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Biblioteka Politechniki Ktakowskiej

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Über die Vergrösserung der Handelsdampfer mit Rücksicht auf ihre Rentabilität.

Dissertation zur

Erlangung der Würde eines Doetor-Ingenieurs

im November 1901 vorgelegt von

gV Ministe^, der    ^

Clarence B. Schultz

Diplom-Ingenieur.

öffentlichen Arbeiten

Genehmigt von der Königlichen Technischen Hochschule zu Berlin.

Referent: Geheimer Marine-Baurat und Schiffbaudirector Brinkmann.

Korreferent: Marine-Oberbaurat und Schiffbaubetrieb3director Kketschmer.

1903.

Druck von M. Driesner, Berlin, Klosterstr. 45.

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Inhaltsübersicht.

Einleitung.........

Zusammensetzung des Deplacements

Länge und Breite

Seitenhöhe.....

Typschiffe.....

Schiffskörpergeivicht .    .

Berechnung der Seitenhöhe

Allgemeines zur Berechnung des Schiffskörpergewichts.......

Allgemeines zur Gewichtsberechnung des Stahlmaterials.......

Berechnungsart des Gewichts der Aussenhaut..........

des Doppelbodens.........

der Quer spanten..........

der Stringer...........

der Beplattung der Becks......

der Deckbalken..........

der Deckstützen..........

der wasserdichten Schotte.......

der Aufbauten und Schotte über dem Hauptdeck der schweren Gussstücke .......

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77

77

Bestimmung des Restgewichts...............

Überblick über die wichtigeren Untersuchungen der Festigkeit von Schiffen

Bestimmung des Biegemomenis...............

Berechnungsart der Trägheitsmomente........ .    .    .

Spannungsziffern...................

Correctur für die Festigkeit............

Zusammenstellung der Schiffskörpergewichte...........

Berechnung der indicierten Pferdestärken...........

Berechnung des Gewichts der Maschinenanlagen und der Kohlen Gewichts Zusammenstellung „

Allgemeines über Rentabilität

77

77

77

Belative Rentabilität........

Das absolut tragfälligste Schiff beider Typen Das in Bezug auf sein Deplacement tragfähigste Schiff beider Typen .    87

Das in Bezug auf das Schiffsgewicht

Das in Bezug auf Maschinen- und Kohlengewicht tragfähigste Schiff beider

Typen*...................

Gewicht und Anzahl der Passagiere.............

Güteverhältnisse in Bezug auf die Anzahl der unterzubringenden Passagiere 94 Zusammenstellung der Resultate Tabellarische Zusammenstellung der Abmessungen u.s.iv. für die Verbände 104

86

. 87

90

92

99

Es ist eine bekannte, wiederholt in der Fachliteratur besprochene Thatsache, dass im letzten Jahrzehnt die Grösse der Handelsdampfer schnell gestiegen ist. Diese Erscheinung hat ihren Grund neben technischen Fortschritten hauptsächlich in der höheren Wirtschaftlichkeit grösserer Schilfe gegenüber kleineren für den Verkehr zwischen Handelscentren von Bedeutung, in welchen stets eine ausreichende Menge von zu befördernden Passagieren und Gütern vorhanden ist.¹)

Eine Untersuchung der Frage, wie weit man wohl, ohne die mutmassliche Rentabilität aus dem Auge zu verlieren, mit der Steigerung der Dimensionen gehen kann, liegt daher nahe und ist auch bereits von verschiedenen Gesichtspunkten aus behandelt worden.²) Diese Abhandlungen, welche die wertvollsten Fingerzeige für die Behandlung des vorliegenden Themas geben, entwickeln teils mehr oder weniger empirische Formeln für die Zunahme des Schilfseigengewichts unter Berücksichtigung der Festigkeit, teils beschäftigen sie sich unter allgemeinen Wendungen mit einzelnen bestimmten Fällen. Am weitesten geht Biles, indem er das Wachsen von zwei Schilfen verschiedener Proportionen und Geschwindigkeit bei constantem und wachsendem Tiefgang graphisch erläutert, ohne jedoch ein Maximum für Tragfähigkeit und Rentabilität zu erreichen.

In Folgendem soll nun eine allgemeinere Lösung des Problems und zwar für die beiden Haupttypen der grossen Handelsdampfer, den transatlantischen Frachtdampfer und den Schnelldampfer, versucht werden.

Wie bei jeder Schiflfsconstruction so steht auch hier die Gewichtsfrage im Vordergründe. Die absolute Grösse eines Schilfes wird bei unbeschränktem Tiefgang hauptsächlich durch die von ihm zu tragenden Gewichte bedingt. Das zunehmende Schilfsgewicht setzt allerdings eine, wenn auch ziemlich weite Grenze. Dieser Grenzwert hat aber nur ideellen Wert und interessiert hier weiter nicht. Kann der Tiefgang, wie dies in Wirklichkeit der Fall ist, eine gewisse, bald erreichte Grösse nicht überschreiten, so muss das Maximum von Tragfähigkeit also auch der Rentabilität bereits bei nicht allzuweit getriebener Vergrösserung eintreten. Dieses Maximum und die Dimensionen des tragfähigsten Schilfes beider Typen für einen bestimmten, practisch möglichen Tiefgang soll zahlenmässig ermittelt werden. Hierbei werden sich noch eine Reihe anderer Fragen entscheiden, z. B. ob das tragfähigste auch zugleich das im Betrieb rentabelste und im Anschaffungspreis vorteilhafteste Schiff ist, wie sich diese Verhältnisse mit Rücksicht auf die Anzahl der unterzubringenden Passagiere gestalten u. s. w.

Die beiden hier betra chteten Schiffsklassen unterscheiden sich in erster Linie in der Ausnutzung der Tragkraft des Schiffsgefässes. Die Frachtdampfer opfern einen verhältnismässig kleinen Teil ihrer Tragfähigheit für die Maschinen, Kessel und Kohlen, laden sonst aber vornehmlich Güter. Die Schnelldampfer tragen, neben dem geringen Gewicht der Passagiere, deren Zubehör und ganz wenig Ladung, in der Hauptsache ihre Maschinenanlage und die Verbrauchs-kohlen.³) Beide Arten unterscheiden sich bezüglich des Schiffskörpers durch die Völligkeit der Form, welche sich der zu erzielenden Geschwindigkeit anpassen muss, durch den Umfang und die Art der Einrichtungen für Passagiere und die durch die grosse Verschiedenheit der Maschinenkraft bedingte veränderte Raumeinteilung. Da es nun für die absolute Grösse gleichgültig ist, ob die Tragkraft eines Dampfers durch Einrichtungen für Passagiere, Ladung oder vermehrtes Maschinen-, Kessel- und Kohlengewicht erschöpft wird, so scheiden sich die Schiffskörper für die vorliegende Untersuchung in volle und scharfe. Dieselben sollen in der Annahme, dass die kritische Grösse beider Typen nicht zusammen-fällt, gesondert behandelt werden.

Das Deplacement eines seeklaren Handelsdampfers setzt sich aus

1)    dem fertig ausgerüsteten Schiffskörpergewicht⁴),

2)    dem Gewicht der Maschinen- und Kesselanlage sowie der Kohlen für die Reise und

3)    dem Gewicht der beförderten Passagiere mit Gepäck, Wasser und Proviant und dem der geladenen Güter zusammen.

Das letzte Gewicht repräsentiert die Tragfähigkeit und ergiebt sich als Differenz aus dem Deplacement und den beiden ersten Gewichten. Das Gewicht der Maschinen- und Kesselanlage sowie der Kohlen lässt sich ohne besondere Schwierigkeiten auch für Schiffe, welche weit über das bisher grösste Mass hinaus gehen, mit ziemlicher Sicherheit annähern. Die Festsetzung des ersten Gewichts gestaltet sich jedoch verwickelter.

Deplacement:

23200 t=100%

Das Gewicht des Schiffskörpers steht im engsten Zusammenhang mit dem Verhältnis der Hauptdimensionen untereinander sowie mit der absoluten Grösse und hängt ausserdem von dem specifischen Gewicht und der Festigkeit des verwandten Materials ab. Als Baumaterial wird hier Flussstahl von den Eigenschaften, wie sie der Germanische Lloyd für Schiffbauzwecke vorschreibt, angenommen.

Das Gewicht des Schiffskörpers wächst bei Vergrösserung ohne Erhöhung des Tiefgangs erheblich schneller als das Deplacement. Letzteres kann sich bei Vergrösserung auf demselben Tiefgang nur in zwei Richtungen nämlich in die Länge und Breite ausdehnen, während der Schiffskörper, um den Gesetzen der Stabilität und der Festigkeit zu genügen, ausserdem noch in der Höhe zunehmen muss, ohne dass eine entsprechende allgemeine Reduction des Bestecks als Compensation hierfür eintreten kann.

Es fragt sich nun, wio schnell nimmt das Schiffsgewicht zu? Ist es günstiger, in die Breite oder in die Länge zu gehen? Wann wird die Grösse erreicht sein, bei welcher die Tragfähigkeit gleich Null, das verfügbare Deplacement also gerade noch zum Tragen der Maschinen, Kessel und Kohlen für die festgesetzte Geschwindigkeit und Entfernung ausreicht? Zur Beantwortung dieser Fragen muss etwas weiter ausgeholt werden. Es sollen daher zunächst die Beschränkungen, welche für die einzelnen Hauptdimensionen der Schiffe bestehen, erörtert werden.

Der Tiefgang findet bei proportionaler Vergrösserung der Hauptdimensionen zuerst seine Grenze in der Tiefe der anzulaufenden Häfen und ihrer Zufahrten. Auch die Einfahrt in die von Zeit zu Zeit aufzusuchenden Trocken- oder Schwimmdocks setzt eine Tiefgangsgrenze, allerdings nur für das leere Schiff. Der Suezkanal ist zur Zeit 87₂ m tief, wird aber in nicht zu langer Zeit 10 m Tiefe besitzen. Der Nordostsee-Kanal hat eine Tiefe von 9,3 m bei Mittelwasserstand, der Manchester-Seekanal 7,9 m. Schiffe, die diese Wasserstrassen benutzen wollen, müssen sich notgedrungen noch etwas innerhalb der angegebenen Grenzen halten.

Man findet die grössten Schiffe an den Stellen des regsten überseeischen Warenaustausches, also in der transatlantischen Fahrt zwischen New-York und den ersten Häfen Europas, weil sie nur dort Aussicht auf dauernde und lohnende Beschäftigung haben. Die auf dieser Route verkehrenden Dampfer treffen gewöhnlich mit Passagieren und nicht voller Belastung durch Güter in Amerika ein, ausserdem sind beim Einlaufen die Bunkerkohlen verbrannt. Der Maximaltiefgang mit gefüllten Kohlenbunkern und voller Ladung wird also beim Ausgehen aus New-York erreicht. Man kann annehmen, dass zur Zeit Schiffe mit 32 Fuss = 9,75 m Tiefgang⁵) den New-Yorker Hafen noch ohne Gefahr, auf Grund zu geraten, verlassen können. Ein Corapletieren der Ladung ausserhalb der Barre ist schon der Unsicherheit des Betriebes bei geringem Seegang, des dadurch entstehenden Zeitverlustes und der hohen Kosten wegen für den gewöhnlichen Frachtverkehr ausgeschlossen. Man kann also 9³/₄ m als heutigen Maximaltiefgang ansehen.

In den ersten Europäischen Häfen liegen die Verhältnisse meist so, dass im Falle zu grossen Tiefgangs, trotz verbrauchter Bunkerkohlen, durch Leichtern an geschützter Stelle nachgeholfen werden kann.

Das Bestreben, das Fahrwasser immer weiter zu vertiefen, ist in allen Hafenplätzen von Bedeutung ständig vorhanden, man wird daher in absehbarer Zeit in der Lage sein, Schiffe mit 10 m Tiefgang in Betrieb zu setzen.⁶) Für die vorliegende Untersuchung soll daher dieser Tiefgang als Norm angesetzt werden.

Die Länge und Breite kann man in den in Betracht kommenden Häfen als nicht durch äussere Hindernisse beschränkt ansehen. Die Möglichkeit des Dockens von Schiffen, welche über das Mass des grössten z. Zt. existierenden Docks⁷) hinausgehen, lässt sich durch den Bau eines passenden Schwimmdocks oder Aneinanderreihung vorhandener, wie z. Zt. in Nicolajeff für die Popoffkas beabsichtigt, stets erreichen. Durch die Schleusen der künstlichen Fahrstrassen des Weltverkehrs würde die Länge und Breite der passierenden Schiffe natürlich fest begrenzt sein. Der Suezkanal hat keine Schleusen, ist z. Zt. an der Sohle 34V₂ m breit und soll auf 37 m gebracht werden. Der Nordostsee-Kanal hat Schleusen für Schiffe von maximal 150 m X 25 m. Bei günstigem Wasserstand kann derselbe jedoch ohne künstliche Niveauändorung durchfahren werden. Die Schiffslänge ist dann wenigstens nicht beschränkt. Die Schleusen des Manchester-Seekanals sind 182,8 m X 24,38 m.

Die Seitenhöhe des Schiffskörpers, die letzte noch zu besprechende Haupt' diraension, findet ihre Grenze in der zu einem gesicherten Betrieb nötigen Stabilität. Als Mass der Stabilität wird gewöhnlich die Entfernung des Breitenmetacentrums von dem Systemschwerpunkt angesehen. Die metacentrische Höhe variiert in einem gewissen Verhältnis umgekehrt wie die Seitenhöhe, da der Systemschwerpunkt mit der Schiffshöhe steigt, also die Entfernung bis zum Metacentrum, welches von der Wasserlinie und dem Deplacement abhängt also durch H⁸) nicht beeinflusst wird, sich verringert. Nimmt man die Ladung in den betreffenden Schiffsräumen gleichmässig verteilt an, so dürfte die obere Grenze für H, falls Passagiere gefahren werden, also eine Schlagseite möglichst vermieden werden muss, mit einer metacentrischen Höhe = 0 bei verbrauchtem Kohlenvorrat erreicht sein. Für Frachtdampfer würde in diesem Zustande selbst eine geringe negative metacentrische Höhe bei genügend hohem Freibord nicht von erheblicher Bedeutung sein. Bei beschränktem Tiefgang also verhältnismässig grosser Breite ist jedoch eher auf eine zu grosse als zu kleine Anfangsstabilität zu rechnen. Mit der metacentrischen Höhe nimmt die Intensität des Aufrichtungsbestrebens zu. Um nun ein heftiges Schlingern und die damit verbundenen unnötigen Beanspruchungen des Schiffskörpers und der Maschinen zu vermeiden, darf nach der Erfahrung die metacentrische Höhe bei grossen Handelsdampfern 0,75 m nicht überschreiten. Das hierzu passende H ist folglich als untere Grenze zu betrachten.

Die Länge hat keinen Einfluss auf die Stabilität. Es kommen nur B, H und T in Betracht. Nach einer von Prof. Biles in seinem bereits angeführten Vortrage enthaltenen Methode lässt sich nun unter ziemlich einwandfreien Annahmen die für eine bestimmte metacentrische Höhe passende Schiffshöhe bei festgesetzter Breite und bestimmtem Tiefgang folgendermassen berechnen:

Die Höhe des Metacentrums M über dem Deplacement-Schwerpunkt F, also MF, ist gleich:

B²

Nun wird angenommen, dass sich KF wie der Tiefgang und KG wie die Seitenhöhe ändern, also ist:

. . 2.

GM=cT+(mx|-)-k H . .

Hierin sind c, m und k Konstanten vom Typschiff.

3.

