Kon-

Wie aus einem Vergleich entsprechender Werte der Tabellen 9 und 10 zu ersehen ist, sind die Unterschiede besonders bei den ganz niedrigen Schleppgeschwindigkeiten in den erzielbaren absoluten Trossenzügen Z (Spalte 6) bis zu 25 % größer, so daß damit die Ueberlegenheit der Schraube mit steuerbaren Flügeln einer festflügligen gegenüber genügend im Prinzip gekennzeichnet sein dürfte.

Vergleich der typischen Schlepperpropeller der Serie „M“ mit den gewöhnlichen Schiffsschrauben der Serie „A“ durch Standproben.

Wie bereits in den „S. P. V. 1916“, S. 14 erwähnt, darf man den in der Praxis vielfach üblichen Stand- oder Pfahlproben nur einen beschränkten Wert zusprechen. Immerhin liefern dieselben aber für Schlepper, die unter hohen Belastungsgraden d. h. bei kleinen Geschwindigkeiten mit großen Trossenzügen arbeiten sollen, einen relativen Maß-stab zur Beurteilung des Gütegrades der Schrauben. Aus diesem Grunde ist auch im Folgenden nach der an oben bezeichneter Stelle erörterten Methode eine Auswertung der Standversuche der drei Grundpropeller der Serie „M“ mit den Steigungsverhältnissen H/D = 1,2 — 0,9 und 0,6 zwecks Vergleich mit den Propellern der Serie ,,A“ vorgenommen worden. In den Diagrammen Abb. 19 sind die Ergebnisse in Form des sogenannten Propellergütegrades S/WPS und der Turenkonstanten Cn=n.D als Funktion des

ZS

aufgetragen.

Durchmesserbelastungsgrades

Hierin bedeutet S den Propellerschub in kg, D den Propellerdurchmesser in m; n die Turenzahl pro Sekunde und WPS die erforderliche abgebremste Pferdestärkenleistung. Soll eine dem untersuchten Modellpropeller genau ähnliche Schiffsschraube

vom Durchmesser D in Stand den Schub S erzeugen, so liegt hiermit der Durchmesserbela-

fest. Der diesem bei dem be-

iS

stungsgrad

treffenden Steigungsverhältnis zugeordnete Wert von

in kg pro abgebremste Pferdestärke und gestattet die Bestimmung der erforderlichen Leistung, während der entsprechende von Cn = n D zur Ermittelung der Turenzahl, auf die der Propeller dabei zu bringen ist, dienen kann. Wird z. B. von

S/WPS liefert den Gütegrad d. h. den Schub

iO_

,T/2ffO.

Die Propeller der Serie „A“ hatten bei demselben Durchmesserbelastungsgrad

t/s

= 35

für die beiden im Grenzfalle untersuchten Flächenverhältnisse Ap/A= 25 und 60 % (projiziertes Flügelareal zur Diskfläche) bei den verschiedenen Steigungsverhältnissen H/D = 0,6 — 1,2, die in Tabelle 11, Spalte 2 und 3, aufgeführten Gütegrade S/WPS ergeben (vergl. „S. P. S. 1916“, S. 20). Wie daraus (Spalte 4) zu ersehen, waren

M.

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e&tf - S7S %

ofhts/vafutig der ofiand/irpfie/z : Siriftttfi des    verdat!nisscs GÖ/^)

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Jf

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ij

JO

Sj

SO

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Abb. 19

einem Propeller der Serie „M“ vom Durchmesser D = l,35 m mit dem Steigungsverhältnis H/D = 0,9 ein Schub S = 2200 kg verlangt, so beträgt der Durchmesserbelastungsgrad

| S | 2200

die Propeller mit dem größeren Fliigelareal denen mit dem kleineren je nach dem Steigungsverhältnis um 2,9 — 16,8% überlegen.

Tabelle 11.

= 35

1,35

der diesem zugeordneie Gütegrad S/WPS = 18,2 und die Turenkonstante Cn = n D = 4,8. Mithin ergibt sich die erforderliche Leistung zu

Werte von S/WPS

WPS =

2200

= 110

18,2 lö,2

abgebremste Wellenpferdestärken und die Türen-zahl zu

4,8    4,8

- cs cn ^

O 00 O CN

ö" o~ —' —'

Ueberlegenheiiin°/0 der Werte Spalte 3 Ap/A — 25 °/₀ Ap/A= 60 % gegenüber Spalte 2

für

ui -9 CO 00

O O o

C^f qT vcT

D 1,35

-= 3,55

pro Sekunde.

Es war demnach zu erwarten, da| bei noch höheren Flächenverhältnissen als 60 % AJA, wie

JtbnigficKe tyersucfisansfotl für °ll/tasserßau und dcfiiffßau $krftn.

Jfßtei/ung (Spfiiffßau

Propeffer- SPimle/T 9Sr S "Versuch %r IO Jfuftrag: eHcxnalPiaiuiirc'ti'hcvi Ssscn

^Uersucfie mit ßrijalircnderri 9RxxJePP- PPropefTer.

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sie bei den Propellern der Serie „M“ gewählt wurden, ein weiterer Vorteil zu erreichen sein mü^te. In Tabelle 12 sind daher für den gleichen

Tabelle 12.

IS

== 35 die Ergeb-

Durchmesserbelastungsgrad —

nisse der drei Grundpropeller mit den Steigungsverhältnissen H/D = 0,6 — 0,9 und 1,2 zusammen-

Worte von S/WPS

Ueberlegenheit gegenüber 60 % Ap/A in %

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gestellt und in Spalte 3 die Prozentsäbe eingetr

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Strecke nicht in gleicher Weise zu befürchten war,

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S i/iocfiraii//en ~ QRj'OncpofocßCepper

gestellt und in Spalte 3 die Prozentsäbe eingetragen, um welche diese Schrauben den entsprechenden der Serie „A" mit einem Ap/A-Ver-hältnis von nur 60 °/₀ überlegen sind. Danach zu urteilen, dürften so völlige Propeller wie die der Serie „M“ einen nur geringen weiteren Vorteil erwarten lassen, welcher in keinem Verhältnis zu dem zusätzlichen Gewicht und den gröberen Herstellungskosten steht.

EinfluS der Tauchung der Schrauben auf die Turenzahl und den Wirkungsgrad.

An dieser Stelle mag noch besonders darauf aufmerksam gemacht werden, dab auch diese

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Standversuchsergebnisse ebenso wie die Resultate der in Fahrt geprüften Propeller der Serie „A“ und „M“ in erster Linie nur relativen Wert beanspruchen können und auf die Verhältnisse ausgeführter Schiffsschrauben nur dann ohne weiteres übertragen werden dürfen, wenn bei letzteren in gleicher Weise wie bei

den in tiefer Lage (Mitte Welle von der Wasseroberfläche gleich dem Propellerdurchmesser) geschleppten Modellpropellern ein Lufteinsaugen nicht zu erwarten sein wird. Da nun bei hochbelasteten Schrauben von Schleppern einerseits das Bestreben vorliegt, zur Erreichung eines guten Wirkungsgrades einen möglichst gro-

rs

cd =

Ben Durchmesser zu wählen, anderseits aber bei diesen Fahrzeugen der Tiefgang meistens beschränkt isf, so müssen die Propeller oft in einer derartigen Lage arbeiten, daB über der Oberkante ihrer Flügelspifeen nur noch eine Wasserschicht von verhältnismäBig geringer Höhe übrig bleibt. Um auch für diese Verhältnisse die erforderlichen Daten zu gewinnen, wurde einer der bereits in Durchmessertiefe = 1 /I D = 150 m/m geprüften Grundpropeller Nr. 8 der Serie „M“ noch in den weiteren Lagen von 4/5 D = 120 m/m, 2/3 D = 100 m/m und 1/2 D = 75 m/m Mitte Welle unter Wasseroberfläche in Fahrt untersucht. In diesen vier ver-

seben nach den Beobachtungen mit dem Beginn eines stärkeren Lufteinsaugens durch die Propeller zusammenfiel. Um nun noch in anschaulicherer Weise zur Darstellung zu bringen, bei welchen Belastungsgraden diese Erscheinung einsebt, ist in den Diagrammen Abb. 23 eine weitere Auswertung der Versuchsergebnisse Abb. 9 sowie 20 bis 22 als Funktion des Durchmesserbelastungsgrades

D . Ve vorgenommen worden. Wie aus dieser Zusammen-

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7.    70.

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Abb. 23

der mit

= 10

schiedenen Fällen war demnach über den Flügel-spifeen eine Wasserschicht von 75 m/m, 45 m/m, 25 m/m und 0 m/m oder in Prozenten des Propellerdurchmessers ausgedrückt von 50 % — 30 % — 16,7% und 0% D vorhanden. Die Ergebnisse dieser Versuche sind in den Diagrammen Abb. 9 sowie 20—22 zunächst in der üblichen Weise als Funktion des Slips aufgetragen.

Während in den beiden ersten Fällen mit 50 % und 30 % D Wassersäule über den Flügel-spifeen (s. Abb. 9 u. 20) der Verlauf der Schub- und Momentkonslanten bis zu den höheren Slipverhältnissen ein gesebmäBiger ist, tritt in den Kurven jener Werte in der Propellerlage mit nur 16,7 % D Wassersäule bei 50 % Slip und in 0 % D Wassersäule bereits bei 35 % Slip eine deutlich erkennbare Diskontinuität auf, deren Einstellung zu ersehen, sind für die vier verschiedenen Fälle die Türen und Wirkungsgrade nur bei den geringsten Werten von Cd mit einander identisch, während bei den höheren nicht unwesentliche Unterschiede auftreten, die bei der für Schlepperschrauben etwa in Betracht kommenden Tauchtiefe von 16,7 % D Wassersäule über den Flügelspiben schon bei etwa

/S

D. Ve

beginnen. Für die oben erörterten Monopolschlepperprojekte, welche bei Vs = 5 km/stde Schleppergeschwindigkeit einen nubbaren Trossenzug von mindestens 1460 kg liefern sollten, waren nach obigem anfangs Schrauben von D — 1,35 m Durchmesser vorgesehen, so daB man

bei diesen unter Berücksichtigung des Schleppereigenwiderstandes, des Soges sowie des Nach- ^ slroms mit einem Durchmesserbelastungsgrad

ci =

Ui

n² D² Ha

D.Ve

von etwa

j/1750

1,35.1,25

24,8

nH-

Vc

1— Sn’

zu rechnen haben mühte. Da dieser Wert bereits denjenigen bei weitem überschreitet, von welchem ab nach den Diagrammen Abb. 23 durch Lufteinsaugen ein Abfall des Wirkungsgrades zu befürchten war, so wurde zur Vermeidung bzw. Verringerung dieser Erscheinung für die Monopolschlepper das breite, die Schraube gut abdeckende Schlepperheck gewählt, welches in Abb. 1 und 13 dargestellt worden ist. Durch Versuche, die später noch erörtert werden sollen, konnte der Nachweis erbracht werden, daß sich hierbei der angestrebte Zweck vollkommen erreichen lieh-

S (1 — Sn)²

D² Vc³

2) c₂ =

Mil — Sn)²

M . n (1 — sn)²

n²D²H³ D² H . Vc²

75 D². n H . Vc²

WPSd

k.-

D². Ve⁸

oder auch:

c₂ =

-Sn)⁸

Auswertung der Versuchsergebnisse Schleppermodell mit Schrauben

für einen gewissen Bereich von beliebigen Trossenzügen und Schlepp-geschwindig keifen.

Die Ergebnisse der Versuche: Schleppermodell mit Schrauben (vergl. S. 17 u. f.) sind in der Weise gewonnen worden, daß unter Einhaltung von drei ganz bestimmten (markierten) Trossenzügen die Verhältnisse bei verschiedenen Geschwindigkeiten festgestellt wurden. Da die Ermittelung der entsprechenden Werte für beliebige andere dazwischenliegende Trossenzüge mit Umständen verknüpft ist, so mag für praktische Konstruktionszwecke die in folgendem angewandte allgemeinere Auswertungsmethode erörtert werden, die gleichzeitig den weiteren Vorteil bildet, die Resultate auch, unabhängig von der Dimension, auf andere Schlepper mit ähnlichen Schrauben übertragen zu können.

n²D²Hs

= k.

M .n

WPS

75.n³.D³H³

n³ D² H⁸

wobei k durchweg eine Konstante bedeutet.

Es entsprechen demnach bei allen ähnlichen Schrauben einem bestimmten Wert des Slips sn ganz bestimmte Werte der Belastungsgrade:

S CI — Sn)² WPS

D².Ve² ' D² . Ve³

. (1 — sn)³ und

WPS

n³ D² H³ ’

des Wirkungsgrades y]p und naturgemäß auch des

sogenannten Slipgrades-. Da in diesen Aus-

Ve

drücken die Größen von (1 —s n) ihrerseits wieder durch den Slip sn eindeutig bestimmt werden, so müssen auch bei allen ähnlichen Propellern die Werte von

S WPS WPS

’ D²VC²’ D²VC³’ D² H³. n³’

vjp und

Ve

Bei einem freifahrenden d. h. ohne Schiffsmodell untersuchten Propeller ist der Wirkungsgrad rjp nach früherem eine Funktion von dem durch den Belasiungsgrad hervorgerufenen Slip sn, dem auch gleichzeitig bei allen genau ähnlichen Schrauben gleiche Werte der Schubkonstanten

einander zugeordnet sein, während bei ein und derselben Schraube eine gleiche Zugehörigkeit der Werte von

Sn

S WPS WPS

' Ve²’ Ve³ ’ n³

, vjp und -

Vc

bestehen würde. Trägt man daher als Funktion

n² D² H³

und der Momentenkonstanten

einer dieser Größen z. B. von

alle übrigen

c₂

n² D² H³

Durch Umformung

eindeutig zugeordnet sind, der leßteren beiden Ausdrücke kann man die verschiedenen Propellerbelastungsgrade in folgender Weise darstellen:

Vc²

graphisch auf, so kann man für gegebenen Propellerschub S und gegebene Fahrtgeschwindigkeit Ve aus den zugeordneten Werten die erforderlichen Pferdestärken WPS, die Turenzahl n, den Wirkungsgrad y]p wie den Slip sn ohne weiteres bestimmen. Bei einer arbeitenden Schlepperschraube seßt sich der erforderliche Schub S aus dem nußbaren Trossenzug Z und dem um den Sog

Schleppwirkungsgrad

zu verstehen ist.

Vermehrten Eigenwiderstand des Schleppers zusammen. Leßterer ist nun bei Schleppern im allgemeinen, insbesondere aber bei den mit nur 5 km/stde fahrenden Monopolschleppern gegenüber dem Trossenzug so gering, daß der Belastungsgrad der Schrauben für praktische Zwecke genau genug auch schon durch den Wert von Z/Ve² gekennzeichnet erscheinen dürfte. Hierin bedeutet Ve zunächst noch die Fortschrittsgeschwindigkeit des Propellers im Kielwasser in m/sec. unter Berücksichtigung des Nachstroms. Da dieser für einen beschränkten Bereich aber mehr oder weniger einen konstanten Bruchteil der

graphisch aufgetragen, wobei unter ns die Pro-pellerturenzahl pro Minute und unter rt der

ZPS

WPS

ZPS = effektive Trossenzugpferdestärken = Z.Vm

75

WPS = abgebremste Wellenpferdestärken.

Als Beispiel für die Richtigkeit und Genauigkeit dieser Auswertungs- und Darstellungsmethode

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300. 30. 150.

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= 83,50cdm

^Daten des ifto/iefferj:

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600    7000

<55/t&m    - SH.-oj3cruu9 - ÜBefiufiuigJQrad

¹ Im

⁷ doo

loOO

Abb. 24

den durch die aufgewandteMaschinenleistung,

und yj

Schleppgeschwindigkeit Vm beträgt, so kann man schließlich auch für den Belastungsgrad durch den Trossenzug den Wert von Z/Vm² und für

WPS

vv~

einführen. In den Diagrammen Abb. 24 sind nun als Funktion von Z/Vm²die diesen Werten entsprechenden von

WPS WPS n5 Vm³ ’ (ns/lOO)³’ Vm

der Ergebnisse des Versuchs Nr. 47 (s. Diagramme Abb. 14) des Schleppmodells Nr. 386 a mit Einzel-schraube nach Modell Nr. 7 von D = 1350 m/m Durchmesser und H/D = 1,2 Steigungsverhältnis sind aus den drei Versuchen Nr. 51, 52 u. 53, siehe Abb. 15, 26 und 27, die mit demselben Modell und der Schraube nach Modell Nr. 8 von D = 1350 m/m Durchmesser und H/D = 0,9 Steigungsverhättnis für Z = 1460, 1150 und 1750 kg konstanten Trossenzug bei verschiedenen Geschwindigkeiten durch-geführt wurden, die oben bezeichneten Werte in der gleichen Art errechnet und in den Diagrammen Abb. 25 punktweise aufgetragen, um hierdurch deutlich zu veranschaulichen, daß durch die Ergebnisse alter drei Versuche genau dieselben Kurven der Konstanten bestimmt werden. Hiernach zu urteilen, müßten sich demnach auch Probefahrtsergebnisse, die mit ein und demselben Schlepper unter den verschiedenartigsten Trossenzügen und Schleppgeschwindigkeiten ermittelt worden sind, durch eine ähnliche Auswertung in

Vm

ein bestimmtes System bringen lassen, in der Weise, daß durch einen einzigen Safe von Kurven der Konstanten die ganze Charakteristik des betreffenden Schleppers für alle möglichen Belastungsgrade dargestellt werden kann. Inwieweit dies praktisch möglich ist, zeigen die Diagramme Abb. 28, in welchen die Resultate von 32 Fahrten des Schleppers „Friedefürst“ mit verschiedenem Anhang vom Oderspree-Kanal und Großschifffahrtsweg Berlin—Stettin als Funktion der Belastungsgrade Z/Vm - einzeln aufgetragen und durch mittlere Kurvenzüge mit einander verbunden sind. An Hand derartiger Diagramme ist es nun

und einen Slipgrad

ns

-= 146;

mithin beträgt die erforderliche Maschinenstärke an abgebremsten Wellenpferdestärken

WPS = 58 . Vm ³ = 58.1,25³ = 113

und die indizierte bei einem angenommenen Maschinenwirkungsgrad von

y]m = 0,85,* IPS =

WPS 113

= 133 Pferde.

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= 1 000

= 58

ns

Vm

leicht, für einen beliebigen Fall die zu erwartenden Verhältnisse in folgender Weise zu bestimmen. Aufgabe 1: Verlangt sei ein nutzbarer Trossenzug von Z=1560 kg bei der Schleppgeschwindigkeit Vs =4,5 km/stde = Vm = 1,25 m/sec unter Zugrundelegung eines Schleppers nach Modell Nr. 386a mit Schraube Nr. 7 von 1350 mm Durchmesser und 1620 mm Steigung. Für den vorliegenden Turenbelastungsgrad von

1560 1,25²

bestimmen die zugehörigen Auswertungsdiagramme Abb. 24 eine Leistungskonstante

WPS VmJ

Aus dem vorliegenden Slipgrad = 146 läßt sich ferner die Propellerturenzahl zu

ns = 146 . Vm = 146.1,25 = 103/min.

ermitteln.

Aufgabe 2: Die Kesselanlage sei im vorliegenden Fall so groß bemessen, daß im Maximum Dampf für IPS = 150 indizierte Pferdestärken erzeugt werden können. Bei Vs = 4,5 km/stde = 1,25 m/sec. Schleppgeschwindigkeit und WPS = IPS . 0,85 — 150.0,85 = 127,5 abgebremsten Wellenpferdestärken liegt demnach eine Leistungskonstante von

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Aßteiluncf e/cfiiffßau

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1,25³

WPS 127,5

V 3 v m

vor. Hierfür bestimmen die Diagramme Abb. 24 einen Trossenzugbelastungsgrad

Z/Vm²= 1 090 und einen Slipgrad n₅/Vm=152.

Daher beträgt der zu erwartende Trossenzug Z = 1090 . Vm ² = 1090.1,25² = 1700 kg und die erforderliche Turenzahl, mit welcher die betreffenden IPS = 150 indizierten Pferdestärken bei entsprechender Füllung abgegeben werden müssen wendigkeit, bei Schleppern eine veränderliche Füllung vorzusehen, hervorgeht. Dieses tritt noch deutlicher in die Erscheinung, wenn man wie z. B. in Aufgabe 3 die Bedingung stellt, daß die betreffende Maschine ihre Volleistung von IPS=150 indizierten Pferdestärken auch bei kleineren Schleppgeschwindigkeiten oder in der Periode der Anfahrt abgeben soll.