Also: II=

(“x?4H!xT)-f •

Die obigen Formeln setzen nun voraus, dass eine homogene Ladung die Räume anfüllt oder die Ladung so verteilt ist, dass ihr Schwerpunkt sich mit dem Schwerpunkte der Laderäume deckt, und ferner, dass die Schwerpunkte des Schiffskörpers, der Maschinen, Kessel, Kohlen und der Ladung zusammengenommen sich der Höhe nach, wie die Seitenhöhe des Schiffs, ändern. Der Schwerpunkt des Schiffskörpers wird bei gleichartiger Bauausführung ziemlich genau mit H variieren. Der Schwerpunkt der Maschinen und Kessel wird aber vermutlich nicht so schnell wie H steigen, da die Maschinenkraft für gleiche

Geschwindigkeit verhältnismässig sinkt, ausserdem bei sehr grossen Kräften und beschränktem Tiefgang noch weiter als bisher geteilt werden muss, und schliesslich der Durchmesser der Kessel aus Festigkeitsrücksichten nicht unbeschränkt mit H wachsen kann. (Hier könnte allerdings durch Anordnung von Wasserrohrkesseln, wenn man diese für Handelsschiffe in Betracht ziehen will, in zwei Etagen übereinander ein Ausgleich gedacht werden.) Die Schwerpunkte der Kohlen und der Ladung werden bei ähnlicher Raumeinteilung nicht viel anders als H variieren. Da der Raum pro Tonne Tragkraft mit wachsender Grösse auf constantem Tiefgang zunimmt, so verringert sich dabei die ohnehin nicht grosse Schwierigkeit, Kohlen und Ladung gewöhnlicher Dichtigkeit so stauen zu können, dass ihre Schwerpunkte mit H steigen.

Biles glaubt ferner, dass man bei erheblich grösseren Schiffen als die zur Zeit vorhandenen, ohne die metacentrische Höhe zu ändern, genügend gute Seeeigenschaften erzielen kann und nimmt für seine Untersuchungen GM = 0,42 m an. Da seine Schiffe nicht nennenswert über die bisher erreichten Dimensionen hinausgehen, so mag für dieselben diese Annahme am Platze sein, für die vorliegenden ganz erheblich grösseren Schiffe erscheint aber eine Abstufung angebracht, und zwar wird zur Bestimmung von H für die Schiffe von 20 m Breite: 0,4 m, von 30 m Breite: 0,5 m und 40 m Breite: 0,6 m metacentrische Höhe angenommen.

Als Typschiff für den scharfen Typ soll die „Deutschland“, welche in der Zeitschrift des Vereins Deutscher Ingenieure vom 3. November 1900 für die vorliegende Untersuchung genügend genau behandelt ist, dienen. Die Kenntnis mancher Details wäre allerdings stellenweise wünschenswert gewesen. Für den vollen Typ blieb, da die beiden in Betracht kommenden Deutschen Rhedereien die erbetenen Auskünfte über neuere und grössere Schiffe ablehnten, als Anhalt nur die Veröffentlichung betreffend den Dampfer „Palatia“ in der Zeitschrift des Vereins Deutscher Ingenieure vom 25. Mai 1895 übrig. Diesem Artikel und den demselben mitgegebenen Skizzen, welche übrigens nicht ganz untereinander stimmen, sind die nötigen Daten entnommen. Ausserdem war dem Verfasser das Schiff von zwei transatlantischen Reisen her bekannt.

Es ist also der Tiefgang auf 10 m festgesetzt worden, die Seitenhöhe lässt sich, wie gezeigt, berechnen, die Breite und Länge können frei gewählt werden. Wie stellt sich nun das Schiffsgewicht?

Ein Annäherungsausdruck für das Schiffskörpergewicht, welcher den Variationen von Länge, Breite und Höhe in zuverlässiger Weise Rechnung trägt, ist dem Verfasser nicht bekannt. Eigene Versuche in dieser Richtung ergaben nur innerhalb gewisser, nicht genügend weiter Grenzen richtige Resultate.

In der einschläglichen Litteratur sind selbst anerkannte Fachleute über diesen Punkt nicht annähernd einig. Froude*) z.B. nimmt eine Zunahme der

*) W. Froude, On useful displaeement etc. Transactions Inst. Nav. Arch. 1874.

beanspruchten Constructionsteile mit der vierten Potenz der Länge, direct mit der Breite und umgekehrt wie die Höhe an. Normand⁹) behauptet, dass das

Gewicht des Stahlmaterials mit s X Deplacement⁴^ wächst. Eigar¹⁰) dagegen

findet, dass das Gewicht des Stahlmaterials etwa wie die dritte Potenz der linearen Dimensionen steigt. Als einziger Versuch, das Schiffskörpergewicht systematisch anzunähern, wurde die von Johnson¹¹) vorgeschlagene Methode, die Längsnummern des Englischen Lloyds Register of Shipping mit gewissen Potenzexponenten und Constanten zu benutzen, gefunden. Es werden bei dieser Gelegenheit aus einer grossen Anzahl von Gewichtsdaten ausgeführter Schiffe hergestellte Normalkurven für die verschiedenen Schiffsklassen (Volldeck-, Spardeck-, Sturmdeckschiffe u.s.w.), welche die Gewichtsänderung des Stahlmaterials nach Längsnummern von Lloyds angeben, mitgeteilt. Die Methode wird innerhalb ihres Rahmens voraussichtlich ziemlich sicher arbeiten. Da aber die hier zu berechnenden Schiffsgewichte weit über die bisherigen Ausführungen hinausgehen, so versagt dieselbe. Ausserdem kommen die mit grösseren Veränderungen von L, B, II unter einander verbundenen Gewichtsschwankungen, deren Kenntnis gerade hier von der grössten Bedeutung ist, nicht genügend zum Ausdruck.

Die Angaben des Schiffsgewichts in Kilogramm pro cbm des- umschriebenen Parallelepipeds sowie in Procenten des Deplacements sind zu unbestimmter Natur und nicht geeignet, um hier benutzt werden zu können.

Es musste daher dazu geschritten werden, durch directes Berechnen die Veränderung des Schiffsgewichtes bei zunehmender Grösse und den in Betracht kommenden Variationen der Hauptdimensionen festzustellen. Eine rohe Ueber-schlagsrechnung ergab, dass zur Beantwortung der im Thema gestellten Fragen bei einem Tiefgang von 10 m die Kenntnis der Gewichte von Schiffen ausreicht, deren Länge von 200 bis 400 m und deren Breite dabei von 20 bis 40 m variiert.

Die zugehörigen Seitenhöhen lassen sich nach Frühergesagtem wie folgt

berechnen:

Die zur Berechnung der Constanten nötigen Werte sind, so gut es ging, den veröffentlichten Abbildungen und Daten der Typschiffe entnommen und können bei der Skizzenhaftigkeit der Unterlagen nicht sämmtlich Anspruch auf absolute Genauigkeit machen. Immerhin erhält man ein ziemlich richtiges Bild von den einschläglichen Verhältnissen.

1) Berechnung von H für den scharfen Typ:

Von der „Deutschland“ sind bekannt:

Arch. 1897.

17360 t

Deplacement = 23200 t und Tragfähigkeit =    5840 t

bleibt

Um das Schiffskörpergewicht zu finden, ist das Maschinen- und Kesselgewicht von diesem Rest zu subtrahieren. Zur Feststellung der letzteren Gewichte bietet sich, wenn man von einer Schätzung der Kilogramm pro indicierte Pferdestärke als zu unsicher absehen will, die Methode von Prof. McDermott¹²), welche ziemlich genaue Resultate liefern soll.

Danach ist das Maschinengewicht ohne Kurbelwelle des vorliegenden

Typs:

= 0,018 n (DXL+^)7/s+390

hierin ist: n = Anzahl der Maschinen

D = Summe der Quadrate der Cylinder-Durchmesser in Zoll L = Hub in Fuss

d = Summe der Quadrate der Durchmesser der nach Tandemart

aufgesetzten Cylinder in Zoll.

l.M.D.Cyl.Durchmesser = 1870 mm rd. 74 Zoll quadriert =

2640 „    „ 104 „

2700 „    „ 106 „

1.

l.N.D.Cyl.” 1- »

5476

10816

11236

11236

38764

Hub — 1850 mm rd. = 6,08 Fuss

X 6,08

235685

l.H.D.Cyl.Durchmesser = 930 mm rd. 37 Zoll quadriert = Also ist: (DXL+|)

(DXL+

1369

= 237054

und

50465

+390

50855

0,036

XO,018X2 =

rd. 1831 t

Für vierfache Expansion sollen 5 % zugeschlagen werden. Da aber die Formel nach der Erfahrung meist etwas zu kleine Werte giebt, so werden 10 % addiert.

abgerundet auf 2020 t

Also: 1831 + 183 = 2014    .......

Wellen incl. Kurbeln = 0,0026 D²XL—0,0012 d²XL es ist: D = mittlerer Durchmesser rd. 610 mm = rd. 24 Zoll

d = Bohrung etwa Vs D .    .

L = Länge . .

.    . rd.

■ sO

m = rd.

Fuss.

Also: D²XL = 576X217 = rd. 125000X0,0026 = 325,0 d²XL = 64X217 = rd. 13850X0,0012= 16,7

308,3X2

616,6 abgerundet auf 617 t

Propeller: 4flügelig = 0,lXn (DV^S — 40)

Hierin ist: n = Anzahl der Schrauben

D = Durchmesser in Fuss (6,8 m = rd. 22,3 Fuss) S = Abgewickelte Fläche in Quadratfuss = 12,98 qm = rd. 139,72 Quadratfuss Also: V$ = Y 139,72 = 11,8XD= 11,8X22,3 = 264

— 40

224X0,2

44,8    .    .    . rund 45 t

Kessel: Für „Hohenzollern“ (in der Marine-Rundschau, Mai 1901 S. 558) beträgt das Kesselgewicht pro P.S. 0,085 t. Dieser Coefficient wird auch für die vorliegende Kessel-Anlage für passend gehalten.

Die normale Leistung ist 33000 P.S. also 33000X0,085 = rd. 2800 t Es wiegen also: die Maschinen „ Wellen „ Propeller „ Kessel

= 2020 t =    617 t

45 t

= 2800 t

Reserveteile und Zubehör ca. 5 kg pro P.S.

5482 t 168 t

5650 t

Dies giebt bei 33000 P.S. rd. 171 kg pro P.S., also einen annehmbaren Wert; für die Maximalleistung von 36000 P.S. allerdings nur rd. 157 kg pro P.S.

Es waren disponibel für Schiff und Maschinen-Anlage 17360 t davon ab Maschinen-Anlage bleibt für den Schiffskörper

5650 t

11710 t

Dies giebt LXBXHX212 kg.

Zur Berechnung des Systemschwerpunkts ist die Ermittelung des Kohlengewichts notwendig. Es sollen nun in 24 Stunden nach dem Artikel in der Zeitschrift des Vereins deutscher Ingenieure rd. 570 t Kohlen für die Fortbewegung des Schiffs verbraucht sein. Dies giebt etwa 0,65 kg pro P.S. und Stunde. Die Reise von New-York bis Cherbourg bezw. Plymouth nimmt etwa 5l/a Tag, bis Hamburg also 6'/₂ Tag in Anspruch. Es sollen nun, um eine gewisse Reserve sowie Kohlen zum Betrieb der zahlreichen Hülfsmaschinen, Küchen u. s. w. zu haben, 630 t pro Tag (0,8 kg pro P.S. und Stunde) und 7 Tage gerechnet werden, also 4410 rd. 4400 t.

Das Gewicht der 1283 Passagiere mit Handgepäck wird zu 100 kg pro Person, also rd. 130 t angenommen. Wir sind nunmehr in der Lage, den Systemschwerpunkt der Höhe nach für „Deutschland“ zu berechnen.

Gewicht Entfernung des Schwer- Moment punkts von Oberk. Kielpl.

4,73 m 3,80 m 5,90 m 5,00 m 6,00 m 6,00 m 15,00 m

Maschinen und Reserveteile Wellen und Schrauben Vordere Kesselgruppe Die 3 hinteren Kesselgruppen 2100 t

4400 t 1310 t 130 t 11490 t

Es fragt sich nun, wohin der Schwerpunkt des Schiffskörpers für die zu 0,4 m geschätzte metacentrische Höhe fällt, und ob diese Stelle einen gewissen Grad von Wahrscheinlichkeit besitzt.

Der Deplacement-Schwerpunkt liegt nach der recht genauen Annäherungs-

Kohlen

Ladung und Proviant Passagiere

formel von Morrish*)

2188 t 662 t 700 t

10349 mt 2516 mt 4130 mt 10500 mt 26400 mt 7860 mt 1950 mt

63705 mt

unter der Schwimmebene.

_22650 3090**)

Deplacement in cbm Schwimmebene in qm

D = Tiefgang (in Seewasser) = 8,63 m, folglich

1,44 m; also liegt der Deplacement-Schwerpunkt 3,88 m unter der Schwimmebene oder da der Tiefgang 8,63 m beträgt,

4,75 m über der Kielplatte.

Hierin ist: d =

= 7,33 m. Mithin^

O

=2.44 in

*) Morrish, On an Transactions Inst. Nav. **) Ordinaten der Schwimmebene Y.Pp. 0,0

approximate Arcli. 1892. Coefficient

rule for the vertical position of the centre of buoyancy.

Producte

Dritte Potenz der Ordinaten

Coefficient

Producte

0,0

4,0

16,0

64

256

7,0

14,0

343

686

8,9

35,6

705

10,0

20,0

1000

10,2

40,8

1061

10,2

20,4

1061

9,9

39,6

970

9,0

18,0

6,3

25,2

GO

2820

2000

4244

2122

3880

1456

1000

H.Pp. 0,0

0,0

229,6

X²-^X2

18464 2 20,2

Areal = rd. 3090 qm

a = 0,752

Trägheitsmoment = rd. 83000 m*

Nun ist das Metacentrum über dem Deplacement-Schwerpunkt:

= 3.66 m

Trägheitsmoment der Schwimmebene um die Längsachse_83000 m⁴

22650 in³

Volumen des Deplacement

Mithin befindet sich das Metacentrum über der Oberkante Kielplatte 4,75 m-}-3,66 m = 8,41 m, davon ab die auf 0,4 m geschätzte metacentrische Höhe giebt dem System-Schwerpunkt über der Oberkante Kiel zu 8,01 m.

Die Summe der Momente aller Gewichte mit Ausnahme des Schiffskörpers ist 63705 mt; für 8,01 m als System-Schwerpunkt muss das Gesammtmoment betragen: 23200 t X8,01 m = 185832 mt

—63705 mt

122127 mt dividiert durch das Schiffsgewicht = 11710 t, giebt den Schwerpunkt des fertig ausgerüsteten Schiffskörpers zu 10,43 m über Oberkante Kielplatte.

Die Seitenhöhe bis zum Hauptdeck¹³) beträgt nun 13,41 m und bis zum Sturmdeck (der kurze Brunnen vorn und das sogenannte Heizerdeck werden als nicht vorhanden betrachtet) 13,41 m -f- 2,59 m = 16,00 m. Der Schwerpunkt des Schiffskörpers wird infolge der umfangreichen Einrichtungen für die Passagiere voraussichtlich zwischen 0,3 Höhe vom Haupt- und Sturmdeck von oben liegen.

Also zwischen:

13,41 — 13,41X0,3 = 13,41—4,02 = 9,39 m 16,00—16,00X0,3 = 16,00—4,80 =11,20 m im Mittel also rd. 10,30 m

Der Schwerpunkt des Schiffskörpers kann daher wohl 10,43 m über der Oberkante der Kielplatte angenommen werden.

Es ist jetzt möglich, die Constanten für die Berechnung von H für die 20, 30 und 40 m breiten Schiffe des scharfen Typs zu bestimmen. Also für „Deutschland“:

83000 ml

0,0483XLXB3 22650 m³ 0,636 X LX BX T

Deplacement-Schwerpunkt über Kielplatte = 4,75 m

= 0,550 T

MF:

do.