Aufgabe 3: In diesem Fall liegt bei \i/PS = IPS . 0,85 = 150.0,85 = 127,5 abgebremsten Wellenpferdestärken und einer mittleren Geschwindig-

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Abb. 28

ns = 152 . Vin = 152.1,25 = 190/min. Mit gleicher Füllung, demnach gleichem mittleren Dampfdruck und gleichem Maschinendrehmoment wie ad 1 würden bei der Turenzahl von ns = 190/min. nur

keit von angenommen Vs — 4 km/stde = 1,11 m/sec. eine Leistungskonstante

WPS 127,5

190

1,11³

= 93,5

133.-= 138

183

indizierte Pferdestärken erzeugt werden. Um also mit ns = 190 Türen pro Minute 150 indizierte Pferdestärken zu erzielen, müßte das Maschinendrehmoment durch Auslegen der Steuerung auf

vor, für welche die Diagramme Abb. 24 einen Trossenzugbelastungsgrad Z/Vm²= 1 415 und einen Slipgrad

ns/Vm — 168

150

138

= 1,085 d. s. 8 V2 %

bestimmen. Der erreichbare Trossenzug wäre demnach Z = 1415 . Vm² = 1415.1,11² = 1740 kg und die erforderliche Turenzahl

ns= 168.Vm= 168.1,11 = 187/min.

erhöht werden können, woraus bereits die Not-

18,6

Da bei der gleichen Füllung wie ad 1 nur

187

133.-= 136

183

indizierte Pferdestärken erzielt werden würden, so müßte sich für diesen Fall das Maschinendrehmoment durch Erhöhung des mittleren Dampfdruckes auf

Aufgabe 4: Die Maximalleistung der Maschine von IPS = 150 indizierten und WPS = 127,5 abgebremsten Wellenpferdestärken soll mit genau ns = 190 Türen pro Minute abgegeben werden. Für die vorliegende Leisiungskonstante von

WPS    127,5

(ns/100)³    1,93

bestimmen die Diagramme Abb. 24 einen Slipgrad

150

136

= 1,10 d. s c. 10 %

ns

Vm

= 137

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Abb. 29

190

ns

Vm =

137    137

vergrößern lassen. Man ersieht bereits aus diesen Zahlenbeispielen, daß man bei Schleppern, die unter verschiedenen Belastungsgraden arbeiten sollen, von einer sogenannten Konstruktionsturen-zahl für die Maschine eigentlich nicht sprechen darf. Die Umdrehungen werden selbst bei ein und derselben Schleppgeschwindigkeit einzig und allein durch den zur Ueberwindung des jedesmaligen Trossenzuges erforderlichen Propellerschub bestimmt, wobei sich durch Veränderung der Zylinderfüllung das Drehmoment der Maschine dem der Schraube anpassen können muß. Ist leßteres, wie z. B. auch bei einem Verbrennungsmotor, nicht der Fall, so wird der Propeller nach Aufgabe 4 nur bei einer ganz bestimmten Schleppgeschwindigkeit auf diejenigen Türen kommen, die der Konstruktionsleisiung der Maschine entsprechen.

und einen Trossenzugbelastungsgrad Z/Vm² = 850. Die gestellte Bedingung kann daher nur bei einer Schleppgeschwindigkeit = 1,386 m/sec. = 4,85 km/stde erfüllt werden, bei welcher ein nußbarer Trossenzug Z = 850 . Vm ² = 850.1,386² = 1634 kg zu erwarten sein wird.

Die relativen Wertigkeiten der Propeller-Konstruktionen und Anordnungen der ersten Versuchs-Serie.

Die angeführten Zahlenbeispiele dürften genügen, um die Anwendungsmöglichkeit der in obiger Art als Funktion der Belastungsgrade Z/Vm² dargestellten Versuchsresultate für allgemeine Konstruktions- und Auswertungsfälle zu kennzeichnen. Auf die gleiche Weise sind nun in folgendem auch die Ergebnisse aller übrigen Versuche ausgewertet, welche mit Schleppern verschiedenen Typs zu dem Zwecke ausgeführt wurden, neben dem bereits erwähnten Einfluß des

Z = 1560 kg bei 47₂ km/stde = Vm = 1,25 m/sec Schleppgeschwindigkeit entsprechend einem Belastungsgrad Z/Vm²= 1000 dadurch ermöglicht, daß in Spalte 17 der unter diesen Verhältnissen zu erwartende spezifische Trossenzug pro indizierte Pferdestärke und in Spalte 18 die Wertigkeit der Konstruktion bezogen auf die, gleich dem Wert 100 geseßien, des ad 1 aufgeführten Schleppers

Tabelle 13

Auswertung der Versuchsergebnisse für Z = 1560 kg Trossenzug bei 4,5 km/stde Schleppgeschwindigkeit;

Trossenzugbelastungsgrad Z/Vm²= 1000

9    10    11

12    13    14    15    16    17    18

10

11

12

Versuchs-

Nummer

Schiffs-

modell-Nr.

47 386a

51 386a

55 386a

123 386a

110 386a

LO LO vO O

61 3S7

288 387

289 387

290 387

286

387

Art des Modells

Abb.-Nr. d. Diagramms

Prop.-Nr.

Prop.-Anz.

Ql

Propellerdaten

1

Flü-

gel-

Ap/A Aa/A ns/Vm (min.)

WPS

Vm'

Werlig-

IPS Z/IPS keil

zahl

Flaches Heck mit Doppelrudern

Flaches Heck mit Doppelrudern

Flaches Heck mit Doppelrudern

Flaches Heck mit Einzelruder u.Doppelschrauben Flaches Heck mit Doppelruder und schmalflüg-lichem Propeller Scharfes gewöhnliches Schlepperheck Scharfes Heck, Schraube mit Tunnelblech abgedeckt

Flaches Heck, kleine Schraube hoch im Tunnel Flaches Heck, große Schraube im Tunnel Flaches Heck, große Schraube in hinten weich auslaufendem Tunnel

große

Schraube in hinten horizontal auslauf. Tunnel Flaches Heck, ohne Tunnel, große Schraube unter Kielsohle schlagend

Flaches Heck

m os

CN CN CN

CO

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to

in    lO    in    lO

co^    co    co    co

1,620 1,2 3

1,215 0,9 3

0,810 0,6 3

1,620 1,2 3

CN m co co

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CO

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CN

LP

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1,35

1,35

1,665

4^

LP

LP

LP

1,620

1,620

1,620

1,620

1,998

To To

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co co

co

co

co

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in_    in    in

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t—    t—    t—

1,665

1,665

1,998

1,998

CM

To

co

co

öl

in

43,6 167,5 209,4 65,6 150,7 10,35 88,6 87,2 152,6 190,8 65,1 149,6 10,43 89,3

h-T c-T co OO 00

151,2 189,0 64,7 148,7 10,48 89,7 156,0 195,0 73,1 168,0 9,28 79,4

100,5 125,6 55,0 126,3 12,35 105,7

87,2    98,9 123,6 52,0 119,5 13,06 111,8

87,2    99,4 124,2 54,0 i 24,0 12,53 107,7

4^

vO

Uj

1,665

1,998

To

co

in

m_

87,2    96,9 121,1 45,4 104,3 14,96 128,1

Steigungsverhältnisses der Propeller ferner Aufschluß über den ihres Flächenverhältnisses und Durchmessers, namentlich aber noch über die Abhängigkeit des Wirkungsgrades von der Anzahl der Schrauben und der Art ihrer Anbringung am Schiff zu liefern. Eine vergleichende Uebersicht der Schlußresultate dieser Serienversuche ist in Tabelle 13 unter näherer Bezeichnung der Daten der jedesmaligen Schrauben und unter Angabe der betreffenden Heckkonstrukfionen des untersuchten Schleppers für den gleichen Trossenzug von mit flachem Heck (s. Abb. 13) und einer Einzel-schraube nach Modell Nr. 7 von 1350 mm Durchmesser und 1,2 Steigungsverhältnis eingetragen wurde. Bei den ad 1—3 aufgeführien Versuchen Nr. 47, 51 und 55 (s. Diagramme Abb. 14, 15, 16 und 24, 25, 29) wurde, wie bereits erwähnt, dasselbe Modell Nr. 386 a eines in Abb. 13 dargestellten Einschrauben-Doppelruder-Schleppers mit den drei gesetzmäßig (unter Einhaltung gleichen abgewickelten Flligelareals) von einander abgeleiteten Grundpropeller Nr. 7, 8 und 9 der Serie „M“

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und (dfcfiif'ßßau-TBerfän

(pßßß/t/zer mit ffrdO ßg ßTroooervzug.

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nvguxcvfjfe unj yvjcuDcipncjj^

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‘tKcdefl’maßataS ’/cC ■

eJc/ifeppveraucfii defixßßomodcßF mit eießraußen

‘Zuoland deojföodeffo ••    oßnoXuder    Wöateriaf: Paraffin , SBaoo,.ifiefit \0 m, Qaoqinßnite 82 m .

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mit gleichen Konstruktionsverhaltnissen aber mit den drei verschiedenen Steigungsverhältnissen von H/D = 1,2 — 0,9 und 0,6 unter gleichen Bedingungen geprüft. Aus dem Resultat (Spalte 18) ist die Ueberlegenheit eines verhältnismäßig kleinen Steigungsverhältnisses von H/D = 0,9 bezüglich des erreichbaren Wirkungsgrades für den Schleppzustand sowie aus Spalte 14 die relative Zunahme der entsprechenden Turenzahlen zu ersehen, welche außerdem den weiteren Vorteil der Wahl einer leichteren und daher billigeren Maschine gestattet. Selbst in dem ad 3 aufgeführten Fall mit dem Propeller Nr. 9 von dem kleinsten Steigungsverhältnis H/D = 0,6 ist zwar nicht mehr die beste Wertigkeit aber immerhin noch eine solche von 103,7 sogar mit einer Turenzahl von ns = 285/min festgestellt, während leßtere bei Wahl des höheren (schlechteren) Steigungsverhältnisses von H/D — 1,2 nur ns = 182,6/min beträgt.

Der ad 4 aufgeführie Versuch Nr. 123 (s. Diagramme Abb. 30 und 31) wurde mit demselben, aber in diesem Fall mit einem Einzelruder versehenen Schiffsmodell Nr. 386a zu dem Zweck vorgenommen, um den Nachweis über die Ueberlegenheit der Doppelschrauber gegenüber den Einschraubern für die hohen Belastungsgrade zu erbringen, unter denen die zu beschaffenden Schlepper arbeiten sollten. Schon bei Wahl von zwei an sich noch nicht günstigsten Propellern nach Modell Nr. 7 von D = l,35 m Durchmesser und H/D = 1,2 Steigungsverhältnis konnte eine Wertigkeit von 130,5 bei einer allerdings infolge des hohen Steigungsverhältnisses noch niedrigen Turenzahl von ns= 136/min. festgestellt werden. Parallelversuche zu den ad 1—3 aufgeführten mit Propellern von verschiedenen Steigungsverhältnissen wurden bei dem Doppelschraubermodell nicht ausgeführt. Es ist jedoch mit einiger Sicherheit zu erwarten, daß sich bei Wahl von Propellern mit gleichen Durchmessern aber kleineren Steigungsverhältnissen von H/D = 0,9 und 0,6 ungefähr dasselbe relative Verhältnis in den Wertigkeiten und auch in den betreffenden Turenzahlen wie bei den Einschraubern erreichen läßt und die Doppelschrauber infolgedessen gegenüber den Einschraubern bei gleicher Maschinenstärke eine um etwa A größere Leistungsfähigkeit an nußbarer Zugkraft aufweisen werden und zwar bei einer nicht ungünstigen Turenzahl von ungefähr

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Nr. 101 (s. Diagramm Abb. 34 und 35) mit Modell Nr. 391 nach Abb. 38 mit -—    gewöhnlichem scharfem Schlepperheck

_    konnte bei ungefähr gleichem Deplacement und unter denselben Versuchs-

-    bedingungen wie ad 1 —5 nur eine

-    Wertigkeit von 89,3 ermittelt werden,

-    wobei die Turenzahl mit ns = 152,6/min

- eine nicht unwesentlich höhere war als

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Abb. 39 n

Große Schraube in hinten steil abfallendem Tunnel

--bei dem Parallelversuch ad 1 des Modells Nr. 386a mit breitem, die Schraube gut überdeckendem Hinterschiff. Dieses Ergebnis steht in Einklang mit dem bereits oben S. 30 erörterten Versuche über den Einflug der verschiedenen Tauchtiefen der Propeller, bei welchem der festgestellte Wirkungsgradabfall und die höhere Turenzahl für gleiche Schubleistungen auf den schädlichen Eintritt der Luft in den Propeller zurückgeführt wurde.

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Abb. 39 b. Große Schraube in hinten weich auslaufendem Tunnel

angebrachten Blech konnte eine wesentliche Ver-7 ~ besserung in diesen Verhältnissen nicht erzielt werden, wie aus der ad 7 mit 89,7 eingetragenen Wertigkeit des Versuchs Nr. 116 (Diagramme Abb. 36 und 37) zu ersehen ist. Am schlechtesten war das Ergebnis bei einem Schlepper-Modell mit der Steigungsverhältnis von H/D = 1,2 aber mit dem in Abb. 2 dargestellten zur Vermeidung einer Be-nur halb so grogen Flächenverhältnis von Ap/A    Schädigung der Kanalsohle extrem hochgelagerten

= 37,8 Prozent vorgenommen, um den bereits in    tunnelartig eingebauten Schraube Nr. 7 von D =

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Große Schraube in hinten horizontal auslaufendem Tunnel

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Große Schraube unter flachem Heck unfer Kielsohle schlagend

den systematischen Propellerversuchen der Serie 1,35 m Durchmesser und H/D = 1,2 Steigungsver-„A“ (s. „S. P. V. 1916“, S. 20 und 56) ausführlicher hältnis Versuch Nr. 61 (Diagramme Abb. 40 und 41), behandelten Einflug des projizierten Elügelareals bei schwer belasteten Schlepperschrauben nur durch eine Stichprobe zu bestätigen. Die in Spalte 18 der Tabelle eingetragene Wertigkeit von nur 88,6 kennzeichnet den unter gleichen Verhältnissen zu erwartenden Wirkungsgradabfall zu etwa 11 bis 12 Prozent. Da diese Ergebnisse relativ genommen mit den für sich allein d. h. ohne Schiffsmodell untersuchten Propellern der Serie „A“ eine genügende Ueber-einstimmung zeigten, so wurden weitere Prüfungen zur Kennzeichnung des Einflusses des Flächenverhältnisses mit den aus der Serie „M“ abgeleiteten nicht mehr vorgenommen und die folgenden drei Versuche Nr. 101, 116 und 61 mit der Einzelschraube Nr. 7 von D = 1,35 m Durchmesser, H/D = 1,2 Steigungsverhältnis und Aa/A = 87,2 Prozent Flächenverhältnis der Hauptsache nach nur noch zu dem Zweck ausgeführt, um die Abhängigkeit des Wirkungsgrades von der Art der Hinterschiffsform zu ermitteln. Bei dem ad 6 aufgeführten Versuch

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bei welchem nur eine Wertigkeit von 79,4 ermittelt wurde. Ein ähnlich ungünstiges Resultat ergaben Versuche, die zu dem gleichen Zweck des Sohlenschußes bei normaler Lage des Propellers mit einer direkt unter der Schraube am Steven angeordneten muldenförmigen Platte ausgeführi wurden, während bei der Flammschen Ruderkonstruktion nach Art der Abb. 5 ein Wirkungsgradabfall nicht festgestellt werden konnte und bei Wahl des Gegenpropellers von Dr. Wagner nach Abb. 6 sogar eine Verbesserung der Wertigkeit bis zu annähernd 10 Prozent zu erreichen war.*) Da die Spülversuche, welche später noch näher war der Propeller, ohne über die Kielsohle hinauszuschlagen, in einem extrem ausgebildeten Tunnel mit einer plötzlich nach hinten bis unter die Wasserlinie abfallenden Hinterwand nach Abbildung 39 a gelagert, bei dem ad 10 aufgeführten Versuch Nr. 289 (s. Diagramme Abb. 44 und 45) wurde leßtere nach Art der Abb. 39 b weich nur bis zur Wasserlinie gezogen und bei dem ad 11 aufgeführten Versuch Nr. 290 (s. Diagramme Abb. 46 und 47) war schließlich der hintere Teil des Tunnels (s. Abb. 39 c) von seiner höchsten Stelle ab horizontal gehalten, so daß bei ruhendem Schiff die Luft ungehindert zu den freiliegenden

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Abb. 49

erörtert werden sollen, gezeigt hatten, dag größere Schrauben bei gleicher Achsenlage und bei demselben Schub keine wesentlich gröbere Beschädigungen der Kanalsohle hervorrufen, als die in obigem durchweg geprüften kleineren von D = l,35 m Durchmesser, so wurden schließlich noch zur Ermittelung des Wirkungsgradverhältnisses Propeller nach Modell Nr. 7 aber von D = 1,665 m Durchmesser mit einem Schleppermodell Nr. 387 bei verschiedenen Schraubenanordnungen und Heckausbildungen weitere Versuche vorgenommen. Bei dem ad 9 aufgeführten Versuch Nr. 288 (s. Diagramme Abb. 42 und 43)

*) S. Veröffentl. des Verfassers in der Zeitsdirift d. Ver. deutsch. Ing., Jahrgang 1915 S. 333, „Modellversuche für Schlepper mit Gegenpropellern, von Dr. Wagner“.

Propellerspißen treten konnte. Wie aus dem Vergleich der in Spalte 18 auf Grund der Versuchsdiagramme eingetragenen Wertigkeiten zu ersehen, wurde das günstigste Resultat von ca. 12 Prozent Verbesserung mit dem nach hinten weich nur bis zum Wasserspiegel gezogenen Tunnel erreicht, während die beiden anderen Ausführungen nicht so vorteilhaft waren, aber auch noch Vorteile von ca. 6 bzw. 8 Prozent gegenüber den kleineren frei gelagerten Schrauben von nur D = 1,35 m Durchmesser erwarten ließen. Ganz wesentlich günstiger wurden die Verhältnisse, als die große Schraube von D = 1,665 m Durchmesser unter dem flachen, nichf tunnelartig ausgebildeten Heck nach Abb. 39 d ganz frei so gelagert wurde, daß sie in diesem Zustande über die Kielsohle hinweg-

schlug, wie es vielfach bei den üblichen Fluß- schubplatte, alle übrigen hatten die in Abb. 1 und Schleppern der Fall ist. Die hierfür ad 12 aus 13 zur Darstellung gebrachte Doppelruderanord-dem Versuch Nr. 286 (Diagramme Abb. 48 und 49) nung. Von diesen zuerst vergebenen Probe-abgeleitete hohe Wertigkeit von 128,1 läßt mit Schleppern war einer, nämlich M 105, als Doppel-Deutlichkeit die Ueberlegenheit einer frei vom schrauber gebaut worden, um auch über das rela-Schiff gelagerten Schraube gegenüber einer in tive Verhältnis der Wirkungsweise eines solchen einem Tunnel von selbst zweckmäßigster Kon- Fahrzeuges gegenüber den anderen Einschraubern

sfruktion angeordneten erkennen.

Die Gesamtergebnisse dieser ersten Serie von Versuchen: Schleppermodell mit Schrauben von verschiedenen Konstruktionsdaien stimmen im allgemeinen mit den Schlußfolgerungen überein, welche bereits aus den Resultaten der für sich allein untersuchten systematisch von einander abgeleiteten Modellpropellern der Serien „A“ und „M“ gezogen worden waren (vergleiche „S. P. V. 1916“, S. 55 sowie „Monopolschlepper“ S. 13 — 16) und lassen sich kurz dahin zusammenfassen, daß für die denen die Monopolschlepper arbeiten sollen, Schrauben von möglichst großen Durchmessern, kleinen Steigungsverhältnissen und großem projiziertem bezw. abgewickeltem Flügelareal die günstigsten Schleppergebnisse erwarten lassen müßten. Wie gezeigt, spielt dabei aber außer der Art der Abdeckung der Propeller durch ein zweckmäßig geformtes Heck besonders die Tauchung derselben unter der Wasseroberfläche eine nicht unwesentliche Rolle. Alle Faktoren, welche den Propellerwirkungsgrad in günstigem Sinne beeinflussen, drängen demnach in dem vorliegenden Fall darauf hin, den Tiefgang der Schlepper bezw. den der Schrauben so weit zu vergrößern, wie dies mit Rücksicht auf eine geringe Beschädigung der Kanalsohle irgend möglich erscheint. Infolgedessen wurde bei der Bestellung der ersten Serie von Monopolschleppern statt des anfangs vorgesehenen Tiefgangs von nur 1,5 m ein solcher von 1,60 m zugelassen, im übrigen aber den betreffenden Bauwerften bezüglich der Dimensionierung der Propeller noch vollkommene Freiheit gewährt, mit der Absicht, gerade die praktischen Ergebnisse verschiedenartiger Schrauben mit den Resultaten der systematischen untersuchten Modellpropeller in Vergleich seßen zu können.

hohen Belastungsgrade, unter

praktische Unterlagen zu gewinnen. Die 120/150 IPS Dampfschlepper H 100 und folgende einer zweiten Serie von Neubauten, welche in Abb. 50 dargestellt sind, hatten bezüglich Schiff, Maschine und Propeller unter sich genau die gleichen Konstruktionsverhältnisse. Sie waren durchweg als Einschrauber mit Doppelrudern ausgerüstet und wiesen im Gegensaß zu den meisten Schleppern der ersten Serie M 100 und folgende nicht das dort vorgesehene breite und flache Hinterschiff, sondern ein weit ausladendes gewöhnliches Schlepperheck auf, eine Konstruktion, welche, nach den Modellversuchsergebnissen zu urteilen, eine ungünstigere Wirkungsweise der Schraube bei hohen Belastungsgraden erwarten ließ, was durch die später vorgenommenen Probefahrten auch seine Bestätigung fand. Außer diesen kleineren Dampfschleppern von 120/150 IPS Leistung wurden speziell für den Betrieb auf dem tieferen Rhein — Herne-Kanal, ebenfalls zunächst probeweise, einige stärkere 180/200 pferdige Einschraubendampfschlepper der Serie M 1 und folgende in Auftrag gegeben, von denen nur der erste M 1 mit Doppelrudern alle übrigen aber mit Einzelrudern versehen waren, besonders aus dem Grunde, weil eine Beschädigung der Kanalsohle auf dem tieferen Fahrwasser der betreffenden

Konsiruktionsverhälinisse

und Probefahrtsergebnisse der ersten Serie von Monopolschleppern.