B²

= 0,076 Y

also m = 0,076

also c = 0,550

System-Schwerpunkt über Kielplatte = 8,01 m

= 0,598 H

do.

also k = 0,598

T = 8,63 m

H = 13,41 m Die Formel von Biles lautet: H =

Also für B = 20 m

T = 10 m

400

H = 0,127X ₁₀ +0,92+10

0,4

0,598

GM = 0,4 m = 5,08+9,2—0,67 = 13,61

H = rund 13,6 in

Für

B = 30 m

T = 10m

GM = 0,5 m

900

H = 0,127X^+0,92X10

0,5

0,598

= 11,43+9,2—0,837 = 19,793

FI = rund 19,8 in

Für

B = 40 m

T = 10 m

GM = 0,6 m

1600

H = 0,127 X^Qr+0,92X10—

0,6

0,598

20,32+9,2—1,0 = 28,52

H = rund 28,5 m

Die Seitenhöhen und metaeentrischen Höhen nach der Schiffsbreite graphisch aufgetragen befinden sich auf der nachstehenden Zeichnung.

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0,b

-*2 +

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60

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5760 t

1 H.D. Cyl. Durchmesser =    630 mm = rd. 25 Zoll quadriert =    625

1 M.D. Cyl.

1 N.D. Cyl.

== 1030    „

= 1630 „

» 41    „

7»    ⁶⁴    „

= 1681

= 4096

6402

Hub = 1250 mm = rd. 4,1 Fuss

X 4,1

Davon die ⁷/₈ Potenz

26248,2 7357,2 + 390

7747

0,018 X 2

X 0,036

278,89 rund 280 t.

Wellen: Da keine Daten darüber vorhanden sind, so erscheint es am zweck-massigsten, dieselben nach den Vorschriften des Germanischen Lloyd zu berechnen:

p, . N.D. Cyl. Durchmesser¹⁴ _163¹⁴

1S ' H.D. Cyl. Durchmesser¹⁴

26569

3969

also grösser als 6,604

folglich findet die folgende Formel Anwendung:

63¹⁴

6,7

Kurbelwellen-Durchmesser d =

P X L x n x D¹⁴

634

Hierin ist:

P = dem absoluten Kesseldruck in kg/qcm, hier 12,5 -J- 1 = 13,5 L = dem halben Hub in cm, hier 62,5 cm n = Anzahl der N.D. Cyl., hier 1 D = Durchmesser der N.D. Cyl. in cm = 163

Also: d =

13,5X62,5X1X26569

634

•= rd. 33 cm

33 cm = rd. 13 Zoll

Bohrung = rd. 5¹/i Zoll

Länge der Wellen = 49 m = rd. 160 Fuss

Also wiegen die Wellen 0,0026 D¹⁴XL—0,0012 d¹⁴XL D¹⁴xL = 169x160 = 27000x0,0026 = 70,0 d¹⁴xL =27,5x160 = 4400x0,0012 = —5,2

64,8 t

Also beide Wellen rund 65x2 = 130 t

Wellen .    .

Schrauben.

428 t

Übertrag .    .

Kessel . . .

. = 428 t . = 357 t 785 t

Reserveteile und Zubehör rund 20 t

805 t = 192 kg pro P.S.

Es waren disponibel davon ab Maschinenanlage bleibt für den Schiffskörper

Der Kohlenverbrauch soll sich pro Tag auf 66 t für Fortbewegung (0.67 kg pro P.S.) und 4,6 t für Hülfsmaschinen etc., also zusammen auf 70,6 rund 71 t (0,71 kg pro P.S.) belaufen.

Bei 12,5 Knoten Durchschnittsfahrt legt das Schiff 300 Meilen in 24

5760 t -805 t 4955 t

Stunden zurück, also die Strecke zwischen New-York und Hamburg von ca. 3600 Seemeilen in 12 Tagen. Nimmt man nun zur Sicherheit 2 Tage mehr an, so beträgt der Kohlenvorrat 7lXl4 = rd. 1000 t Zusammenstellung: Schiffskörper = 4955 t Maschinenanlage =    805 t

= 1000 t Tragfähigkeit = 6600 t Deplacement

Zur Berechnung des System-Schwerpunkts wird das Gewicht der Ladung*) nach dem dafür verfügbaren Raum verteilt gedacht.

Der Laderaum beträgt über dem Zwischendeck

Kohlen

=13360 t

.    210    kg    pro    LxBxH

.    192    „    „    P.S.

.    0,71    „    „    P.S. u. St.

unter

3043 cbm 6261 cbm

Das Gewicht entsprechend verteilt giebt

9304 cbm

über dem Zwischendeck 2155 t

unter

4445 t

Es ist nun:

Gewicht

Maschinen und Zubehör

Wellen und Schrauben

Kessel

Kohlen

Ladung

do.

300 t 148 t 357 t 1000 t 2155 t 4445 t

6600 t

Entfernung des Schwerpunkts von Oberk. Kielpl. 3,13 m 2,50 m 4,47 m

4.40    m

11,00 m

5.40    m

Moment

8405 t

939 mt 370 mt 1590 mt 4400 mt 23705 mt 24000 mt 55004 mt

*) Das geringe Gewicht der bei voller Ladung noch unterzubringenden Passagiere (48 Kajüts- und 244 Zwischendeckspassagiere) mit Proviant und Wasser von 70 — 80 t wird hier vernachlässigt. Die „Palatia“ hat bei voller Belastung z. B. mit Getreide noch fast das ganze Hauptdeck frei.

me hoch muss nun der Schwerpunkt des Schiffskörpers liegen, damit die auf 0,4 m geschätzte metacentrische Höhe erzielt wird?

Der Abstand des Deplacement-Schwerpunkts von der Schwimmebene

+ 5 t6

co! CL,

beträgt nach Morrish, wie vorher:

Deplacement in cbm _13000

" 1895*)

8,0 m, also —= 1,33 m, mithin

Schwimmebene in qm

D = Tiefgangs

= 6,9 m

2,30 m

ö

Dies vom Tiefgang abgezogen, ergiebt den Deplacement-

zusammen 3,63 m.

Schwerpunkt 4,37 m über Oberkante Kielplatte.

35300 m⁴

Das Metacentrum liegt über dem Deplacement-Schwerpunkt: Trägheitsmoment der Schwimmebene bezogen auf die Längsachse

Es ist also:

Eingetauchtes Volumen

13000 m3 = 2,72 m

4,37 m + 2,72 m 7,09 m

Deplacement-Schwerpunkt über Oberkante Kielplatte .    .    .

Metacentrum über Deplacement-Schwerpunkt.....

Metacentrum über Oberkante Kielplatte.......

Davon ab die in Aussicht genommene metacentrische Höhe .    .    — 0,40 m

6,69 m

Also müsste der System-Schwerpunkt über der Oberkante Kielplatte liegen. Für diesen System-Schwerpunkt ist das Gesammtmoment: 13360 t X 6,69 m = 89378 mt, das Moment aller Gewichte ausser dem Schiffskörper ist .    .    .    = 55004 mt

= 6,94 m über Oberkante Kielplatte.

Also Moment für den Schiffskörper = 34374 mt und der Schwerpunkt 34374

4955

*) Ordinaten der Schwimmebene Y.Pp. 0

Coefficient Producte Dritte Potenz Coefficient Producte der Ordinaten

5,2

7,65

20,8

140

560

8,00

8,00

8,00

8,00

8,00

7,75

5,85

15,30

32,00

16,00

32,00

16,00

32,00

15,50

23,40

447

512

512

512

512

894

2048

1024

2048

1024

2048

930

800

H.Pp. 0

203,00 X—X2

11376

03] *0

14

Areal

rd. 1895 qm 0,855

Trägheitsmoment = rd. 35300 m⁴

Da nur wenig Einrichtung für Kajütspassagiere, dagegen aber ausser einem vollständig durchlaufenden Doppelboden noch besondere umfangreiche Kühlräume für den Fleischtransport vorhanden sind, so wird der Schwerpunkt des fertig ausgerüsteten Schiffskörpers wahrscheinlich zwischen 0,4 H bis zum Ilauptdeck und 0,4 H bis zum Sturmdeck von oben liegen.

Es ist: H bis H. D. == 10,67 m — (10,67x0,4) = 10,67 — 4,268 = 6,402 H bis St.D. = 12,97 m

(12,97x0,4) = 12,97 — 5,188 = 7,782 Mittelwert .    .    .    = 7,092

Also kann der Schwerpunkt des Schiffskörpers wohl in 6,94 m Entfernung von der Kielplatte liegen, und muss schon, da keine Unterlagen zur genaueren Ermittelung vorhanden sind, so angenommen werden.

Es wird jetzt zur Berechnung der Constanten für die Festsetzung von H für eine beliebige Breite der Schiffe des vollen Typs geschritten.

35300 m4 MF = —

B²

0,0634xLxB³ ofi, -ä735xLxBxT-°'⁰⁸⁶³ f

also m = 0,0863

13000 m³

Deplacement-Schwerpunkt F über Oberkante Kielplatte = 4,37 m T = 8,0 m

do. = 0,546 T, also c = 0,546 System-Schwerpunkt G über Oberkante Kielplatte = 6,69 m H = 10,67 m

= 0,627 H also k = 0,627

do.

do.

do.

Die Formel lautet: H = ^X?-J+^xt)— Also für B = 20 m H = 0,1375x^°+0,872x10

Für B = 30 m

900

H = 0,1375x^ +0,872x10

Für B = 40 m

1600

H = 0,1375x^^+0,872x10

GM = 0,4 m = 5,5+8,72—0,64= 13,58 rd. 13,6 m GM = 0,5 m = 12,375+8,72—0,8 = 20,295 rd. 20,3 m GM = 0,6 m

22,0+8,72—0,957 = 29,763 rd. 29,8m

T = 10 m

0,4

0,627 T = 10 m

0,5

0,627 T = 10 m

0,6

0,627

Der Freibord, welcher bei den 20 m breiten Schiffen mit 3,6 m bis zum Hauptdeck gering erscheint, wird in Anbetracht von etwa 30 °/₀ Reservedeplacement bei beiden Schiffstypen für 200 m Länge noch für ausreichend gehalten. Nimmt die Länge zu, so geht das Sturmdeck aus Festigkeitsrücksichten sehr bald in ein Spardeck und Volldeck über, und damit treten weniger strenge Bedingungen für den Freibord ein. Wie sich später zeigt, sind die Längsverbände bereits bei 200 m Länge über die vorschriftsmässigen Abmessungen hinaus zu verstärken. Man hat es also bei den 20 m breiten Schiffen von vornherein nicht mehr mit Sturmdeck-, sondern mit erheblich stärkeren Schiffen zu thun.

Für die Berechnung des Schiffskörpergewichts ist dasselbe erstens in das die eigentliche Structur des Schiffs ausmachende Stahlmaterial und die schweren Gussstücke und zweitens in das andere Material wie Holz, Cement, Farbe u.s.w. einschliesslich den gesammten Ausbau und die Ausrüstung, also in alle Gewichte, durch welche das nackte, stählerne Schiffsgefäss zu einem betriebsfertigen Schiffskörper wird, geteilt gedacht.

Zur Bestimmung der Verbände sind die Längs- und Quernummern nach den Vorschriften des Germanischen Lloyd wie folgt ermittelt:

Der Umfang wurde an den zur Berechnung der Trägheitsmomente gezeichneten schematischen Hauptspanten aufgemessen. Diese Hauptspante haben sämmtlich den Völligkeitsgrad 0,94 wie beide Typschiffe und bestehen in ihrer Contur aus Geraden und einem Kreisbogen in der Kimm. Siehe die folgenden Abbildungen.

Die Quernummer Q ist nun für die vorliegende Schiffsklasse _ Umfang des Mittelspants -f-Breite

xCoefficient

Dieser Coefficient soll nun hier, um die zunehmende Schiffsgrösse gebührend zu berücksichtigen, etwas weiter abgestuft werden als in den Vorschriften des Germanischen Lloyd.

N> -i-

Derselbe beträgt also: für Dreideckdampfer.......

„ Vierdeckdampfer.......

0,91

„ Fünfdeckdampfer.......

.    0,905

.    0,90

„ Sechsdeckdampfer......

„ Sieben- und Mehrdeckdampfer .    .

Die Längsnummern QL ergeben sich durch Multiplication der Quernummern mit der Schiffslänge.

Für die vorliegende Gewichtsberechnung werden die Schiffe vorläufig als Sturmdeckschiffe angesehen. Dann werden sie hinsichtlich ihrer Festigkeit geprüft und die notwendigen Correcturen im Gewicht gemacht. Je nach der Menge und Verteilung des hinzuzufügenden oder abzuziehenden Materials können die Schiffe dann andere Bezeichnungen beanspruchen. Zum bequemen Übergang auf die vorläufig also als Sturmdeckschiffe gedachten grösseren Schiffe und zum directen Vergleich wird auch „Deutschland“ als Sturmdeckschiff („Palatia“ ist ein solches) angesehen. Der kurze Brunnen hinter der Back und das sogenannte Heizerdeck achtern wird zugebaut angenommen. Auf das Gewicht des Ganzen wird dies einen vernachlässigbar kleinen Einfluss haben.

Für Sturmdeckschiffe ist nun nach den Vorschriften des Germanischen Lloyds für die Verstärkungen der Verbände die Seitenhöhe H’ = H+V4 Höhe des Sturmdecks massgebend. Da die Höhe des Sturmdecks bei allen Schiffen ausser den Typschiffen zu 2,6 m angenommen ist, so vermehrt sich für H’ die Höhe H durchgängig um 0,65 m.

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Breite und die Höhe des Mittelträgers im

Der Querschnitt der Winkel wird auch in den Fällen

Der scharfe Typ hat sein Maximum von Tragfähigkeit

8 *98

¹

Prof. 0. Flamm, „Die Riesendampfer der Neuzeit“. Stahl und Eisen, 1. Dec. 1899.

²

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Prof. J. H. Biles, „On large cargo Steamers“. Transactions Inst. Nav. Arch. 1900.

³

Als Erläuterung diene die folgende Gewiclitsverteilung von zwei ausgeführten typischen Schiffen:    Schnelldampfer    Frachtdampfer

„Deutschland“    „Palatia“

Schiffsgewicht seeklar ausgerüstet:    11710    t = 50l/s%    4955    t = 37 °/₀

Maschinenanlage und Kohlen:    10050    t = 43'/₄#/„    1805    t=13,/₁#/o

Tragfähigkeit:    1440    t = 6'/₄ °/₀    6600    t = 49'/, •/„

13360 t =100 %

⁴

^as Gewicht der Mannschaft mit Effecten, Wasser und Proviant ist in den grossen hier behandelten Schiffskörpergewichten mitenthalten gedacht, ohne dass dafür jedesmal ein besonderer Ansatz erfolgt.

⁵

Die Vertiefung der Zufahrt von See auf über 12 m ist bereits in Angriff genommen. Marine-Engineering, Juni 1901, Seite 218.

⁶

Der neueröffnete Emdener Seehafen hat schon eine Tiefe von lD/sin unter mittlerem Hochwasser im Aussenhafen, und bei Niedrigwasser können noch Schiffe mit 8 m Tiefgang einfahren.

⁷

Das grösste Trockendock befindet sich in Speeia: Länge = 332,7 m, Einfahrtbreite = 32,3 m, Wasser über dem Süll = 10 m. In Deutschland in Bremerhaven: 226 m X 26 m x 10,76 m. Die leistungsfähigsten Schwimmdocks sind in Sparrowpoint, Md. und in Hamburg. Ersteres soll 18000 t heben, letzteres der Firma Blohm &Voss gehörig, ist 170 m lang, hat 27,5 m lichte Breite und kann Schiffe mit 9,5 m Tiefgang aufnehmen. Es trägt 17500 t.