Strecke nicht in gleicher Weise zu befürchten war, wie auf dem bedeutend flacheren des Dortmund — Ems-Kanals. Bei Wahl der Schrauben für diese Schiffe konnte man daher unbeschadet bis auf Durchmesser von 1,80 m gehen, wobei allerdings wieder die Ausbildung eines Tunnelhecks vorgesehen werden mußte. Schließlich mag noch erwähnt werden, daß zur Vervollständigung des Erfahrungsmaterials über verschiedene Antriebsarten bei den verhältnismäßig billigen Rohölpreisen, wie sie vor dem Kriege Vorlagen, auch der Bau von 3 Einschrauben-Diesel-Schleppern Serie M 200 u. f. mit Motoren verschiedenen Systems von 200 WPS Leistung an abgebremsten Wellenpferdestärken beschlossen und in Auflrag

Bei der Verschiedenartigkeit der soeben erörterten Schlepper und deren Schrauben war zu erwarten, daß durch die Ausführung von eingehenden Probefahrten einerseits die relativen Beziehungen zu den Ergebnissen der systematisch vorgenommenen Modellversuche, anderseits aber auch die Grundlagen gewonnen werden konnten, welche erforderlich waren, um die Konstruktionsverhältnisse eines endgültig zu wählenden Normalschleppers festzuseßen, wie er zur serienweisen Bestellung aller weiteren zu vergebenden Neubauten in Frage kam. Die Resultate der Schlepp-

Die gewählten Propellerdurchmesser lagen bei gegeben wurde, den kleineren, für den Dortmund—Ems-Kanal bestimmten Einschrauben - Probeschleppern von 120/150 IPS Leistung (M 100 und folgende) fast durchweg zwischen 1,4 und 1,6 m. Die meisten dieser Fahrzeuge hatten ein breites und flaches, die Schraube gut abdeckendes Heck, das allerdings in dem Fall des Schleppers M 108 mit der extrem großen Schraube von 1,70 m Durchmesser in stärkerer Weise, bei M 106 und 107 aber nur ganz schwach tunnelartig ausgebildet war. Einzelruder wiesen nur die Schlepper M 103 — 106 auf und zwar M 103 und 104 mit der Flamm’schen Sohlen-

versuche, welche von der Königl. Kanalbaudirektion Essen mit den angelieferten Fahrzeugen auf der Strecke Borsum —Oldersum bezw. Herne-Dortmund—Olfen ermittelt wurden, sind in Abb. 51—54 zunächst in Form der indizierten Maschinenleistung IPS, der Tourenzahl n₅ pro Minute und der Schleppgeschwindigkeit Vs in km/stde als Funktion des nutzbaren Trossenzuges Z in kg zur Darstellung gebracht. Außerdem ist darin der Wir-

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ZPS die effektiven Trossenzugpferdestärken =

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kleineren Schlepper der Serien M 100 und f. sowie H 1 u. f. bei der Maximalleistung von IPS — 150 indizierten Pferdestärken aus den Diagrammen Äbb. 51—53 der jedesmalige erzielte Trossenzug Z und die zugehörige Schleppgeschwindigkeit Vm entnommen, das betreffende Verhältnis Z/Vm² wie in Tabelle 14 gezeigt, errechnet und als Funktion des lefeteren nach Maßgabe der Diagramme Abb. 55 die Leistungskonstante IPS

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, sowie der Wirkungsgrad der Propulsion

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Abb. 50 Monopolschlepper der Serie H von 120 150 IPS-Leistung

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zu verstehen sind IV,„ = Schleppgeschwindigkeit in m/sec.t und der sogenannte Schleppgütegrad Z/IPS eingetragen. Diese Art der Darstellung der Probefahrtsergebnisse dürfte für einen unmittelbaren Vergleich über die Wirkungsweise der einzelnen Schlepper und deren Schrauben aus dem Grunde noch nicht ohne weiteres maßgebend sein, weil bei ein und demselben Trossenzug verschiedene Schleppgeschwindigkeiten und bei gleichen Schleppgeschwindigkeiten verschiedene Trossenzüge, mithin auch durchweg ungleiche Propellerbelastungsgrade Z/Vm² Vorlagen. Da nun nach den Ausführungen auf S. 33 u. f. eine Gegenüberstellung von Schrauben insbesondere eine solche von Schlepperschrauben verschiedener Konstruktion nur bei gleichen Werten von Z/Vm2 vorgenommen werden darf, so wurde für die

punktweise eingetragen. Um nun diese für die einzelnen Schlepper geltenden Werte auf eine feste Basis beziehen zu können, wurden auf Grund eines Bassinversuchs mit dem Modell eines ähnlichen Schleppers die in Abb. 55 ebenfalls dargestellten Kurvenzüge über die in gewissen Grenzen allgemein gültige Zu-

IPS

nähme der Leistungskonstanten

Vm³

und über

die Abnahme der Propulsionswirkungsgrade t]zl mit Erhöhung der Belastungsgrade Z/Vm2 mittelt und die in Tabelle 14 Spalte 14 eingetragenen Wertigkeiten der betreffenden Schlepper bezw. ihrer Schrauben in der Weise bestimmt, dak der Wirkungsgrad des Modellschleppers b e i dem

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Abb. 53. Zusammenstellung der Schlepplahrlergebnisse der Monopolschlepper M6 und M7 auf der Strecke Dortmund—Olfen M 8 „

M 119 und M 120 „

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messer konstruiert worden war und die größere : daher infolge nicht genügenden Spielraums zwischen ihren Flügelspifeen und der Tunnelwandung [ wieder an Wirkungsgrad verloren haben mu&. Die : Fahrzeuge der Serie H 100 u. f. mit gewöhnlichem ausladenden Schlepperheck wiesen bei gleichen i Propellerdurchmessern und ungefähr denselben Sleigungsverhältnissen im Durchschnitt geringere Wertigkeiten auf, als die Schlepper M 100 — 102 ! mit einem flachen und breiten, die Schrauben gui überdeckenden Hinterschiff, was durch das im

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ihrer Gesamtheit doch entnehmen, daB sich die Propeller mit den größeren Durchmessern als die günstigeren erwiesen haben, namentlich in den Fällen, wo für dieselben gleichzeitig ein kleineres Steigungsverhältnis gewählt worden war. DaB bei dem Schlepper M 108 mil der Schraube von dem größten Durchmesser D = 1,70 m und dem kleinen Steigungsverhältnis von H/D = 0,9 nicht gerade wie nach dem Modellversuche erwartet werden konnte, das beste Resultat unter den Einschraubern erzielt worden war, mag darauf zurückzuführen sein, daB die tunnelariige Ausbildung des Hecks bei diesem Schlepper von vorne herein für eine kleinere Schraube von nur D = 1,66 m Durch-

ersteren Fall bei den betreffenden Modellversuchen beobachtete Lufleinsaugen begründet werden kann.

ln genau derselben Art wurde eine Auswertung der Probefahrtsergebnisse der größeren 180/200 IPS Dampfschlepper Serie M 1 u. f. sowie der Motorschlepper von 200 WPS Leistung Serie M 200 u. f. vorgenommen mit dem einzigen Unterschied, daB die in Tabelle 15 verzeichneten Be-

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und Wirkungsgrade der Propulsion raj nicht für eine Maschinenstärke von 150 IPS wie bei den kleineren Schleppern, sondern für eine solche von 200 IPS

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errechnet wurden. Die Werte von

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sind dann in den Diagrammen Abb. 56 wieder punktweise als Funktion von Z/Vm- eingetragen. In Spalte 14 der Tabelle 15 ist die Wertigkeit jedes Schleppers bezogen auf die eines ähnlichen Grundmodells aufgeführt. Es ergibt sich aus dieser Zusammenstellung deutlich die Ueberlegenheit der größeren Schrauben, selbst in den Fällen, wo dieselbe wie bei M 6 und 7 in einem stark ausgebildeten Tunnelheck untergebracht waren. Als besicht auf die gewünschte Schonung der Kanalsohle zu treffen, wozu die in folgendem besprochenen Versuche die erforderlichen Unterlagen liefern sollen.

Modellversuche zur Ermittelung des schädlichen Einflusses der Schrauben auf die Kanalsohle bei verschiedenartigen Ruderkonstruktionen und Anordnungen.

Das Schleppermodell wurde zu diesem Zweck in der Mitte des in gleichem Magstabe gehaltenen

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Abb. 56

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deutend minderwertiger müssen demgegenüber die Motorschlepper M 200 u. f. gelten, deren hochtourige Aniriebsmaschinen die Wahl von Propellern mit verhältnismägig kleinen Durchmessern bedingten.

Bei den oben durchgeführten Probefahris-analysen war in keinem Falle fesigesielli worden, dag der Propellerwirkungsgrad allein durch die Verschiedenartigkeit der Ruderanordnung in merkbarer Weise beeinflugt wird, ein Resultat, welches auch bereits die früher erörterten Modellversuche ergeben hatten. Daher konnte für den endgültigen Normalschlepper empfohlen werden, die Wahl der Ruderausführung und Anordnung nur mit Rück-

Kanal-Profils entsprechend 3 m Wassertiefe fest verlaut und die (über oben) nach rechts schlagende Schraube dabei auf diejenige Tourenzahl gebracht, welche mit der des nalurgrogen Propellers bei Maximalleistung der Maschine korrespondierte. Nach einsiündiger Versuchsdauer zeigte sich bei Anordnung eines gewöhnlichen Einzelruders (s. Abb. 38) die aus Abb. 57 ersichtliche tiefe Auswühlung der Kanalsohle. Unter den gleichen Versuchsverhältnissen wurde bei Ausschlägen des Ruders nach der St. B.-Seite zu noch eine wesentliche Vermehrung dieses schädlichen Einflusses, (s. Abb. 58), bei B. B.-Ausschlägen dagegen eine Verminderung desselben ermittelt (s. Abb. 59 u. 60).

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Mittschiffseinzelruder mit Sohlenschutzplatte nach Abb. 5 bei 20⁰ Ausschlag nach St. B.

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Flachtairchendes Mittschiffseinzelruder nach Abb. 77 bei 10 ⁰ Ausschlag nach B. B.

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Flachtauchendes Mittschiffseinzelruder nach Abb. 77 bei 20° Ausschlag nach B. B.

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Flachtauchendes MittschifTseinzelruder nach Abb. 77 bei 30° Ausschlag nach B. B.

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Abb. 75

Flachfauchendes Mittschiftseinzelruder nach Abb. 77 bei 20° Ausschlag nach Sh B.

Abb. 76

Flachiauchendes Miltschiflseinzelruder nach Abb. 77 bei 30° Ausschlag nach Sh B.