⁸

Die Abkürzungen sind den Angaben der Hütte II Seite 281 entsprechend gewählt.

⁹

Normand, Note sur la loi etc. Bulletin de l’association technique maritime 1892.

¹⁰

Eigar, Fast Ocean steamships. Transactions Inst. Nav. Arch. 1894.

¹¹

) Johnson, On graphic aid in approximating hullweights. Transactions Inst. Nav.

¹²

McDermott, Estimated weights of machinery. Transactions Society of Naval Arc-hi-tects and Marine Engineers 1897.

¹³

Die Decks werden abweichend von den Skizzen der Typschiffe in der Zeitschrift des V. D. I. mit den in den Vorschriften des Germanischen Lloyd 1900 benutzten Benennungen bezeichnet. Danach ist bei einem Volldeckschiff das oberste durchlaufende Deck das Hauptdeck.

¹⁴

Berechnung von H für den vollen Typ:

Von der „Palatia“ sind bekannt: Deplacement = 13360 t

Tragfähigkeit = 7600 t

Also wiegen Schiff und Maschinenanlage

Es ist nun das Gewicht der Maschinen ohne Kurbelwellen, wie vorher nach Mc Dermott’scher Methode: (Aufgesetzte Cylinder sind nicht vorhanden) = 0,018 n [(DXL)¹ *+390]

Breite und die Höhe des Mittelträgers im

Die zur Bestimmung der Abmessungen der Deckstützen und der wasserdichten Schotte benutzte Raumtiefe RT wird hier zur Vereinfachung gesetzt = Seitenhöhe -f-Decksbucht — Höhe des Doppelboden-Mittelträgers. Die Höhe H ist

bekannt, die Decksbucht ist =

Doppelboden geht aus den sogleich zu besprechenden Tabellen hervor.

Die Verbände selbst wurden unter Zugrundelegung der in den Vorschriften des Germanischen Lloyds angegebenen Abmessungen unter der Annahme, dass dieselben mit gleichbleibender Gesetzmässigkeit über die veröffentlichten Abmessungen hinaus weiter wachsen, graphisch weiter gebildet. Für einen zukünftigen Bau werden die so gefundenen Zahlen aber nicht sämmtlich und ohne Weiteres für massgebend gehalten, da sich bei verschiedenen Werten das Gesetz der Veränderung nicht deutlich genug erkennen liess, und in solchen Fällen nichts weiter übrig blieb, als so gut es ging zu schätzen.

Die Resultate sind nur, soweit sie hier gebraucht wurden, in den nachfolgenden Tabellen zusammengestellt und zwar bis zu einer Quernummer = 63,

= 34000, einer Raum-

einer Längsnummer=25000, der Leitnummer QLx -^™

lOH

tiefe = 21 m und einer Schiffsbreite = 40 m.

Auch die in Gewichtsprocenten der betreffenden Verbandteile ausgedrückten, im Sinne der Vorschriften des Germanischen Lloyds berechneten Abzüge für die an den Enden der Schiffe gestattete Verjüngung der Verbände*), befinden sich in den Tabellen.

Da es sich hier um sehr grosse Schiffe handelt, soll auch die mittlere Plattengrösse zur Festsetzung der Zuschläge für die Überlappung und die Stoss-bleche über das gewöhnliche Mass hinausgehen, indem vorausgesetzt wird, dass

*) Bei der Berechnung der Abzüge ist das arithmetische Mittel aus den Massen mittschiffs und an den Enden mit der Mittschiffsgrösse verglichen und davon zur Vereinfachung, auch bei den durch die Abnahme der Schiffsform nach den Enden zu beeinflussten Verbandteilen, die Hälfte als der vom Ganzen abzuziehende Procentsatz angenommen. Z.B. für das Gewicht des Hauptdeckstringers:

QL ..........

qcm mittschiffs......

qcm an den Enden.....

im Mittel........

im Mittel weniger als mittschiffs

also Verjüngung......

und für die Fläche des Hauptdeckstringers:

5000

6000

7000

364

449

547

224

265

317

294

19V»

9l/s#/o

357

432

207,7»

lO'/Wo

21%

10'/,Vo

QL

5000

6000

7000

Breite mittschiffs cm    . .

„ an den Enden    . .

202

219

233

154

171

181

178

195

207

im Mittel .......

im Mittel weniger als mittschiffs

also Verjüngung......

Es kam hier darauf an, Mittelwerte zum Gebrauch bei der Gewichtsherechnung zu finden. Die in den Tabellen enthaltenen Procentsätze werden daher voraussichtlich nicht für jedes Schiff genau passen. Immerhin werden sie annähernd der Wirklichkeit entsprechen und daher die Rechnungsergebnisse im berichtigenden Sinne beeinflussen.

12°/o

6°/.

11%

5'/s"/o

11%

5'/*%

eine Werft, welche den Bau von so grossen Schiffen übernimmt, sich auch mit den Facilitäten zum Transport und zur Montage besonders grosser und schwerer Platten und Profile versieht. Die Zuschlagprocente, sowohl für Überlappung als auch für Stossbleche, wachsen mit der Dicke der Platten ganz erheblich. Daher sind im Interesse der Leichtigkeit des Baus möglichst grosse Platten erwünscht. Dagegen spricht für kleinere Platten die Thatsache, dass durch die um so zahlreicheren Überlappungen und Stossbleche das Ganze nicht unwesentlich besser versteift wird. Ferner steigern sich die Schwierigkeiten des Bearbeitens und Anbringens mit der Grösse und Schwere der Platten schnell und tragen neben anderen ebenfalls mit der Grösse des Schiffs zusammenhängenden Ursachen erheblich zu den Kosten bei, sodass der Preis pro Tonne Schiff über einer gewissen Grösse (ca. 6000 t Tragfähigkeit incl. Kohlen) wieder steigt, nachdem er bis dahin stetig abgenommen hat.¹)

Im allgemeinen werden bei gleicher Plattendicke Schiffe von der hier in Betracht kommenden Grösse mit grossen Platten nicht unwesentlich leichter, weniger steif in sich und etwas teurer ausfallen als solche mit kleineren Platten. Der erste Punkt, die grössere Leichtigkeit, ist für die Rentabilität ausschlaggebend. Die geringere Steifigkeit und der etwas höhere Anschaffungspreis fallen nicht so ins Gewicht. Die Verwendung von grösseren Platten als bisher erscheint daher gerechtfertigt.

) etwa 9 m Länge und 1,5 m Breite bei 32 mm Dicke.

Breite angenommen werden. Für diese Grössen wurden die Gewichtsprocente der Zuschläge für die hier Verwendung findenden Nietverbindungen berechnet und in den Tabellen nach Blechdicken geordnet und auf halbe Procente nach unten abgerundet zusammengestellt.

Es wird ausdrücklich bemerkt, dass die in den Tabellen enthaltenen Abmessungen der Verbandteile nur als erster Anhalt für die Berechnung der Hauptspant-Träglieitsmomente und der Schiffsgewichte dienen, also nichts Definitives darstellen sollen, da sich trotz der Verstärkungen im Sinne des Germanischen Lloyds noch besondere Correcturen für die Festigkeit als notwendig herausstellten.

Bei der „Campania“²) soll nun z. B. die mittlere Länge der Aussenhaut-Platten 7,92 m und die Breite 1,60 m bei 22 mm Dicke betragen haben, bei „Oceanic“³) 8,53 m Länge und 1,37 m Breite bei 25—35 mm Dicke und bei „Celtic

) Nauticus, Jahrbuch für Deutschlands Seeinteressen 1901, Seite 393

Die practische Ausführung so grosser Schiffe, welche sich wie bisher nur auf die Erfahrung gründen und demgemäss nur schrittweise herausbilden kann, wird daher vielleicht noch aus anderen Gründen im Besteck von den Tabellen abweichend ausfallen.

Im allgemeinen ist bei allen auf die Gewichtsberechnungen bezüglichen Annahmen beabsichtigt, dass die Schiffskörper im Licht der heutigen Praxis eher leicht erscheinen, um wenigstens die ersten nicht ausbleibenden künftigen Verbesserungen in der Ausnutzung des Materials und in diesem selbst zu escomptieren. Dass die Festigkeit der Verbände bei den errechneten Gewichten genügt, wird nachgewiesen werden.

In Anbetracht des kleinen Massstabes der zur Verfügung stehenden Unterlagen kann es sich hier nicht um eine absolut genaue Feststellung des Walzstahlgewichtes, welche zunächst vorgenommen werden soll, handeln; man wird sich mit einer ziemlich guten Annäherung begnügen müssen.

Auf sämmtliche Gewichtsberechnungen, auch die der Typschiffe, welche zum Vergleich und zur Bestimmung von wichtigen Constanten dienen sollen, finden natürlich dieselben Grundsätze und Annahmen Anwendung. Alle Annahmen müssen daher so gemacht werden, dass sie zwanglos eine Verallgemeinerung auf grössere im übrigen ähnliche Schiffe zulassen. Die hiernach berechneten Schiffe weichen deshalb im Interesse der Vereinfachung der Rechnung in manchen Details, z. B. in den Querspanten von der Ausführung der Typschiffe ab. Jedoch ist angestrebt worden, dass mit dem errechneten Gesammt-gewicht jeder Verbandteil entweder wie auf dem Typschiff ausgeführt werden kann oder wenigstens dieselbe Festigkeit besitzt.

Für die Gewichtsbestimmung der einzelnen Verbandteile sollen nun die folgenden Gesichtspunkte gelten:

Aussenhaut: Constructionszeichnungen der Typschiffe standen nicht zur Verfügung. Für die Fläche der Aussenhaut musste also ein Annäherungsausdruck benutzt werden. Nach dem Taschenbuch der „Hütte“ Abteilung II Seite 284 erhält man die Aussenliautfläche durch Multiplication des mittleren Spantumfangs mit 1,015 bis l,030xLänge. Annähernd beträgt der mittlere Spantumfang das 0,90 bis 0,92 fache vom Umfang des Hauptspants. Um nun die Coefficienten möglichst richtig zu wählen, wurde folgende Proberechnung für „Deutschland“ und „Palatia“ gemacht.

Das lebendige Werk ergab sich aus der ziemlich genau arbeitenden Denny-Mumford’schen⁴) Formel:

Oberfläche = (LxBxd)-j-(l,7xLxT)

und das tote Werk bis zur Oberkante Hauptdeckscheergang wurde nach den Skizzen festgestellt. Danach ist für „Deutschland“:

also bis zur Wasserlinie

über der Wasserlinie = 2x6,0x202 im Ganzen

Dieser Wert ist nach der Berechnungsweise des Oberwasserteils wahrscheinlich etwas zu klein. Nimmt man nun den mittleren Spantumfang bis Oberkante Scheergang = 0,9 des Hauptspantumfangs bis ebendahin und multipliciert mit l,015xL, so ^ergiebt sich:

22,15 mxO,9x1,015x202x2 = 8160 qm, also dürften dies brauchbare Coefficienten für den scharfen Typ sein.

Für „Palatia“ ist: 140 mx 15,85 mx0,735 = 1640 qm 140 mx 8,0 mx 1,7 = 1900 qm

also bis zur Wasserlinie

darüber 2x3,8x140 im Ganzen

3540 qm = 1064 qm = 4604 qm

Analog ist: 17,55 mxO,92x1,025x140x2 = 4634 qm

Also sind 0,92 und 1,025 als passende Coefficienten für den vollen Typ zu betrachten.

Da bei grösseren Schiffen die Scheergangdicke verhältnismässig nicht viel von der Seiten- und Bodenplattendicke abweicht, so ist dieselbe durchweg gerechnet. Die lokalen Verstärkungen an der Kielplatte, den Wellenaustritten

u.s.w. sind dafür nicht berücksichtigt, wohl aber die durch ein Verhältnis ■ ^ ,

10H

grösser als 1 bedingte Verstärkung des Hauptdeckscheergangs und durchgängig dreier Kimmgänge auf % Länge des Schiffs.

Die Aussenhautfläche des Sturmdecks wird durch Multiplication der Sturmdeckhöhe mit 1,05xLx2 genau genug gefunden, und wird hier ebenfalls die Dicke des Sturmdeckscheergangs als Compensation für lokale Verstärkungen durchweg gerechnet.

Reduction der

bei

Da bei dem feststehenden Tiefgang und zunehmender Breite bald ein übergrosser Freibord entsteht, so wird die bei Volldeckschiffen erlaubte Verringerung der Verbände für gerechtfertigt gehalten. Die zulässige Verminderung beträgt nach Seite 76 der Vorschriften des Germanischen Lloyds von 1900: Deplacement

Längsverbände

2%

4%

6%

8%

10%

0,55 0,40 „ darunter

= 0,40

0,33 und 0,475) gerecht zu werden.

Die Dicke der Aussenhaut soll im Bereiche des Doppelbodens nicht ver

ringert werden, um eine gewisse Gewichtsreserve zu haben.

Die für die Verjüngung der Plattendicken an den Enden abzuziehenden Procente sind in den Tabellen enthalten, ebenso die Zuschläge für die Vernietung. Die Stösse der Beplattung sind durchweg mit doppelten Stossblechen versehen und bis zum Hauptdeck mit vierfacher („Palatia“ mit dreifacher) und von da bis zum Sturmdeck mit dreifacher Kettennietung ausgeführt gedacht; die Längsnähte durchweg mit doppelter Kettennietung überlappt. In Wirklich-

Für Nietköpfe wird schliesslich

keit werden die Nietungen mehr variieren, nach der „Hütte“ 3l/₂ % addiert.

Doppelboden: Der Doppelboden ist nach dem Längsspanten-System wie bei „Deutschland“ ausgeführt.

Die Fläche der Tankdecke konnte bei „Deutschland“ der Skizze entnommen werden und beträgt 0,497 rd. 0,5 LxB. Bei „Palatia“ wurde die Angabe als Anhalt benutzt, dass 1170 t = 1140 cbm Wasserballast in dem Doppelboden aufgenommen werden können. Die mittlere Höhe des Doppelbodens

wurde zu 1,05 m gemessen, also ist die Fläche der Tankdecke rd.

1140

1,05 = 1090 qm = 0,49 LxB.⁵)

Die Dicke der Mittelplatte wird für die ganze Tankdecke durchgerechnet, weil der Unterschied gegen die Seitenplatten nicht bedeutend ist und um für lokale Verstärkungen Gewicht disponibel zu haben. Die Abschlagsprocente für die Verjüngung an den Enden sind in den Tabellen zu finden. Die Längsnähte sind überlappt doppelt zickzack und die Stösse ebenfalls überlappt aber mit dreifacher Kettennietung genietet gedacht und hierfür die Zuschläge

gewählt.

Die letzte Abstufung ist hinzugefügt worden, um dem Unterschied zwischen den vorkoramenden sehr grossen Reservedeplacements (z.B.

Deplacement

Inhalt bis H.D.

Die Länge des Mittelträgers unter Berücksichtigung seiner verlaufenden Enden beträgt bei „Deutschland“ 0,865 L. Bei „Palatia“ musste der Doppelboden zur Auffindung der Trägerlängen in die Skizze eingetragen werden, und ergab sich die Länge des Mittelträgers = 0,882 L. Die Höhen und Dicken sind in den Tabellen enthalten. Eine Verjüngung der Dicke an den Enden findet nicht statt. Die Stösse sind mit doppelten Stossblechen und vierfacher (bei „Palatia“ dreifacher) Kettennietung verbunden, und der Zuschlag ergiebt

sich aus den Tabellen.