Die in Abb. 1 dargesfellien Doppelruder ergaben für ihre Lage parallel zur Miitschiffsebene fast gar keine Auswühlung (s. Abb. 611, ebenso wie bei Ausschlägen nach der B. B.-Seite zu (s. Abb. 62 bis 64). Bei größeren Ausschlägen derselben nach der enigegengeseßten (St. B.) Seite hin machte sich jedoch wieder eine Beeinflussung deutlich bemerkbar (s. Abb. 65—67), die erst dann verringert werden noch die Schlußversuche über die relative Wertigkeit konnte, als die Ruderflächen bis zur Höhe der Pro- von Propellerkonstruktionen verschiedenen Systems

rüder, welches, wie aus Abb. 77 zu ersehen ist, in seiner Fläche der Höhe nur wenig über die Propellerachse hinaus geführt war. Lieber die Steuerfähigkeit dieses flachen Ruders sind indes Versuche in der Anstalt bis jeßt nicht gemacht worden. Mit dem Modell Nr. 557 eines Schleppers, der diese Ruderausführung aufwies, wurden endlich

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Abb. 77. Modell Nr. 557 mil flachtauchendem Millschiffseinzelruder ohne Steven mit Ruderhacke

pellerachse beschnitten wurden. Auch bei dem zuerst erörterten gewöhnlichen Einzelruder konnte sowohl für die Mittschiffslage wie bei allen Ausschlägen nach St. B. und B. B. die sonst auf-ireiende Auswühlung durchweg vollkommen vermieden werden, sobald man an der Unterkante desselben die Flamm’sche Sohlenschußplatte von der in Abb. 5 dargestellien Form anbrachte (s. Abb. 68—70). Ein günstiges Resultat (s. Abb. 71 bis 76) lieferte auch bei allen Stellungen ein mittschiffs angeordnetes flachtauchendes Einzel-ausgeführt, deren Ergebnisse in Folgendem veröffentlicht werden sollen. Der Vollständigkeit dieses Abschnittes wegen mag nur noch an dieser Stelle erwähnt werden, daß bei Vergrößerung des Propellerdurchmessers von 1,5 m bis zu 1,75 m unter Einhaltung der gleichen Wellenlage für denselben erforderlichen Trossenzug keine merkbare Vermehrung der Auswühlungen festgestellt werden konnte, so daß man sich bei der zweckmäßigsten Dimensionierung der Schrauben auch keine wesentlichen Beschränkungen aufzuerlegenbrauchte.

Schlußversuche mit Modellschrauben verschiedenen Systems

Um auch die Spezialkonstruktionen anerkannt bewährter Propellerfirmen mit den geseß-mäßig voneinander abgeleiteten Modellschrauben der Serien „A“ und „M“ in Vergleich zu seßen, wurden von verschiedenen Stellen für den besonderen Eall eines Einschrauben- und Einruder-Dampf-Schleppers von JPS = 150 indizierter Maschinenstärke und 1,6 m größtem Tiefgang, dessen Heck nach Abb. 77 ausgebildet war, unter vollkommener Freistellung der Wahl aller den Propeller betreffenden Konstruktionsverhältnisse für diesen Entwurfszeichnungen einverlangt und mit den danach ausgeführten Modellschrauben die in folgendem erörterten weiteren Bassinversuche vorgenommen. Als einzige Bedingungen waren dabei gestellt, daß die Ausbildung eines

Tunnelhecks nach Möglichkeit vermieden und der Propeller nicht über die Kielsohle hinausschlagen sollte. Unter diesen Verhältnissen wurde gewünscht, die volle Maschinenleisiung bei Vs = c . 4,5 km/side Schleppgeschwindigkeit mit dem besten erreichbaren Gesamtwirkungsgrad der Propulsion abzugeben. Bezüglich der dabei einzuhaltenden Tourenzahlen waren zunächst keine Vorschriften gemacht worden. In den eingereichten Konstruktionszeichnungen wurden im Gegensaß zu den systematischen Propellern Serie „A“ und „M“ die durchweg 4flügeligen Schrauben Nr. 363, 407 und 408 in Vorschlag gebracht, welche in den Abb. 78—80 unter Hinzufügung ihrer sonstigen Haupidaten dargestellt sind. Es wäre an dieser Stelle noch zu bemerken, daß die geseßmäßig

Propeller der zweiten und dritten Versuchsreihe verschiedenen Systems

Abb. 78. Prop. Nr. 363 HID = 1,0 Ap/A = 0,60; Aa/A = 0,709

Abb. 79. Prop. Nr. 408 HjD = 1,149; Ap/A = 0,636; Aa/A = 0,748

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Abb. 80. Prop. Nr. 407 H/D = 0,90 Ap/A = 0,80 Aa/A = 0,883

Abb, 81. Prop. Nr. 362 H/D = 1,0 Ap/A = 0,60; Aa/A = 0,709

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Abb. 82. Prop. Nr. 111

H/D = 0,8; AP/A = 0,65; Aa/A = 0,72

Abb, 83. Prop. Nr. 269 H/D = 0,8; Ap/A = 0,65; Aa/A = 0,72

voneinander abgeleiteten 3 Hügeligen Modell-propeller der Serie „A“ eigentlich nur für die Verhältnisse von freifahrenden und nicht für die durch Trossenzüge belasteter Fahrzeuge,

Schlepper sind, konstruiert waren, und dag sich die ebenfalls 3 Hügeligen Modellpropeller der Serie „M“ in ihren Konstrukhonsverhältnissen die hauptsächlich auf der Elbe üblichen nannten Buckauer Schrauben anlehnten. Da Gegensaß hierzu auf dem Rhein fast durchweg 4flügelige Schrauben für Schlepper bevorzugt werden und über den Einfluß der in Frage kommenden Flügelzahl auf den Propellerwirkungsgrad sonst keine zuverlässigen Daten zu erlangen waren, so wurden schließlich noch, um auch hierfür die erforderlichen Unterlagen zu gewinnen, in zwei Fällen Parallelversuche mit Schrauben durchgeführt, die sich nur durch die Anzahl der Flügel voneinander unterschieden, sonst aber untereinander genau dieselben Konstruklionsver-hältnisse, insbesondere gleichen Durchmesser, gleiches Steigungs- und Flächenverhältnis aufwiesen. So hatte der in Abb. 81 dargestellte Propeller Nr. 362, ein Vertreter der Serie „A“, bei einer allerdings anderen Flügelform dieselbe Steigung und dieselbe Flügelfläche wie der von einer Spezialfirma vorgeschlagene in Abb. 78 gezeigte Nr. 363. Die beiden in den Abb. 82 u. 83 zur Darstellung gebrachten Propeller Nr. 111 und 269, welche der Siandardpropeller-Serie „B“ der Versuchsanstalt entnommen worden waren, dagegen unterschieden sich bei genauer Einhaltung sämtlicher Konstruktionsverhältnisse, insbesondere auch der Form und Querschnitte der Flügel, einzig und allein nur durch die Anzahl der letzteren, so daß gerade von diesen beiden die sichersten Unterlagen über den reinen Einfluß der Flügelzahl erwartet werden konnten. Infolge des einzuhal-ienden größten Schleppertiefganges von 1,6 m wiesen die vorgeschlagenen Propeller der Spezial-Firmen Abb. 78—80 auch keine erheblichen Unterschiede in den Durchmessern auf. Die Stei-gungsverhällnisse dagegen wichen ganz wesentlich voneinander ab, so daß in erster Linie auf diesen Umstand die festgestellten Differenzen in den Wirkungsgraden der betreffenden 3 Propeller zurückzuführen sein dürften. Bei Dimensionierung der beiden Propeller der Versuchsanstalt Abb. 82 und 83 wurden bereits die Erfahrungen berücksichtigt, welche die Auswertungen der Versuchsergebnisse der systematisch voneinander abgeleiteten Propeller der Serien „A“ und „M“ ergeben hatten. Dieselben bestanden im wesentlichen darin, daß bei den hohen Belastungsgraden, unter denen die in Frage kommenden Schlepper zu arbeiten bestimmt waren, Schrauben von möglichst großen Durchmessern, kleinen Steigungsverhältnissen und schließlich auch noch in gewissem, wenn auch untergeordnetem Grade großem Flächen-verhälinis die besten Ergebnisse liefern müßten. Allerdings war im vorliegenden Fall bei Wahl von Propellern mit größeren Durchmessern die Aus-

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1,500    1,350    0,90    0,800    0,883    148,0    187,3    69,4    140,5    0,239    14,23    165,3    12,10    103,6

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1,620    1,296    0,80    0,650    0,720    156,5    jl98,0    68,3    138,2    0,242    14,50    162,7    12,28    105,2

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bildung eines Tunnelhecks erforderlich, wenn die Schrauben nicht über die Kielsohle hinaus schlagen sollten. Da nach früheren Versuchsergebnissen zu urteilen, aber eine allzustarke und aus Baurücksichten auch nicht gerade erwünschte Aus-tunnelung den an sich günstigen Einfluß des größeren Propellers wieder in gewisser Weise herabgesefet hätte, so wurde unter den vorliegenden Verhältnissen ein Kompromiß geschlossen: der Propellerdurchmesser auf D = l,62 m festgelegt und nur eine ganz schwache und weich verlaufende Aushöhlung des Hecks vorgenommen, wobei die gestellte Bedingung, dab die Schraube nicht über die Kielsohle hinaus schlagen sollte, eingehalten werden konnte. Um für die Maschine keine zu niedrigen Tourenzahlen zu erhalten, die das Gewicht und den Baupreis derselben erhöht hätten, muble das entsprechend kleinere Steigungsverhältnis von H/D = 0,8 gewählt werden, welches aber nach den früher erzielten Ergebnissen der systematischen Propeller der Serie „A“ und „M“ zu schließen, durchaus einen guten, wenn nicht sogar noch einen besseren Wirkungs-    Z/Vm²= 1250 statt 1000, wie bei der ersteren

baren Vergleich der Wirkungsweise der einzelnen Propeller dieser ganzen (zweiten) Versuchsreihe und lassen aus folgendem Grunde ohne weiteres auch einen solchen mit den entsprechenden Werten der ersten Serie von Versuchen (s. Tabelle 13 Seite 40) zu. Bei den Schrauben der lefeteren Versuchsreihe war bei dem anfangs mit 1,50 m vorgeschriebenen Schleppertiefgange von einem statthaften Durchmesser von D = l,35 m ausgegangen und eine Analyse der Bassinversuchsergebnisse für den Belastungsgrad von Z/Vm²— 1000 vor genommen worden. Die Propeller des endgültigen Entwurfs konnten bei dem später zugelassenen Schleppertiefgange von T=l,60 m selbst bei Vermeidung eines Tunnelhecks bereits den größeren günstigeren Durchmesser von D = c.l,50 m erhalten, welcher auch im allgemeinen in den eingereichten Konstruktionszeichnungen der drei Spezialfirmen gewählt worden war. Da nun die Gegenüberstellung der einzelnen Propeller der zweiten Versuchsserie in Tabelle 7 bei dem gröberen Belasiungsgrad von

grad erwarten lieh, als die höheren Steigungs-    durchgeführt wurde, so lagen absolut genommen

Verhältnisse der übrigen 3 Spezial-Schrauben.    durchschnittlich für beide Versuchsserien ziemlich

Die Bassinversuche mit diesen 6 verschiedenen Schrauben wurden an dem im Mabstabe 1/13,5 der natürlichen Grobe hergestellten Modell des betreffenden Schleppers in der üblichen, bereits Seite 17 erörterten Weise für den konstanten Trossenzug von Z = 2000 kg bei verschiedenen Geschwindigkeiten durchgeführt und die in den Diagrammen Abbildungen 84—89 dargestellten Ergebnisse nach der ebenfalls Seite 33 beschriebenen

genau die gleichen D u r c h m e s s e r belastungs-grade

D². Vm²

vor, welche nach den Ausführungen auf Seite 33 einen unmittelbaren Vergleich über die Wirkungsweise verschiedener Schlepperpropeller bei beschränkten Durchmessern als statthaft erscheinen lassen. Bei der ersten Versuchsreihe

Methode als Funktion der Belastungsgrade Z/'Vm‘2 weiter ausgewertet, wie dies aus den zugehörigen Diagrammen Abb. 90—95 zu ersehen ist. Bei dem gleichen Belastungsgrad von Z/Vm² Z/I PS = 11,68 gleich der Einheit gesebt und mit = 1250, entsprechend einem nubbaren Trossenzug von Z = 2000 kg bei Vm = 1,265 m/sec = VS =

4,555 km/stde Schleppgeschwindigkeit, ergeben lebtere Diagramme die in Tabelle 7 Spalten 11, 13 und 15 eingetragenen Slipgrade nS/Vm, Leistungs-

wurde der mit dem Propellermodell Nr. 7 von D = 1,35 m Durchmesser und H/D = 1,2 Steigungsverhältnis erzielte Schleppgütegrad von

WPS

konstanten

Vm³

der Propulsion

der Wertigkeit 100 bezeichnet, um in den entsprechenden Zahlen der übrigen Propeller mit gröberer Uebersichilichkeit sofort die prozentualen Unterschiede in dem Wirkungsgrade derselben erkennen zu können. In genau derselben Weise sind die betreffenden Schleppgütegrade der und Gesamtwirkungsgrade zweiten Versuchsreihe dadurch auf die gleiche

ZPS

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aus welchen sich die in den Spalten 12, 14 und 16 verzeichneten Tourenzahlen ns pro Minute, Leistungen an abgebremsten Wellenpferdestärken WPS und Schleppgütegrade Z/WPS ohne weiteres ermitteln lieben. Um lebtere beiden Werte schlieblich, wie dies in den Spalten 17 und 18 geschehen ist, auch noch auf die indizierten Leistungen zu beziehen, wurde gleichmäbig ein Maschinenwirkungsgrad von ^ = 0,85 eingeführt.

Die in Spalte 18 eingetragenen Schleppgütegrade Z/IPS ermöglichen bereits einen unmittel-

Basis gebracht, dab diese ebenfalls auf denselben Schleppgütegrad von Z/IPS = 11,68 des nach Obigem bei ungefähr gleichem Durchmesserbelastungsgrade arbeitenden Propellermodells Nr. 7 bezogen wurden, wobei sich die in Tabelle 7, Spalte 19, eingetragenen Wertigkeiten ergaben. Wie daraus zu ersehen, war die ad 1 aufgeführte dreiflügelige Schraube Nr. 362 (s. Abb. 81) von D = 1,525 m Durchmesser, H/D = 1,0 Steigungsverhältnis und Ap/A = 0,6 Flächenverhältnis mit der festgestellten Wertigkeit von 92,1 % um fast 8 % schlechter als die ebenfalls dreiflüglige aber ganz völlig gehaltene Buckauer nach Modell Nr. 7 der Serie „M“ von dem Steigungsverhältnis H/D = 1,2 und dem Flächenverhältnis Ap/A = 0,755. Da die ermittelte Unterlegenheit der ersteren nach den Ergebnissen der systematischen Propellerserie

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„A“ zu urteilen, nicht auf das kleinere Steigungsverhältnis zurückzuführen ist, so kann dieselbe nur mit dem um ca. 25% kleineren Flächenverhältnis begründet werden. Die ad 2 aufgeführte vier-flügelige Schraube Nr. 363 (s. Abb. 78) mit sonst genau den gleichen Konstruktionsverhältnissen wie die ad 1 dagegen wies bereits eine Wertigkeit von 98 % auf, ein Zeichen dafür, daB im vorliegenden Fall bei den gleichen Belastungsgraden der vier" flügelige Propeller dem dreiflügeligen um etwa 5 % überlegen gewesen ist. Der ad 3 aufgeführie ebenfalls vierflügelige Propeller Nr. 407 (s. Abb. 80) erreichte trofe des kleineren Durchmessers von Dn= 1,50 m, infolge des niedrigeren (günstigeren) Steigungsverhältnisses von H/D = 0,90 und gröBe-ren Flächenverhälinisses von Ap/A = 0,80 die hohe Wertigkeit von 103,6 %, während der ad 4 aufgeführte vierflügelige Nr. 408 (s. Abb. 79) mit dem noch kleineren Durchmesser von D = 1,48 m aber dem bedeutend höheren Steigungsverhältnis von H/D =1,149 nur auf eine Wertigkeit von 97,4 % kam. Die besten Ergebnisse wurden mit den ad 5 und 6 aufgeführten Propellern Nr. 111 und 269 (s. Abb. 82 und 83) erzielt, welche sich bei dem gewählten gröBten Durchmesser von D = l,62 m und sonst gleichen Konstruktionsverhältnissen im wesentlichen nur durch die Fiügel-zahl (3 und 4) von einander unterschieden und beim Flächenverhältnis Ap/A = 0,650 das extrem niedrige Steigungsverhältnis von H/D = 0,8 aufwiesen.

Das relative Verhältnis der mit 105,2 % bzw. 110,6 % festgestellten Wertigkeiten war hierbei fast genau dasselbe wie bei den ad 1 und 2 aufgeführten, ebenfalls sonst gleichartigen aber drei-bzw. vierflügeligen Propellern, d. h. etwa 5 % zugunsten des vierflügeligen, so daB hierdurch der Belag erbracht werden konnte, daB bei den hohen Belastungsgraden, unter denen die Monopolschlepper zu arbeiten bestimmt sind, vierflüglige Schrauben im allgemeinen als die vorteilhafteren zu empfehlen sein dürften. Im Vergleich zu der ad 1 aufgeführten dreiflügeligen Schraube Nr. 362 mit dem kaum um 100 mm kleineren Durchmesser von D = 1,525 m betrug die Ueberlegenheit der gröBten vierflügeligen Nr. 269 von D = 1,620 m bei der für diese ermittelten Wertigkeit von 110,6 % mehr als 18 % und gegenüber der ebenfalls vierflügeligen Nr. 263 von D = 1,525 m Durchmesser immer noch etwa 12 %. Es dürfte bereits aus diesen Verhältniszahlen zur Genüge hervorgehen, wie notwendig es ist, gerade bei Schleppern eine sorgfältige Dimensionierung der Propeller vorzunehmen, da schon verhältnismäBig geringfügige Unterschiede in den Hauptabmessungen der lebteren den Gesamtwirkungsgrad der Propulsion und damit die Wirtschaftlichkeit des Betriebes ganz wesentlich zu beeinflussen imstande sind. Welch hohe Summen für die serienweise in Auftrag zu gebenden Monopolschlepper dabei im Betrieb erspart werden können, soll zum SchluB dieser Untersuchungen durch eine Rentabiiitätsrechnung nachgewiesen werden.

Die nicht unbedeutende Ueberlegenheit, welche bei der zweiten Versuchsreihe die Schrauben von groBem Durchmesser gezeigt hatten, lieB es angebracht erscheinen, in einer dritten Versuchsreihe schlieBlich auch die relative Wertigkeit von Schrauben mit noch gröBeren Durchmessern festzustellen. Um eine Neuanfertigung der Modellpropeller zu ersparen, wurde der Einfachheit wegen der MaBstab des Schleppermodells von 1/13,5 auf 1/14,5 geändert, so daB die in Abb. 78—93 dargestellten Schrauben bei der dritten Versuchsreihe

14.5

13.5

Durchmesser erhielten, als die entsprechenden bei der zweiten, deren Haupikonsirukiionsdaten in Tabelle 7 mit aufgeführt sind. Die dort ad 1—4 verzeichneten vier Spezialschrauben von durchschnittlich 1500 mm Durchmesser wiesen daher bei der dritten Versuchsreihe einen solchen von etwa 1600 mm auf. Um diesen unterzubringen, wurde der vorgeschriebene Tiefgang des Schleppers von ebenfalls 1660 mm (inkl. Balkenkiel) voll ausge-nuBt, derart, daB die Schrauben nicht über Unterkante Kiel hinausschlugen und in dieser Lage mit ihren oberen Flügelspiben etwa bis zum Wasserspiegel reichten, oder in einzelnen Fällen noch um einige Millimeter darunter tauchten. Das bei dieser Anordnung immerhin erforderliche Tunnelheck war in ähnlicher Weise wie bei den einzelnen Modellen der zweiten Versuchsreihe verhältnis-mäBig nur ganz schwach ausgebildet und seitlich wie nach hinten zu weich bis zur Wasseroberfläche hinuntergezogen. Bei Anwendung der beiden lebten Modellpropeller Nr. 111 und 269, welche bei der dritten Versuchsserie auf den bedeutend gröBeren Durchmesser von 1740 mm kamen, wurde bei einem Schleppertiefgange von 1,75 m (inkl. Balkenkiel) die Wellenachse derart gesenkt, daB die Flügel ebenfalls nicht über den Wasserspiegel hinausragten und die Schraube daher in dieser Lage mit ihren unteren Flügel-Spiben auch nicht über die Kielunterkante hinausschlug (s. Abb. 96). Das Tunnelheck war hierbei nicht stärker ausgeprägt und auch sonst in genau derselben Form gehalten wie bei den übrigen Propellern der dritten Versuchsserie mit den kleineren Durchmessern. Zu diesen Schrauben trat noch schlieBlich eine Spezialkonstruktion Nr. 423 einer bekannten Binnenschiffswerft hinzu (s. Abb. 97) von ebenfalls 1740 mm Durchmesser und dem gleichen Steigungsverhältnis der beiden anderen groBen Schrauben Nr. 111 und 269 von H/D = 0,8, aber dem bedeutend kleineren Flächenverhältnis von Ap/A = 0,481. Die Lage dieses Propellers zum Schiff und Wasserspiegel war unter Einhaltung des gleichen Tunnelhecks dieselbe wie bei den Schrauben Nr. 111 und 269.