Die Randplattenlänge beträgt auf „Deutschland“ 0,81 L, auf „Palatia“ 0,855 L. Die Höhe und Dicke ist in den Tabellen enthalten. Eine Verjüngung findet nicht statt. Die Zuschlagsprocente sind für vierfach (bei „Palatia“ dreifach) genietete Stossüberlappung zu nehmen. Für den Flansch werden 10% addiert.

Die Länge der Seitenträger ergiebt sich nach der Skizze der „Deutschland“ wie folgt:

1. Seitenträger =    0,725xL

„    =    0,635xL

„    =    0,510xL

„    =    0,395xL

„    =    0,202xL

Da nun bei einer Schiffsbreite von 20, 30 und 40 m, wie die Hauptspante des scharfen Typs zeigen, ausser 5 noch 4, 6, 7, 8, und 9 Träger an jeder Seite nötig sind, wenn dieselben in etwa zweifacher Spantentfernung stehen sollen, so wurden die betreffenden Längen unter Zugrundelegung der obigen Werte graphisch wie folgt ermittelt:

Anzahl der Träger:

1.    Träger

2.    Träger

3.    Träger

4.    Träger

5.    Träger

6.    Träger

7.    Träger

8.    Träger

9.    Träger

0,710    L    0,735 L 0,750 L 0,755 L 0,760 L

0,710

0,655

0,590

0,520

0,445

0,355

0,245

0,110

Analog ist für „Palatia“ und den vollen Typ:

1. Seitenträger = 0,726 x L = 0,510 x L

2.

1.    Träger

2.    Träger

3.    Träger

4.    Träger

5.    Träger

6.    Träger

7.    Träger

8.    Träger

.............0,305

Die als constant vorausgesetzten Höhen können aus den schematischen Hauptspanten direct gemessen oder durch Interpolation gefunden werden. Als

Dicke wird die in den Tabellen aufgeführte vom Germanischen Lloyd im Maschinen- und Kesselraum verlangte gerechnet, um eine kleine Reserve für nicht berücksichtigte Gewichte zu haben.

Die Zuschlagsproconte sind für vierfach (bei „Palatia“ dreifach) genietete Stossüberlappung aus den Tabellen entnommen. Verjüngung an den Schiffsenden findet nicht statt.

Die Bodenwrangen stehen auf jedem zweiten Spant und werden ohne Erleichterungslöcher, also voll durchgerechnet; dafür sind die Dreieckverbindungen auf den dazwischen liegenden Spanten in der Rechnung unterdrückt. Die Länge des Doppelbodens ist auf „Deutschland“ = 0,803xL, auf „Palatia“ = 0,847xL. Die Fläche der Tankdecke ist bekannt, also kann man die mittlere Breite des Tanks für beide Typen finden. Diese Breite gilt als mittlere Breite der Bodenwrangen.

Die Spantentfernung ist in den Tabellen enthalten, es lässt sich also, da auch die Länge des Doppelbodens bekannt ist, die Anzahl der Bodenwrangen finden.

Die Länge der Maschinen- und Drucklager-Fundamente und ihrer Übergänge in den normalen Doppelboden ist auf „Deutschland“ = 0,17xL, auf „Palatia“ = 0,07xL. Es wird der Einfachheit wegen angenommen, dass bei Vergrösserung der Schiffe die Maschinenlänge u. s. w. wie die Schiffslänge wächst, wenn dies auch nicht ganz zutreffend ist. Auf dieser Entfernung hat jedes Spant eine Bodenwrange. Die Breite dieser Bodenwrangen im Maschinenraum ist durchschnittlich auf „Deutschland“ == 0,7 lxB und auf „Palatia“ ebenfalls = 0,7 lxB.

Als mittlere Höhe der Bodenwrangen soll das arithmetische Mittel der Höhen des Mittelträgers, der Seitenträger und der Randplatte am Hauptspant gelten, wenn dies auch nach den Schiffsenden zu nicht genau zutrifft.

Die Dicke ist gleich der der Seitenträger. Zuschläge für Vernietung sind nicht zu machen.

Die Länge der Winkel am Mittelträger ist durch diesen selbst bekannt. Die Abmessungen bezw. die Querschnitte der Winkel (oben zwei Stringerwinkel, unten zwei Kielschweinwinkel) sind den Tabellen entnommen. Der Zuschlag ist für Stosswinkel mit dreifacher Nietung in den Tabellen nach der Dicke des Mittelträgers gesucht und in Rechnung gestellt.

Die Länge des Winkels an der Randplatte ist durch diese selbst gegeben. Den Querschnitt findet man in den Tabellen. Der Zuschlag ist für Stosswinkel mit dreifacher Nietung nach der Blechdicke der Randplatte gewählt.

Die Länge der an der Oberkante der Seitenträger durchlaufenden Winkel ist durch die Seitenträgerlänge bekannt. Der Querschnitt steht in den Tabellen. Der Zuschlag richtet sich nach der Dicke der Seitenträger und wird der Procentsatz für dreifach genietete Stosswinkel benutzt.

Das Gewicht der absetzenden Winkel an der Unterkante der Seitenträger berechnet sich wie bei den durchlaufenden Winkeln an der Oberkante, jedoch ohne Zuschlag für Vernietung.

Die verticalen Winkel am Mittelträger, welcher wasserdicht gedacht ist, ergeben sich aus der Anzahl der Bodenwrangen und der Höhe des Mittelträgers. Die Doppelbodenbreite überschreitet die halbe Schiffsbreite bei „Deutschland“ auf 0,54xL, bei „Palatia“ auf 0,6xL. Auf dieser Strecke sind nach den Vorschriften des Germanischen Lloyds zwei verticale Winkel an jeder Boden-wrange angebracht und demgemäss in Rechnung gestellt. Die auf jedem Spant stehenden Bodenwrangen im Maschinenraura fallen auf beiden Typschiflfen innerhalb der Grenzen, zwischen welchen zwei verticale Winkel an jeder Boden-wrange verlangt werden. Zuschläge sind nicht zu machen. Das Profil ist das der Gegenspantwinkel.

Die Länge der verticalen Winkel an den Seitenträgern und der Randplatte ergiebt sich aus der Höhe dieser Verbandteile und der Anzahl der mit ihnen verbundenen Bodenwrangen. Allo Längsträger, welche auf „Deutschland“ über 0,285 x L und auf „Palatia“ über 0,33 L lang sind, kommen für Vertical-winkel an den im Maschinenraum hinzugefügten Bodenwrangen in Betracht. Mit einer Länge von 0,51 x L bei „Deutschland“ und 0,43 x L bei „Palatia“ und darüber durchziehen die Längsträger den Maschinenraum vollständig. Bei den dazwischen liegenden Längen werden entsprechend weniger Bodenwrangen getroffen und zwar, wie die graphische Ermittelung in Procenten der Gesammt-zahl der im Maschinenraura eingeschobenen Bodenwrangen ergab, wie folgt:

Für „Deutschland“ und den scharfen Typ:

Anzahl der

Seitenträger: 1. Träger:

100% 100%

100%

100%

100%

100%

2.

3.

70%

55

55

55

4.

0°/

5.

48%    80%

0%    24%

c> -

55

55

6.

0%

87%

48%

55

7.

0%

8.

55

0°/o

o%

9.

55

0%

Analog ist für „Palatia“ und den vollen Typ:

Anzahl der

Seitenträger: 1. Träger:

100% 100% 100% 100% 100% 100%

2.

4. Träger

5.

. 100% . 63%

100% 100%

100%

6.

25%

0%

» • • *...................0%

Der Querschnitt ist derjenige der Längswinkel an den Seitenträgern. Zuschläge sind nicht zu machen.

Unter den Maschinen und Kesseln ist der Doppelboden noch besonders verstärkt. Die hierfür in Betracht kommende Fläche des Doppelbodens ist bei „Deutschland“ = 0,63, bei „Palatia“ = 0,22 der Tankdecke. Nach einer Überschlagsrechnung und Schätzung beträgt diese Verstärkung (im Maschinen-raum mehr, unter den Kesseln weniger) durchschnittlich wenigstens 20% der dort anderenfalls vorhandenen Verbände. Der für die Verstärkung zu machende Zuschlag ergiebt sich danach für „Deutschland“ zu 12,6% rd. 13% des Gesammt-gewichts und für „Palatia“ zu 4,4 rd. 5%. Diese Zahlen sollen für die bezüglichen Vergrösserungen benutzt werden, auch wenn sie nicht genau richtig sind.

Bei Feststellung der eventuellen Abzüge für grösseres Reservedeplacement rechnen als Längsverbände: die Tankdecke, der Mittelträger, die Seitenträger, die Rand platte und die durchlaufenden Längswinkel, als Querverbände: die Bodenwrangen und die verticalen Winkel. Zum Schluss sind für Nietköpfe 3%% addiert. (Hütte II Seite 284.)

Querspanten: Für die Rechnung gilt zur Vermeidung zu weit gehender Complication abweichend von der Bauart der Typschiffe die Annahme, dass die Spanten durchweg aus Spant- und Gegenspantwinkel bestehen und gleiche Entfernung haben. Der Querschnitt der Spant- und Gegenspantwinkel sowie die Spantentfernung sind den Tabellen entnommen.

Die Fläche der Aussenhaut bis zum Sturmdeck ist bekannt, man kann also durch Division mit der Spantentfernung annähernd die laufenden m Spant und Gegenspant, also auch ihr Gewicht errechnen.

Die Querschnitts Verringerung der Spantwinkel an den Schiffsenden von Quernummer 20 bis zur letzten in den Vorschriften des Germanischen Lloyds vorhandenen variiert zwischen 0% (bei Q = 30,3) und 20% (bei Q = 25,1), ohne dass sich eine Gesetzmässigkeit in der Abnahme erkennen Hesse. Eine systematische Verjüngung an den Enden ist jedoch durchaus angebracht und wird hierfür unter Berücksichtigung einer Erleichterung von etwa ’/₄ bis y₃ der Gesammtlänge der Spantwinkel 3% des Gewichts in Abzug gebracht.

Für die Stosswinkel und Bodenwrangen vor und hinter dem Doppelboden wird bei „Deutschland“ eine Gewichtsvermehrung von 7 '/₂%, bei „Palatia“ von 7% für angemessen gehalten. Für die vergrösserten Schiffe soll, um den schwereren Profilen gerecht zu werden, dieser Zuschlag bei 20 m Breite 7% %, bei 30 m Breite 10% und bei 40 m Breite 12 V, % betragen.

Als Ersatz für das Gewicht der Rahmenspanten, welche teilweise anstatt schwerer Raumbalken vorhanden sind, und der Kimmstützplatten wird nach Überschlag und Schätzung 40% des Spant- und Gegenspantgewichts hinzu

geschlagen.

Der für den Querverband gestattete Abzug für grösseres Reservedeplacement ist gemacht. Schliesslich werden 3¹/₂ °/₀ für Nietköpfe addiert.

Stringer: Bei zunehmender Höhe der Schilfe musste zur Sicherung des Querverbandes und zur rationellen Einteilung des Raumes die Anzahl der Decks*) über diejenige der Typschiffe hinaus vermehrt werden.

Die Querschnitte der Stringer mittschiffs unter Voraussetzung einer Beplattung der Decks, sowie die Abzüge nach Gewichtsprocenten für die Verjüngung an den Enden, sind in den Tabellen zusammengestellt.

Als Länge der Decks mit Ausnahme des Promenadendecks wird die Länge des Schiffs zwischen den Perpendikeln gerechnet. Die Länge des Promenadendecks ist auf „Deutschland“ = 0,75 L, auf „Palatia“ = 0,295 rd. 0,3xL.

In Ermangelung genauerer Daten ist die Länge der Seitenstringer im Raum gleich der Schiffslänge gerechnet, obgleich dies mit der Wirklichkeit nicht übereinstimmt. Der Gewichtsüberschuss dient zur Compensation für nicht berücksichtigte kleinere Gewichte wie z. B. die querschiffs stehenden Enden der Befestigungswinkel der Stringer an der Aussenhaut.

Die Zwischenstringer zwischen den Decks über 2,44 m Höhe sind unter der Annahme fortgelassen, dass die Aussenhaut und die Spanten allmählich stark genug geworden sind, um ein wenig grössere nicht weiter unterstützte

Flächen dem Wasser aussetzen zu können.

Da die Stringerbreiten für das Haupt- und Zwischendeck von der Innenkante Gegenspant gemessen angegeben sind, so ist der zwischen den Spanten liegende Teil derselben zur Festsetzung des ganzen Stringergewichts noch zu addieren. Nach gemachtem Überschlag beträgt diese Gewichtsvermehrung durchgängig ohne grossen Fehler 15 %.

B mehr um

Der Hauptdeckstringer ist im Einklang mit den Vorschriften des Germanischen Lloyds 1900 Seite 64 und 65, je nach dem L/B grösser als 8 oder L/10H’ grösser als 1 ist, nach dem grösseren sich ergebenden Wert auf die halbe Schiffslänge verstärkt. Der für L/B zu machende Zuschlag wächst bei L/B = 8 und unter 8'/₂ mit 1/10 beginnend für jedes weitere ein weiteres 1/10**); der Wert von L/10H’ giebt mit 1 verglichen direct die Vermehrung an.

*) Oie Bezeichnungen der Decks sind von oben beginnend: Promenaden-, Sturm-, Haupt-, Zwischen-, Unter- und Orlopdeck. Sind mehr Decks nötig, so wird eine entsprechende Zahl Zwischen- und Unterdecks eingeschoben.

**) Zur grösseren Bequemlichkeit diene die folgende Tabelle :

L/B

14Vs und unter 15

L/B

8 und unter 8'/₂

Verstärkung

Verstärkung

0,1

1,4

Der Zuschlag für die Stösse der Stringer ausser auf dem Promenadendeck und im Raum ist für vierfache (bei „Palatia“ dreifache) Kettennietung mit doppelten Stossblechen nach den betreffenden Blech dicken aus den Tabellen entnommen.

Der Stringer auf dem Promenadendeck hat 0,8 des Querschnitts und gleiche Verjüngung wie der Sturmdeckstringer. Zur Bestimmung des Zuschlags wird dreifache Kettennietung mit doppelten Stossblechen über den Stössen (bei „Palatia“ dreifache Kettennietung mit einfachen Stossblechen) vorausgesetzt.

Die durch die Rahmenspanten unterbrochenen Seitenstringer im Raume werden vom halben Querschnitt des auf dem untersten beplatteten Deck befindlichen Stringers angenommen. Ein Abzug für Verjüngung und ein Zuschlag für Nietverbindung sind hier nicht zu machen.

Die Stringerwinkelquerschnitte für das Hauptdeck und die übrigen Decks finden sich in den Tabellen, ebenso die Winkel am Seitenstringer im Raum. Zur Vereinfachung der Rechnung wird als Befestigungswinkel des Seitenstringers im Raum mit der Aussenhaut statt des Gegenspantwinkels der Stringerwinkel für die unteren Decks angesehen. Der Unterschied ist unbedeutend.

Die Anzahl der Stringerwinkel geht aus den gezeichneten Hauptspanten hervor. Für die durchlaufenden Winkel ist der Zuschlag für Stosswinkel mit dreifacher Vernietung nach der Dicke der betreffenden Stringerplatten gewählt. Der für höheres Reservedeplacement gestattete Abzug ist gemacht. Zum Schluss sind 3 7a % Nietköpfe addiert.

Beplattung der Decks: Die Dicke der Beplattung der Decks geregelt nach QLxL/lOH’ ergiebt sich aus den Tabellen, ebenso die Abzüge in Gewichts-procenten für die Verjüngung an den Enden.

Von den Deckflächen werden die Flächen der Stringer, sowie die Öffnungen der Maschinen- und Kesselraumschachte und auf „Deutschland“ noch der Salonlichtschacht abgezogen. Die kleineren Öffnungen sind nicht berücksichtigt und dienen mit als Ausgleich für die Sülle und lokale Verstärkungen z. B. unter den Hülfsmaschinen.

Auf „Deutschland“ betragen die ganzen Deckflächen: des Promenadendecks = 0,690 LxB und nach Abzug der = 0,615 LxB „ Sturmdecks „ Hauptdecks „ Zwischendecks „ Unterdecks „ Orlopdecks

= 0,855 = 0,825 *„ = 0,790 = 0,750 = 0,715 „

grösseren Öffnungen

= 0,340

L/B

Verstärkung

0,2

0,4

0,6

0,8

14

1,0

1,2

L/B

15'/2 und unter 16 16'/a    „

177a „

187a „

19‘/2 „

Verstärkung

1,6

17

18

19

20

1,8

2,0

2,2

2,4

20

„    207,    2,5

Analog auf „Palatia“ die Flächen:

des Promenadendecks = 0,286 LxB und nach Abzug der = 0,270 LxB „ Sturmdecks „ Hauptdecks „ Zwischendecks „ Unterdecks „ Orlopdecks

Für die abzuziehenden Stringerflächen sind die Flächenprocente der Stringer, um welche sich das Product aus Mittschiffsbreite und Länge für die Verjüngung an den Enden verringert, für alle Decks in den Tabellen zusammengestellt.

Zur Wahl der Zuschläge ist die Vernietung der Längsnähte überlappt doppelt im Zickzack und die der Stösse ebenfalls überlappt aber mit vierfacher („Palatia“ dreifacher) Kettennietung in allen Decks mit Ausnahme des Ilaupt-decks, dessen Stösse doppelte Stossbleche und dreifache Kettennietung erhalten, gedacht.

grösseren Öffnungen

= 0,866

= 0,096 „

Der eventuelle Abzug für grösseres Reservedeplacement ist gemacht. Schliesslich sind 3 ’/₂ °;0 für Nietköpfe addiert.

Deckbalken: Die Deckbalken werden voll durchgerechnet als Ausgleich für nicht berücksichtigte Lukbalken, Schlingen, lokale Verstärkungen z. B. unter den Hülfsmaschinen und für die Kniee bezw. Knieplatten.

Bei den beplatteten Decks liegt auf jedem Spant ein Balken. Durch Division der bekannten Deekflächen durch die Spantentfernung wird die Anzahl der laufenden m Deckbalken angenähert gefunden. Bei den II. und IIl. Unterdecks und den Orlopdecks, in denen Rahmenspanten einen Teil der Deckbalken ersetzen, sind die Deckflächen nach Abzug der grösseren Öffnungen als für Deckbalken in Betracht kommend gesetzt.

Die passenden Balkenquerschnitte sind nach der Schiffsbreite geordnet in den Tabellen enthalten.

Die Procentsätze der Deckflächen, deren Breite unter ³/i B und für welche daher ein Balkenprofil von etwa 0,85 des normalen Querschnitts angewandt werden darf, beträgt auf „Deutschland“:

123/4%

16 V»⁰ o 19'/,% 22 %

und auf „Palatia“:

„ Orlopdeck .

9'4% 10'/₂% 1 1 V-,⁰ 0 23    %

Auf dem Promenaden- und Sturmdeck findet eine Verjüngung des Deckbalkenprofils an den Schiffsenden nicht statt.

Für die Laschungen, welche bei grösseren Schiffsbreiten teilweise notnotwendig sind, wird in Anbetracht einer verfügbaren Balkenlänge von nur 12 bis 14 m ein gewisser Zuschlag für nötig gehalten. Um nun die Rechnung nicht zu sehr zu complicieren, sind nach Überschlag und Schätzung für die Deckbalken bis incl. 60 qcm Querschnitt: 0,8 x 16% (Zuschlag für Material von 10 —14% mm durchschnittlicher Dicke bei vierfacher Kettennietung und doppelten Stossblechen) = 12,8% rd. 13% und über 60 qcm Querschnitt: 0,8x19% (Analoger Zuschlag für Material von 15 — 31% mm durchschnittlicher Dicke) == 15,2 rd. 15% als angemessen festgesetzt und zugeschlagen worden.

Der Abzug für eventuelles grösseres Reserve-Deplacement ist gemacht und zum Schluss 3'/₂% für Nietköpfe addiert. Dieser Zuschlag ist für Deckbalken zweifellos zu gross. Dem Verfasser sind jedoch keine zuverlässigen Daten über die Variation des Zuschlags für Nietköpfe bei den verschiedenen Verbandteilen bekannt.

Deckstützen: Zur Berechnung des Gewichts der Deckstützen ist der mittlere Querschnitt derselben zwischen allen Decks und im Raum für eine Raumtiefe von 12,8 m nach der Schiffsbreite geordnet in den Tabellen enthalten. Für grössere Raumtiefen ist zur Vereinfachung der Rechnung angenommen, dass der Querschnitt mit der Raumtiefe wächst*), obgleich dies nicht ganz zutreffend ist. Der so gefundene Querschnitt multipliciert mit der Raumtiefe -f- Sturmdeckhöhe giebt dann den Inhalt einer Stütze für die vorliegende Gewichtsberechnung.

Bei ,,Deutschland“ steht auf etwa je 34 qm der Fläche des Unterdecks eine Deckstütze im Raum, auf den „Palatia“-Skizzen sind keine Deckstützen angegeben. Die Verlängerung durch den Sprung, die Befestigung und besondere Abstützungen im Maschinen- und Kesselraum sind nun dadurch berücksichtigt, dass bei beiden Typen auf je 30 qm Unterdecksfläche eine Deckstütze gerechnet wird. Abzüge und Zuschläge sind nicht zu machen.

*) Nach den Vorschriften des Germanischen Lloyds ist für eine Schiffsbreite von 19,8 bis 21,95 m

der Durchmesser der Deckstützen zw. H.D. und St.D. =    8,2 cm, Querschnitt — 52,8 qcm

= 60,8 „

419,9 qcm

Z.D. „ U.D. „ O.D. „

II.D. = 8,8 „ Z.D. =    9,4 „

U.D. = 10,0 „

Nun ist

für eine Raumtiefe Durchm. d. Deckst, im Raum Querschnitt Summe d. Querschn. zw. d. Decks 261,5    „

Zusammen

=    10,36 — 10,67 m

11,4 cm 102,1 qcm

Es verhalten sich also die Raumtiefen wie

363,6 qcm

11,58—11,89 m 13,0 cm 132,7 qcm 261,5 „

394,2 qcm

. 100

und die Summen der Querschn. wie 100

zu

zu

112

109

zu

zu

121

116

Wasserdichte Schotte: Für die Berechnung des Gewichts der wasserdichten Schotte unter dem Hauptdeck ist angenommen, dass die Längsschotte mit der Schiffslänge, die Querschotte mit der Schiffsbreite variieren. Auf „Deutschland“ beträgt die Länge der wasserdichten, bis zum Zwischendeck reichenden Längsschotte auf dem Unterdeck gemessen l,06xL, die Länge der bis zum Hauptdeck reichenden, auf dem Zwischendeck gemessenen Querschotte 13xB. Auf „Palatia“ misst analog die Länge der Längsschotte 0,59xL und die der Querschotte 7,47xB. Bei dem Aufmessen sind Schotte, welche nur bis an das Unter- bezw. Orlopdeck hinaufreichen, entsprechend berücksichtigt.

Das Gewicht der Querschotte ist ferner, da mit der Länge des Schiffs des besseren Verbandes und der Raumeinteilung wegen die Anzahl derselben steigt, noch in dem Verhältnis der Schiffslängen vermehrt. Hierbei sind für den vollen Typ 140 m und für den scharfen 200 m als Grundmasse benutzt. In betreff der Längsschotte ist zum Ausgleich angenommen, dass die Zahl derselben mit vergrösserter Schiffsbreite nicht zunimmt. Die so gefundenen Längen geben, um für den Sprung des Schiffs und kleinere, nicht mitgemessene Schottteile zu compensieren, für die Läugsschotte mit der Höhe von Oberkante Kiel bis zum Zwischendeck und für die Querschotte bis zum Hauptdeck multipliciert die für die Gewichtsbestimmung massgebenden Schottflächen.

Als Schottdicke der Querschotte wird die mittlere vom Germanischen Lloyd vorgeschriebene Dicke zwischen allen Decks angenommen. Das Gewicht der Versteifungsprofile ist entsprechend den Vorschriften der obigen Classificationsgesellschaft für die Versteifung verstärkter Schotte berechnet und in Gewichts-procenten der zugehörigen Beplattung (ohne Zuschläge) nach der Raumtiefe geordnet ebenso wie die mittlere Dicke der Platten selbst in den Tabellen zusammengestellt.*)

*) Raumtiefe bis:.......

Dicke der Platten zw. H.D. u. Z.D.

Z.D. u U.D.

U.D. u. O.D.    8'/s

oben im Raum    9

unten

11,89 m

7    mm

8    mm

r»

iQ7t 43 mm 8,6 „

12,8 m

7    mm

8    mm 8¹/* 9'/,

H‘/t

13,4 m

7    mm

8    mm 8'/*

10

12

8 8

c 3 3 TXX

-aT co öo ö <m

r-H t*H

Summe

Mittlere Dicke

44¹/«j mm    45'/₂ mm 46¹/i mm

8,9    _    9,1    _    9,3 „

65,4 qcm

unten

O C C R R E t^co 0_CO

oT t- cT co co"

CO H <M CO 00 00

Ü R R R R R

cn

<C^CO O CO O O er. t'T i - o i - i CO rH <M CO O O

05 05 CO W

o ~o er. o "<s Aj 3 S

Summe

209,8 qcm Mittlerer Querschnitt 42,0 „ Der mittlere Querschnitt der Versteifungsprofile ist daher von dem mittleren Querschnitt des Schottblechs

243,6 qcm 284,2 qcm 334,2 qcm 48,7    „    56,8    „    66,8 „

64,3 7,

72»/₀    82 %    94*/,«/,

Diese Zuschlagsprocente gelten für Schiffe mit normalem Tiefgang, also

Deplacement Inhalt bis H.D.

bei denen

= 0,6 bis 0,7 beträgt. Ist dieser Wert geringer

als 0,6 so kann auch, um die Schotte nicht über ihren Zweck hinaus schwer zu machen, die Dicke und Versteifung entsprechend erleichtert werden. Dieser Gesichtspunkt ist in dem vorliegenden Falle von besonderer Wichtigkeit, weil die Höhe, also das Reservedeplacement bei der successiven Vergrösserung der Schiffe mit der Breite schnell zunimmt. Da jedoch der Tiefgang 10 m nicht überschreitet, also der auszuhaltende Wasserdruck nicht mit der Raumtiefe weiter wächst und die grösseren Schiffe in Folge der besseren Aufteilung des Raums beim Volllaufen einiger Räume verhältnismässig weniger weit wegsinken als die kleineren, wird in diesem Falle eine mit der Raumtiefe zunehmende Verstärkung der Schotte für über das Mass des Notwendigen hinausgehend gehalten. Ferner nimmt mit wachsendem Reservedeplacement die Anzahl der Decks zu, während die Deckshöhe annähernd dieselbe bleibt, also eine verhältnismässig viel wirksamere Unterstützung der Schotte eintritt.*) Die Tragkraft der Versteifung variiert umgekehrt wie die Entfernung der Stützpunkte. Der Procentsatz der Unterstützungen könnte also bei gleicher Festigkeit für den Fall H = 28,5 m etwa die Hälfte von dem Wert betragen, den er bei Vergrösserung des Falls H = 13,6 m ohne Vermehrung der Decks haben müsste. Diese letzteren Werte sind in den Tabellen als Fortsetzung der vom Germanischen Lloyd gegebenen zusammengestellt. Weil jedoch die Schotte neben ihrer Function als wasserdichter Abschluss auch zu der Festigkeit des Verbandes nicht unerheblich beizutragen haben, wird eine Erleichterung, welche etwas geringer als nach obigen Auseinandersetzungen zulässig ist, für angemessen erachtet. Die Raumtiefe wird daher zur Bestimmung der Plattendicke und des Zuschlags für die Versteifung herabgesetzt und zwar:

*) Schiffsbreite

20 m

30 m

40 m

Seitenhöhe des scharfen Typs 13,6 m Deplacement Inhalt bis H.D. " *

Die Deckshöhen, also die Abstände der Unterstützungen der Schotte sind:

.    . 0,692

19,8 m 0,475

28,5 m 0,330

2,8 m 2,5 m 2,4 m 4,2 m

^ JO JO JO JO JO

j | 4o 'os'bs "oo 'oo '*00

JO JO JO JO JO Ci O* 0¹'cD CD CD CD CD

aasasaas

Mittlerer Abstand Mittlerer Abstand

Schiffshöhe

2,98 rn

. . . 0,22

2,97 m

0,15

3,26 m 0,114

bei

Deplacement Inhalt bis H D

= 0,5 und unter 0,6 um 10 %

= 0,4 „ = 0,3 „

>, „ 20%

„ 30 %

Für die Längsschotte, welche nur bis zum Zwischendeck reichen, ist der Wert, welcher die mittlere Dicke der Schotte bis zum Hauptdeck angiebt, zu erhöhen. Diese Erhöhung nimmt mit dem Verhältnis der Höhe des Hauptdecks zur Schiffshöhe ab und ergiebt sich nach Überschlag und Abrundung: bei den Schiffen mit B = 20 m zu rund 4¹/₂ %

v    » 3 %

„    „ 2 o/₀

bei „Palatia“ also B = 15,85 m „    „ 6V2

Für die Befestigung der Versteifung wird nach Überschlag und Abrundung 15 °/o des Gewichts der Versteifungsprofile angesetzt.

Zur Feststellung der Zuschläge für die Vernietung der Platten sind sowohl die Längs- als auch die Quernähte überlappt und doppelt zickzack genietet angenommen. Schliesslich wurden für Nietköpfe 3% % addiert.

Aufbauten und Schotte über dem Hauptdeck: Die Veränderung der Schotte und Aufbauten über dem Hauptdeck erfolgt für die Längsschotte nach L und für die Querschotte nach B. Wie bei den wasserdichten Schotten ist auch hier das Gewicht der Querschotte im Verhältnis der Länge erhöht und zwar von 140 m beim vollen und von 200 m beim scharfen Schiffstyp als Einheit ausgehend. Wenn auch hierdurch für die Querschotte ein etwas zu grosses Gewicht resultieren wird, da die Raumlängen mit der zunehmenden Schiffslänge gewöhnlich etwas mitwachsen, so gleicht sich dieses Plus dadurch wieder zum Teil aus, dass das Gewicht der Längsschotte als unabhängig von der vermehrten Breite angesehen wird.

Das Aufmass ergab auf „Deutschland“ die Länge der Längsschotte = 5,04xL und die der Querschotte = 37,8xB, auf „Palatia“ Längsschotte = 2,36xL und Querschotte = ll,lxB. Diese Längen mit der Deckhöhe multi-pliciert geben die betreffenden Schottflächen. Die Dicke derselben befindet sich in den Tabellen.

Für die Längs- und Quernähte wird Überlappung mit doppelter Kettennietung angenommen und sind die Zuschläge hierfür addiert. Die Versteifung und Befestigung ergiebt sich nach einer Überschlagsrechnung zu rund 40 % des Plattengewichts ohne Zuschläge. Zum Schluss sind 3 V2 % für Nietköpfe hinzugefügt.

B = 30 m B = 40 m

Schwere Gussstücke: Das Gewicht der Steven und des Ruders wird

hauptsächlich durch L, B und H beeinflusst.