Sämtliche Versuche der dritten Reihe wurden wieder für den gleichen (konstanten) Trossenzug

___

von Z = 2000 kg bei verschiedenen Schleppgeschwindigkeiten ausgeflihrt. Die Ergebnisse dersel- -ben sind in den Diagrammen Abb. 98 — 104 zur Dar- \

Stellung gebracht und die weiteren Auswertungen als Funktion des Trossenzugbelastungsgrades Z/Vm² in den zugehörigen Diagrammen Abb. 105 bis 111 vorgenommen worden. Für den bei der Konstruktion in Frage kommenden Belastungsgrad von Z/Vm² — 1250 gehen aus der in Tabelle 8 vorgenommenen Zusammenstellung die bei den einzelnen Schrauben und Schraubenanordnungen zu erwartenden Verhältnisse insbesondere die in Spalte 19 eingetragenen Wertigkeiten der verschiedenen Konstruktionen hervor. Wie daraus zu ersehen, ergibt sich, in gleicher Weise, wie nach den Versuchen der zweiten Reihe zunächst bei den sonst gleichartig dimensionierten Schrauben Nr. 362 und 363 sowie Nr. 111 und 269 eine Ueb erlegenheil der vierflügeli peller gegenüber den dreif ügligen von etwa 4—5 %, ein Zeichen dafür, daß diese Ueberlegenheit bei Schleppern in weiteren Grenzen eine durchaus geseßmäßige zu sein scheint.

Die in Tab. 8 ad 2 aufgeführte vierflüglige Schraube

Nr. 363 von D = 1638 mm Durchmesser erreicht mit

ihrer Wertigkeit von 108,7 % noch nicht die der

etwas kleineren ebenfalls vierflügeligen Nr. 269

der zweiten Versuchsreihe (s. Tabelle 7 ad 6) von / ■ i jNpj-uu

110,6%, was in erster Linie auf das höhere tun- [fTjlj/t! |Ti'

günstigere) Steigungsverhältnis der ersteren zu- !\ j j j/| ; \ j J i

rückgeführt werden kann.

Die in der Tabelle 8 ad 3 aufgeführte dreiflügelige Schraube Nr. 407 dagegen ist mit ihrer Wertigkeit von 111,5% iroß ihres etwas kleineren Durchmessers von D = 1612 mm dem Propeller Nr. 269 der zweiten Versuchsreihe bereits etwas überlegen, wahrscheinlich infolge ihres gröberen Flächenverhältnisses von Ap/A = 0,80 gegenüber dem der anderen von nur 0,651. Auch die Schraube ad 4 Nr. 408 in Tabelle 8 von dem noch kleineren Durchmesser von D = 1590 mm zeigt iroß ihres hohen Steigungsverhältnisses von H/D = 1,149 in ihrer Wertigkeit von 109,4 % durchaus kein schlechtes Ergebnis, wenn auch der Gütegrad des Propellers Nr. 269 der zweiten Versuchsreihe noch nicht ganz erreicht wird. Aus diesem Resultat dürfte sich sogar die Schlußfolgerung ziehen lassen, daß die bei der Schraube Nr. 408 gewählte charakteristische Flügelform (s. Abb. 79) mif dem nach denFlügelspitzen zu verschobenen Areal an sich für die Verhältnisse von Schleppern besonders günstig sein muß. Würde bei dem Propeller Nr. 408 eine kleinere (bessere) Steigung vorgesehen worden sein, so hätte man, nach den Ergebnissen aller bisherigen systematischen Propellerversuche zu urteilen, entschieden auf einen recht guten Wirkungsgrad rechnen können, besonders, wenn dabei gleichzeitig derselbe (große) Durchmesser geworden wäre, wie bei den anderen zum Vergleich herangezogenen Schrauben. Im allgemeinen geht jedoch aus diesen Versuchen hervor, daß es, abge-

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Abb. 96. Einschrauben-Einruder-Dampfschlepper von 150 IPS Leistung mit großer Sdiraube von D = 1740 mm Durchmesser unter schwach ausgebildetem Tunnelheck

Abmessungen des Schleppers: Lpp — 20,60 m; B = 5,00 m; T=1,75 m

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sehen von der Flügelzahl und in geringerem Grade auch noch von dem Flächenverhältnis, in erster Linie nur die Hauptdimensionen, d. h. die absolute Größe des Durchmessers und des Sieigungsver-hältnis sind, durch welche der Wirkungsgrad einer Schlepperschraube wesentlich beeinflußt wird. Infolge dieses Umstandes weist naturgemäß der in Tabelle 8 ad 6 aufgeführte Propeller Nr. 269 mif dem erheblich größeren Durchmesser von D = 1740 mm, dem kleinen Steigungsverhältnis von H/D = 0,8 und dem Flächenverhältnis von Ap/A = 0,65 die hohe Wertigkeit von 118,6 auf, welche nur noch von der zum Schluß ad 7 aufgeführten Spezial-Schraube Nr. 423 der betreffenden Binnen-werff (s. Abb. 97) mit sonst den gleichen Hauptkonsiruktionsdalen, aber dem kleineren Flächenverhältnis von Ap/A = 0,481, um ein geringes übertroffen wird, da die für diese ermittelte

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Abb. 97

Propeller Nr. 423

D = 1,74 m; NID = 0,80; ApjA = 0,481; Aa.\A — 0,526

Wertigkeit nach Tabelle 8, Spalte 19, 121,9 betrug. Vergleicht man das Resultat der letzteren Schraube mit dem des Propellers Nr. 408 der zweiten Versuchsreihe (s. Tabelle 7), für welchen bei D = 1480 mm Durchmesser nur eine Wertigkeit von 97,4 % festgestellt worden war, so läßt sich

das Hauptergebnis der Versuche

dahin zusammenfassen, daß durch Wahl eines genügend großen und zweckmäßig angeordnefen Propellers unfer sonst gleichen Bedingungen sehr wohl

Verhältnis der beiden Wertigkeiten zu einander, 121,9 97,4

bar sein dürfte, wobei durch ein genügend kleines und außerdem für den Wirkungsgrad noch günstiges Steigungsverhältnis die Tourenzahl für die Maschine nur von 179,7 auf 167,7 pro Minute her-abgeseßt zu werden braucht.

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Trossenzugbelastungsgrad Z/Vm² = 1250

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Sdl/Z

12,06 103,2 12,69 108,7 13,02 111,5 12,78 109,4 13,28 113,7 13,85 118,6 14,24 121,9

12    13    14    15    16    17

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150.7

144.4

140.5

14,18

14,93

15,32

15,04

15,63

16,30

16,75

0,709    131,0    165,7    69,7    141,1    0,236

0,709    127,0    160,7    66,2    134,0    0,252

0,883    128,0    161,9    64,5    130,6    0,259

0,748    123,0    155,6    65,7    133,0    0,253

0,720    135,0    170,8    63,2    128,0    0,264

0,720    133,5    168,9    60,6    122,7    0,276

0,526    132,5    167,7    59,0    119,4    0,286

1,638 1,638 1,00 0,600 1,638 1,638 1,00 0,600 1,612 1,450 0,90 0,748 1,590 1,828 1,149 0,636 1,740 1,392 0,80 0,650 1,740 1,392 0,80 0,650 1,740 1,390 0,80 0,481

105    362

106    363

107    407

108    408

109    111

110    269

111    423

Flaches Schlepperheck mit schwach ausgebildetem Tunnel

Flaches Schlepperheck mit stärker ausgebildefem Tunnel

1    950

2    949

3    947

4    948

5    966

6    965

7    877

S. ihn. ¹ <72/39

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Dfönujficfie tfJeraucfhanotaft für °Waoocrßau und efcKiffßcui-ABerfiTt

JißtciCuncf eicßiffßau

eicßifßmiodcif 96r. fSi . GBerj>ucd %r. 930 ^Ruftrap: SJijf. iHianaißaiidireßfion, Hosen.

'tftbodeßfmaßjtaSVcc s

eJc/i&ppverducfi: e/c/i iffomodctß mit elcüratißen

Touotand deoJjfltJOcieCCo: und fytfeefenßocß ßSfcn/ieffiecg) ■, QlZaleriat’: d/arafftn , Sktozintiefc ca. 9,0 m. ÜajjinSreife <$20 m f= opec.gero. deo ZBaootnrvaooero , 1,0 . Temperatur d. iSajjinwajjerv =    ^ . sRiiß-unqocoeff. kir Qlbodetf Am -

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| JGiftraq: Üßyß CJ/u/iaßßaudireßticn, $

QlZ'odeßfmaßotaß fix • ^//^ö.

efcß&pjwcroucfit efc/iiffomodeßß mit efeßraußen

⁰lb‘eÜt>utJjcG'(Gftut/icPßcck), 9ßateriaP: Sda/vEinßßajaintieß.ca.    m.GSajoinßreite S.20 m

C . Temperatur J. Üßaoainrvajxro *    . TteiöungacoeßP. Pur 9/öodetP Am =

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ßic/ii(ep/iveroucßx e/c/iißfo

JZuotand cleoJMoc/effo:    matriafi PPoroJm JZaoomtiefrca. ±.0 m.WaM

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J?ßtcifuncj ePßiffßau

efc/liffomoScPP 0br. J>3± . «ßeroucp %r. 966. Jhißra^; SHpl. SSianalliaudi fcfition, &joen.

QtZ'odefPniaßjtaß ßoc * ^7^5.

S^c/i Cepjwcrjuc/v. eJcfiißßmoclcff mit eJcdraußen

Üliotand deojdlüoc/effz: ^i/effenffocp (SFünnefliecß) 9I6ateriaP:dPanafin , Sbjjintieftca.4-,0 ' rn . 9Sajainßrede S CC m y’o/iec.gerv.deo&aooinwcuoe/'o* f,C förnperatur d. ®ao*mrvax>ero*    w . «Reißunqßcoeff. Für V'löodetf Am -    ‘

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Auotand de: -looadhi ’Weßl-tipo.P cturntefficcfi)    Qßatenaß: ddantfiri. dBa::intiefe <v 9,0 m.dSaJoinßreite &.?<? m

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Rentabilitäisrechnung

nachgewiesen werden. Unter der Annahme, dafj sparnis an Oel. Wegen der um 25 % kleineren Maschinenstärke für gleiche Schleppleistung wird aber außerdem auch noch das Anlagekapital für Maschine und Kessel niedriger, während an dem der Schlepper selbst kaum etwas Nennenswertes erspart werden dürfte. Zieht man nur die Verrin-

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die betreffenden (150 IPS) Schlepper durchschnittlich 3000 Volldampfstunden im Jahr arbeiten werden, könnte bei jedem derselben das Brennmaterial für etwa 37 Pferdestärken, d. s. 3000 ■ 37 • 1 kg = 121 t, mithin für alle hundert zusammen 12100 t Kohle jährlich gespart werden, was bei einem Preise von 18 M/1, frei Schiff auf der Feuerplatte liegend, bereits ca. 218 000 M ausmachen würde. Hierzu tritt noch eine geringe Er-

gerung der Feuerungskosten in Betracht, so würde dies bei 100 Schleppern mit einer Lebensdauer von 50 Jahren insgesamt schon 50.218 000 M = 10 900 000 M, ohne Einrechnung der teilweisen Verzinsung der laufenden Ersparnisse ausmachen, eine Summe, welche bereits den Gesamt-Anschaffungspreis dieser Fahrzeuge unter normalen Verhältnissen bei weitem überschreitet.

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