Auf „Deutschland“ wiegt: der Vorsteven

der Hintersteven 82,0 t das Ruder

7,8 t

27,0 t

116,8 t rund 117 t

Der Hintersteven der „Palatia“ wiegt: Mit „Deutschland“ proportional müssten wiegen:

35,0 t

der Vorsteven

3,3 t

und das Ruder 11,5 t

49,8 t rund 50 t

Diese Gewichte auf LxBxH bezogen, giebt: für „Deutschland“

117

55300=0,002115 t pro cbm LxBxH

für „Palatia“

50

23700

0,002110 t „    „

Diese Übereinstimmung ist auffällig, da für die „Deutschland“ mit ihrer verhältnismässig viel grösseren Maschinenkraft ein höherer Wert erwartet werden konnte. In Ermangelung einer besseren Beziehung soll, zumal die Beträge verhältnismässig klein ausfallen, das Gewicht der schweren Stahlgussstücke für den vollen Typ mit LxBxHxO,00211 t berechnet werden. Bei dem scharfen Typ ist das auf dieselbe Art gefundene Gewicht, mit Rücksicht auf die kräftigere Ausbildung des Hinterstevens an und für sich und darauf, dass man zur rationellen Abgabe der grossen Maschinenstärken bald zu drei Schrauben übergehen wird, noch um 10 % des Ganzen erhöht.

Das Restgewicht besteht, wie bereits gesagt, aus dem zur Verwendung kommenden Holz und Befestigungsmaterial, Cement, Farbe, den in der Gewichtsberechnung des Stahlmaterials nicht berücksichtigten kleineren Platten, Winkeln und Schmiedestücken, dem inneren Ausbau, der Deckeinrichtung, den betriebsfertigen Ausrüstungsgegenständen, der Mannschaft mit Wasser und Proviant u.s.w.

Es soll nun angenommen werden, dass dieses Restgewicht wie die Fläche der zum Wohnen uud zur Communication benutzten Decks variiert. Das Gewicht der Deckbeplankung und der Einrichtungen für Passagiere wird bei ähnlichen Schiffen nicht erheblich pro qm Deckfläche von einander abweichen. Die Deckeinrichtung und die Ausrüstungsgegenstände halten teils mit der Anzahl der Passagiere, also wieder den Deckflächen, Schritt, teils sind sie von der absoluten Grösse des Schiffes abhängig. Da dem Verfasser keine ins Einzelne gehenden Gewichte der Typschiffe bekannt sind, welche für sich besonders nach den verschiedenen Grundmassen (LxB), (LxBxH) und anderen variiert werden könnten, so erscheint die hier gewählte Annäherung als die im Grossen und Ganzen am besten passende. Eine Ableitung von dem Deplacement und auch von (LxBxH) allein würde in dem vorliegenden Falle bestimmt unrichtigere Resultate ergeben.

Zur Ermittelung der Constanten folgt eine Zusammenstellung des Gewichts des Stahlmaterials der Typschiffe berechnet nach den vorstehenden Grundsätzen und Annahmen.

Verbandteil

„Deutschland“

„Palatia“

Aussenhaut Doppelboden Querspanten Stringer Deckbeplattung Deckbalken Deckstützen Wasserdichte Schotte Aufbauten u.s.w.

Schwere Gussstücke Berechnetes Stahlgewicht Gesammtgewicht Also Restgewicht

Stahlgewicht _

Gesammtgewicht

In den Berechnungen der vorstehenden Gewichte liegt den Zuschlagspro-centen für die Vernietung die vermehrte Plattengrösse zu Grunde. Es muss aber, da die betreffenden Daten nicht bekannt sind, angenommen werden, dass die „Deutschland“ und namentlich die „Palatia“ aus durchschnittlich kleineren Platten zusamraengebaut sind, als diejenigen, auf welche sich die Berechnung der Gewichtsprocente bezieht. Daher wird nach Überschlag und Schätzung*) eine Berichtigung des Stahlgewichts bei „Deutschland“ mit 4 % und bei „Pa-latia“ mit 6 % Zuschlag für angemessen gehalten, um dem wirklichen Gewicht, welches dem Verfasser leider nicht bekannt ist, näher zu kommen und um keine zu hohen Werte für die Gewichtscoefficienten der Deckflächen zur Auf-

2180 t 1110 t 1034 t 1084 t 942 t 1188 t

1027 t 391 t 538 t 408 t 454 t 465 t

99 t

40 t

C/i

260 t 106 t

117 t 9055 t 11710 t

2655 t

0,774

50 t

3739 t 4955 t

1216 t

0,754

findung des Restgewichts zu erhalten.

Danach beträgt das wirkliche Stahlgewicht für:

„Deutschland“ 9055 t und „Palatia“ 3739 t

“f⁻ 6° o “l⁻ 225 t

+ 362 t

3964 t

9417 t

Also das corrigierte Restgewicht zur Bestimmung des Gewichtscoefficienten für „Deutschland“ 11710 t und „Palatia“ 4955 t — 9417 t

— 3964 t

2293 t

991 t

*) z.B. für die Längsverbände der „Deutschland“:

bei 7 m statt 8 m Plattenlänge rd. 12*/₂ °/₀ von 19 °/₀ Zuschlag = rd. 2'/s% und bei 1,3 m statt 1,6 m Plattenbreite rd. 19% von 10 V« »    = rd. 2 °/„

zusammen

für die Längsverbände der „Palatia“:

bei 6 m statt 8 m Plattenlänge rd. 25 °/₀ von 15% Zuschlag = 3%% und bei 1,2 m statt 1,6 m Plattenbreite rd. 25 °/₀ von 10%    „    = 2*/a %

zusammen

674%

Die in Betracht kommenden Deckflächen nach Abzug der grösseren Öffnungen sind folgende:

„Deutschland“

„Palatia“

Promenadendeck = 2530 qm Sturmdeck

Hauptdeck Zwischendeck y₂ Unterdeck V₂ Orlopdeck

= 3220 qm = 3060 qm = 2780 qm =    940    qm

=    700    qm

13230 qm

Promenadendeck = 599 qm Sturmdeck

Hauptdeck

Zwischendeck

Unterdeck

= 1925 qm = 1845 qm = 1805 qm = 1365 qm 7539 qm

Also Coefficient

2293

991

und

0,132 t pro qm.

Die Verschiedenheit der Deckhöhe, welche für die Kammerschotte z. B. von Einfluss ist, soll nicht in Betracht gezogen werden.

Bei der grossen Verschiedenheit von L/B ist es, trotz der im Sinne des Germanischen Lloyds angebrachten Verstärkungen, unwahrscheinlich, dass die Verbände bei allen Schilfen gleichmässig bis an die erlaubte Grenze beansprucht werden. Es wird in dem einen Schilf das Stahlmaterial womöglich überanstrengt, in dem anderen nicht genug belastet sein. Im ersten Fall ist das Schilfsgewicht zu gering, im zweiten zu gross. Eine solche Verschiedenheit ist aber im Interesse eines einwandfreien Vergleichs zu beseitigen und bei allen Schilfen annähernd gleiche Festigkeit herzustellen. Hierzu ist es nötig, zunächst die Schilfe auf ihre Festigkeit also auf ihren Widerstand gegen Deformation hin zu untersuchen.

Über die Beanspruchung und die Festigkeit der Schilfe ist viel verhandelt und geschrieben worden. Die diese Fragen behandelnden Litteraturstellen inhaltlich erschöpfend zu recapitulieren, um daran den Entwickelungsgang des Festigkeitsproblems zu zeigen, würde hier viel zu weit führen. Ein kurzer Überblick aber über die Resultate der wichtigeren Abhandlungen, welche in die äusserst komplicierten Vorgänge der Beanspruchung eines Schilfes in See Licht zu bringen suchen, erscheint jedoch zur richtigen Wahl der hier zu benutzenden Prüfungsmethode angebracht.

Die älteren Arbeiten von: Hoste¹), Bouguer²), Duhamel³), Euler⁴), Juan⁵), Seppings⁶), Young¹), Dupin⁸), Annesley⁹), Korth¹⁰), Henwood¹¹), Hedderwick¹²), Creuze’³), Fincham¹⁴), Murray¹⁵), Prömmel¹⁶) und Fröminville¹⁷) sind für den

13230

0,173 t pro qm

7539

') P. Paul Hoste, Theorie de la construction des vaisseaux . . . etc. Lyon 1697, Seite 94 und 142. Königl. Bibliothek Berlin Hz. 17545.

²)    Bouguer, Traite du navire, de sa construction et de ses mouvemens. Paris 1746, Seite 151, 153, 157, 159, 170. Dies ist ohne Frage das classische Werk der damaligen Epoche.

³)    Duhamel du Monceau, Eldmens de l’architecture navale . . . etc. Paris 1758 übersetzt von C. G. D. Müller 1791, Seite 116 und 117.

⁴) Leonhard Euler, Thdorie complete de la construction et de la manoeuvre de vaisseaux. Paris 1776 übersetzt von Henry Watson, London 1790, Seite 11 und 14.

Fortsetzung umseitig.

heutigen Stand des Schiffsbaus zu veraltet, um ein Eingehen auf dieselben zu rechtfertigen. Ausserdem bewegen sich diese Autoren in ihren Erörterungen der Beanspruchung und der Festigkeit des Schiffskörpers mit wenigen Ausnahmen in allgemeinen Wendungen. Es ist jedoch sehr interessant zu verfolgen, wie sich mit der Zeit die heute zu Recht bestehenden Anschauungen über die Beanspruchung und Festigkeit bildeten.

Der um die Mitte der sechziger Jahre beginnende Übergang vom Holz-zum Eisenschiffbau drängte dazu, sich über die Festigkeit der eisernen Schiffskörper Klarheit zu verschaffen; einerseits, da jede Erfahrung fehlte, um sich Rechenschaft über ihre allgemeine Sicherheit im Betriebe abzulegen, andererseits, um das kostspieligere Material möglichst vorteilhaft auszunutzen.

Als Begründer der zur Zeit noch geltenden Berecbnungsart der Spannungen im Schiffskörper ist wohl Rankine*) anzusehen. Er betrachtet das Schiff als rechteckigen hohlen Träger, welcher in der Mitte auf einem bewegungslosen Wellenberg ruht, an den äussersten Enden jedoch nicht unterstützt ist und giebt als grösstes Biegemoment Deplacement X Ränge dividiert durch 20 an. Die Wellenlänge ist gleich der Schiffslänge. Für die nach der damals bereits

Fortsetzung der Noten von der vorhergehenden Seite:

B) Georges Juan, Examen maritime, thäorie et pratique .... etc. 1771 übersetzt von Leveque, Nantes 1783. Eingehende und präcisere Behandlung der Festigkeitsfrage. Das Biegemoment wird angenähert. Seite 305 wird schon gesagt, dass die Beanspruchung wie die vierte Potenz der linearen Dimensionen, die Verbände (force des bois) aber nur mit der dritten Potenz wachsen. Je grösser die Schiffe werden, desto mehr muss verhältnismässig bei gleicher Beanspruchung die Breite steigen.

⁸) Robert Seppings, On a new principle of constructing His Majesty’s ships of war. Philosophical Transactions of the Royal society of London 1814, Seite 285. Königl. Bibliothek Ab. 3202.

⁷)    Thomas Young M. D. Remarks on the employment of oblique riders . . . etc. Philosophical Transactions of the Royal society of London 1814, Seite 303. Königl. Bibliothek Berlin Ab. 3202. Überraschend objective Beurteilung von Seppings Neuerungen.

⁸)    Dupin, Mömoires sur la marine et les ponts . . . etc. Paris 1818, Seite 354. Königl. Bibliothek Berlin Hz. 22645.

®) Will. Annesley, A new System of naval architecture. London 1822, Seite 22, 23 u. 28. ,0) I. W. D. Korth, Die Schiffbaukunst . . . etc. Berlin 1826, Seite 82.

¹¹) W. Henwood, On the means of preventing ships from arching. Papers on naval architecture . . . etc. Heft VII. London Januar 1829, Seite 273.

,2) Peter Hedderwick, A treatise on marine architecture . . . etc. Edinburgh 1830, Seite 169.

¹³) Aug. F. B. Creuze, Treatise on the theory and practice of naval architecture. Edinburgh 1840, Seite 78.

,4) John Fincham, An outline of shipbuilding. London 1852, part II Seite 64.

¹⁵) Andr. and Rob. Murray, Shipbuilding in iron and wood .... etc. Edinburgh 1863. Eingehende Besprechung der Beanspruchung, jedoch ohne Zahlenwerte.

,6) Jul. Prömmel, Anleitung zum Schiffbau . . . etc. Hamburg 1864, Seite 41 u. 42.

,7) A. de Freminville, Traitd pratique de construction navale. Paris 1865, Seite 74, 305, 307, 309 u. 320.

*) In einem früher als 1865 vor der British Association of Science gehaltenen Vortrag: On some of the strains of Bhips, und in „Shipbuilding, theoretical and praitical“, London 1866.

bekannten Formel: Spannung =

BiegemomentXAbstand d. Faser v. d. neutr. Achse Trägheitsmoment des Querschnitts gefundene Beanspruchung des Materials empfiehlt er fünffache Sicherheit.

Fairbairn⁶) führt zur Vereinfachung der Trägheitsmomentberechnung einen dem Schiffsquerschnitt äquivalenten schematischen Träger ein.

Im Jahre 1869 machten Wm, White, der spätere Chefconstructeur der Englischen Marine und W. John unter Anleitung des damaligen Marine-constructeurs Reed die ersten genaueren Berechnungen über die Beanspruchungen des Schiffskörpers in stillem Wasser und auf Wellen.

Reed’s⁷) und White’s⁸) Veröffentlichungen über die dabei angewandte Methode und die daran geknüpften Bemerkungen sind im Grossen und Ganzen heute noch gültig.

Die bei der Berechnung der Festigkeit von Kriegsschiffen gewonnenen Resultate übertrug W. John¹) auf die Handelsschiffe und setzte „nach reiflicher

Depl.xL

bei

35

Überlegung“ für dieselben ein maximales Biegemoment von

einer beanspruchenden Welle, deren Höhe etwa 4 % ihrer Länge beträgt, fest. In einem späteren Vortrag²) zeigt er, dass bei Raddampfern mit geringer Seitenhöhe in Folge der Häufung der Gewichte mittschiffs die Lage im Wellenthal die kritische ist. Bisher hatte man allgemein als grösste Beanspruchung diejenige auf dem Berg einer Welle von Schiffslänge angesehen.

Hiermit sind die grundlegenden allgemeinen Anschauungen erschöpft, und die später veröffentlichten Untersuchungen klären nur noch Einzelheiten und bauen die Theorie weiter aus.

So beschäftigt sich Purvis³) mit dem Einfluss des Verschiebens bezw. Hinzufügens von Material im Hauptspant auf die Spannung.

Read und Jenkins⁴) gehen zuerst gründlicher auf die Querschiffsbeanspruchungen namentlich an der Kimm ein und zeigen die Notwendigkeit verstärkter Spanten in den Maschinen- und Kesselräumen, in denen die Deckbalken häufig fortfallen müssen.

Smith¹) sucht die befremdende Erscheinung, dass Schiffe, deren Spannung nach der üblichen Methode berechnet sehr hoch ausfiel, selbst nach Jahrefi' keine Zeichen von Schwäche im Verbände zeigten, durch die Verschiedenheit der Dichtigkeit des Wassers im Wellenberg und im Wellenthal zu erklären. Man rechnete also allgemein zu ungünstig. Da aber nach Smith’scher Methode bei den unvermeidlichen vereinfachenden Annahmen für die Rechnung und bei der Unsicherheit der Resultate an und für sich auch nur Vergleichswerte erzielt werden können, so lag kein Grund vor, von der einfacheren bisherigen Methode, also unter Annahme gleichförmiger Wasserdichtigkeit, abzugehen.

Eigar²) untersuchte die durch die Rollbewegungen der Schiffe in See hervorgerufenen Spannungen im Schiffskörper näher. Die grösste Beanspruchung durch Torsion haben danach die Aussenhaut in der Nähe der neutralen Achse, die Kielplatten und die Deckbeplattungen mittschiffs auszuhalten. Hierauf muss bei der Dimensionierung der Verbände Rücksicht genommen werden.

Read³) unternimmt als erster, den Einfluss der verticalen Bewegungen des Schiffs als Ganzes betrachtet im Seegang auf die Beanspruchung der Längsverbände zu bestimmen. In Folge des Steigens und Fallens wird von zwei Schiffen gleicher Hauptdimensionen das vollere weniger angestrengt als das schärfere. Ferner verkleinert die verticale Beschleunigung die Beanspruchung ein wenig auf dem Wellenberg, vergrössert dieselbe aber nicht unwesentlich in der Thallage.

Die Mehrbeanspruchung der scharfen Schiffe wird dadurch zum grossen Teile ausgeglichen, dass dieselben einen verhältnismässig grösseren Umfang am Hauptspant, also auch in der Regel mehr Material an dem gefährlichen Querschnitt haben als die vollen.

Nach Jenkins’⁴) Erklärung ist die wiederholt beobachtete Schwäche der Aussenhaut in der oberen Kimm durch die nicht genügend aufgenommenen horizontalen Scheerkräfte der Längsbeanspruchung verursacht. Die meist-gefährdeten Stellen liegen in der Nähe der neutralen Achse auf etwa ein Viertel der Länge von vorn und achtern. Die Nietung ist daher hier besonders sorgfältig und kräftig auszuführen.

Durch Read und Stanbury⁵) wird festgestellt, dass sich die Festigkeitsformeln, welche doch auf der Annahme basieren, dass das Material des Querschnitts zusammenhängend ist, ohne grosse Abweichungen auf den aus vielen

') W. E. Smith, Hogging and sagging strains in a seaway as influenced by wave structure Transactions Inst. Nav. Arch. 1883.

²)    Francis Eigar, Notes upon the straining of ships caused by rolling. Proceedings of the Royal society 1886, Seite 22. Königl. Bibliothek Berlin Ab. 3250.

³)    T. C. Read, On the Variation of the stresses on vessels at sea due to wave motion. Transactions Inst. Nav. Arch. 1890.

⁴)    Prof. P. Jenkins, On the strength of ships, with special reference to the distribution of shearing stress over a transverse section. Transactions Inst. Nav. Arch. 1890.

⁵)    T. C. Read und G. Stanbury, On the relation between stress and strain in the structure of vessels. Transactions Inst. Nav. Arch. 1894.

einzelnen Teilen zusammengebauten Schiffskörper angewandt werden können. Directe Versuche bewiesen, dass sich die Schiffe im allgemeinen so verbiegen, wie die Rechnung ergiebt.

Kriloff¹) versucht das bisher zur Berechnung der Spannung dienende, als statisch angenommene Biegemoment durch Berücksichtigung des Stampfens und der verticalen Oscillationen des Schiffs als Ganzes betrachtet der Wirklichkeit

näher zu bringen. Seine Methode analysiert den Weg des Deplacementschwerpunkts eines rechtwinklig zu den Wellenkämmen fahrenden Schiffes und ist recht compliciert. Die gewonnenen Resultate zeigen, falls die Methode richtig ist, dass man bei dem alten Verfahren in Bezug auf die Beanspruchung sicher geht. Zur Erläuterung diene die folgende Tabelle. Der russische Kreuzer Amiral Korniloff“ ist nach Kriloff berechnet, die übrigen Schiffe nach dem gewöhnlichen von Reed stammenden Verfahren.

Depl.xL Coefficient

Biegemom.=

Coefficient:

in ruhig. Wasser: auf Wellenberg: im Wellenthal:

106

46

Amiral Korniloff Minotaur²)

Victoria und Albert Bellerophon

Handelsdampfer homogen belad.³) 238 Spardeckdampfer Transatl. Passagierdampfer

Setzt man nun das Biegemoment im ruhigen Wasser gleich 1, so sind die betreffenden Werte:

85

88

28

53

139

176

186

122

43

23

48

43

37

38

37 '/₂

49 V,

32

46

für

auf Wellenberg:

im Wellenthal:

Amiral Korniloff Minotaur

Victoria und Albert

1,85

3,14

3,24

3,67

Bellerophon Handelsdampfer homogen beladen 4,05 Spardeckdampfer Transatl. Passagierdampfer

0,80

1,65

6,05

4,10

4,95 3,81

Kriloff⁴) setzt zwei Jahre später die practische Anwendung seiner Theorie eingehender auseinander und stellt bequemere Formeln in Aussicht, welche bisher jedoch noch nicht veröffentlicht sind.

*) A. Kriloff, A new theory of the pitching motion of ships on waves and of tbe stresses produced by this motion. Transactions Inst. Nav. Arch. 1896.

s) Edward I. Reed, On the unequal distribution of weight etc. Philosophical Transactions of the Royal society 1871, Yol. 161 part. II.

³)    G. Bergström, On the structural strength of cargo steamers. Transactions North East Coast Institution of engineers and shipbuilders, 1888-89. Yol. V. Bibliothek des Kaiserl. Patentamts. Siehe auch Seite 178 die Tabelle von L. Piaud vom Bureau Veritas.

⁴)    A. Kriloff, On stresses, experienced by a ship in a seaway. Transactions Inst. Nav. Arch. 1898.

Die von C. Radermacher im I. Jahrbuch der Schiffbautechnischen Gesellschaft 1900 veröffentlichte „Festigkeitsberechnung der Schiffe“ zeigt in detaillierter Weise die z. Zt. herrschende Methode, sich über diesen Punkt Klarheit zu verschaffen. Auf dynamische Untersuchungen wird dabei verzichtet. Berechnet wird nach Reed’schem Vorgänge ohne Smith’sche Correcturen die bei statischem Gleichgewicht auftretenden verticalen Scheerkräfte und Biegemomente für die Lage des Schiffes im ruhigen Wasser, auf dem Wellenberg und im Wellenthal. Die Welle ist als Trochoide von Schiffslänge und einer Höhe =

20

—^—[-0,5 m angenommen. Dann folgt die Bestimmung der neutralen Faserschicht

und der darauf bezogenen Trägheitsmomente der Längsverbände durch die ganze Länge des Schiffs. Nun lassen sich die Druck- und Zugspannungen finden, sowie die gleichzeitig auftretenden horizontalen Schubkräfte.

Zum Schluss bemerkt der obige Verfasser, dass in der Wirklichkeit die Spannungsverhältnisse nicht mit den errechneten übereinstimmen können, weil in Folge der dynamischen Einflüsse die statischen Gleichgewichtslagen im Wellenberg und Wellenthal niemals eintreten. Im Seegang sammelt ein Schiff ununterbrochen lebendige Kraft an und giebt sie wieder ab. Die errechneten Resultate lassen also keine sicheren Schlüsse auf die wahren Festigkeitsverhältnisse der Schiffe zu.

Das Gesamratergebnis der bisherigen Bemühungen kann man dahin zusammenfassen, dass die genaue Feststellung der vielseitigen Beanspruchung eines Schiffs im Seegang ein noch ungelöstes Problem ist. Die mit dem Deplacement nicht übereinstimmende Gewichtsverteilung des Schiffs übt selbst im stillen Wasser einen verbiegenden Einfluss sowohl längsschiffs als auch quer-schiffs aus und ruft in Verbindung mit dem localen Wasserdruck die complieier-testen Spannungen im Schiffskörper hervor. Diese Beanspruchungen lassen sich zwar unter gewissen Voraussetzungen annähernd berechnen, sind aber von unerheblichem Wert, da sie nicht die grössten in Betracht kommenden darstellen. Dampft ein Schiff im Seegang, so spielen ausserdem noch schnell wechselnde dynamische Kräfte hinein und die Verhältnisse werden so verwickelt, dass man bisher auf eine selbst nur angenäherte rechnerische Behandlung aller dabei eintretenden Beanspruchungen verzichten musste.

Die Wellen auf See sind derartig unregelmässig und schwer zu messen, wie die Verschiedenheit der veröffentlichten Dimensionen⁹) zeigt, dass man vereinfachende, mit der Wirklichkeit nicht übereinstimmende Annahmen für die Rechnung zu machen gezwungen ist. Die Bewegung der Wellen in sich ist noch unbewiesene Theorie, die von allen Seiten auf das Schilf wirkenden Kräfte beim Passieren derselben lassen sich daher nicht analysieren.

Die Beschleunigungen und Verzögerungen eines im Seegang stampfenden und zugleich rollenden Schiffs sind wegen der kaum festzustellenden dabei auftretenden Wasserwiderstände, wenn überhaupt, schwer auch nur annähernd zu finden. Dazu treten noch secundäre Beanspruchungen. Wird z. B. das Vorschiff durch den Anprall und das darauf folgende Eindringen in die Welle verzögert, so ist bei der Elasticität des ganzen Schiffskörpers ein Stauchen in der Längsachse die Folge. Fährt ferner das Schiff unter einem Winkel zu der allgemeinen Richtung der Wellenkämme, so ist es ausser den Hauptbiege-momenten und den durch das Rollen verursachten Torsionsmomenten noch weiteren Beanspruchungen dieser Art ausgesetzt, welche das Vorschiff gegen das Hinterschiff zu verdrehen streben. Diese und noch andere durch die schnell wechselnde unregelmässige Unterstützung hervorgerufenen Beanspruchungen lassen an Intensität und Richtung sich fortwährend ändernde Spannungen den Schiffskörper durchlaufen, welche sich vorläufig noch jeder mathematischen Behandlung entziehen.

Die selbst bei der einfachsten Betrachtungsweise unabweislichen Annahmen sind ohne experimentelle Begründung zweifelhaft und folglich die daraus abgeleiteten Resultate nur vergleichsweise aber nicht absolut brauchbar.

Für die Praxis übernehmen die Classificationsgesellschaften die Verantwortung, und daher ist die Beschäftigung mit der Frage der Festigkeit für den Schiffbauer, welcher die Masse vorgeschrieben erhält, nur ausnahmsweise dringend. Für die theoretische Untersuchung und die vorwärtsstrebende Wissenschaft sind aber einwandfreie Versuchsresultate von der grössten Bedeutung.

Nach dem Urteil der hervorragendsten Fachleute lässt sich wohl ein ziemlich richtiges allgemeines Bild von der Festigkeit eines Schiffs gewinnen für die mannigfachen Beanspruchungen, denen dasselbe im Seegang ausgesetzt ist, dagegen lassen sich z. Zt. nur unsichere im besten Falle der Wirklichkeit angenäherte Annahmen machen, und die danach berechneten Spannungen in dem Material der Verbände sind daher nur als relative Vergleichswerte anzusehen.

Aus den bisher erschienenen theoretischen Untersuchungen und den von Schiffen am häufigsten gezeigten Schwächen geht hervor, dass von allen periodisch wiederkehrenden Beanspruchungen die durch Biegung auf dem Wellenberg und ausnahmsweise (bei flachen Raddampfern) im Wellenthal hervorgerufenen am grössten sind.

Zur zahlenmässigen Berechnung denkt man sich das Schiff im Gleichgewicht von einem bewegungslosen Wellenberg unterstützt und sucht nach der allgemein bekannten Methode die statischen Biegemomente. Nach den Gesetzen der angewandten Mechanik ist dann an jedem Querschnitt:

Spannung X Trägheitsmoment Faserabstand von der neutralen Achse Das Biegemoment erreicht sein Maximum in der Regel mittschiffs. Im Querschnitt selbst steigt die Zug- beziehungsweise Druckspannung mit der Entfernung von der neutralen Achse. Die Spannungsziffer an der Oberkante des obersten durchlaufenden Scheergangs im Hauptspant bildet daher gewöhnlich den Massstab für die Festigkeit der Schiffe.

Biegemoment =

Da nun die Ermittelung des Biegemoments auf dem bekannten Wege für eine Reihe von Schiffen zu weit führen würde, so soll für die vorliegende Aufgabe ein zu dem jeweilig betrachteten Schiff möglichst passendes Biegemoment als Maximalbeanspruchung nach der Erfahrung gewählt werden. Die Spannungsziffer und damit das Kriterion für die richtige Bemessung des Schiffsgewichtes, worauf im Grunde diese ganze Untersuchung hinausläuft, ist dann ohne Schwierigkeiten zu finden.

Die Grösse des Biegemoments wird allgemein ausgedrückt durch: Deplace-mentxLänge dividiert durch einen Coefficienten, welcher allerdings sehr stark variiert.

W. John’) hat als für Handelsschiffe passendes Biegemoment: Deplacement xLänge dividiert durch 35 vorgeschlagen. Sein Rechnungsbeispiel ergiebt auf

und mit leeren Bunkern

dem Wellenberg mit vollen Kohlenbunkern

Depl.xL

44 %

Depl.xL

38

Biles²) hält DeplaceraentxLänge dividiert durch 35 für zu gering, ohne jedoch einen anderen nach seiner Meinung richtigeren Wert anzugeben.

Die von Denny³) mitgeteilten Biegungsmomente bewegen sich meist erheblich über Deplacement x Schiffslänge dividiert durch 35.

Die „Hütte“⁴) giebt als brauchbaren Mittelwert

Depl. x L

30

an. Dieser

Wert ist nach Croneau⁵) auch in Frankreich gebräuchlich.

auf ihre Festigkeit hin geprüft werden.

und zwar:

Da der Einfluss des verschiedenen Schärfegrades auf das Biegemoment, falls man dieses als Ausdruck für die vielartige Gesaramtbeanspruchung ansieht, sich so ziemlich aufhebt, so sollen beide Schiffstypen durch dasselbe Biegemoment Depl. x L

30

') W. John, On the strength of iron ships. Transactions Inst. Nav. Arch. 1874, a) In der Discussion des Vortrages von T. C. Read und Gr. Stanbury : On the relation between stress and strain in the structure of vessels. Transactions Inst. Nav. Arch. 1874.

³)    A. Denny, Some notes on the strength of Steamers. Transactions Inst. Nav. Arch. 1892.

⁴)    Taschenbuch der „Hütte“, 17. Auflage, Teil II, Seite 313.

⁵)    A. Croneau, Architecture navale. Paris 1894, Tome II, Seite 525.

Diese Beanspruchung setzt normal beladene Schiffe mit einem Wert von Deplacement

0,6 bis 0,7 voraus. Verringert sich aber dieser Wert durch

Inhalt bis H.D.

Wachsen des Reservedeplacements, so ändert sich auch die Beanspruchung insofern, als an den Enden das sich gleich bleibende Schiffsgewicht gegenüber der geringer werdenden Ladung mehr in die Wage fällt, während gleichzeitig die Unterstützung durch die zunehmende Schärfe sich noch mehr nach der Schiffsmitte zu concentriert. Also die Beanspruchung muss verhältnismässig wachsen.

Als Anhalt für diese Zunahme findet sich in einem Vortrage von Leon Vivet¹⁰) die folgende Tabelle:

„La Champagne“ L = 150 m

Deplacement =    10 920 t

Depl. X L = 1638 000 mt Biegemoment =    48 020 mt

Depl. x L Biegemoment

„Rio Negro“ L= 106 m

9 920 t 1488 000 mt 46 560 mt

8 587 t 1287 950 mt 1069 500 mt 45 100 mt 43 440 mt

7 130 t

34,1

32,0

. 28,6

24,6

Deplacement =    5 800 t

Depl. x L =614 800 mt 550 776 mt 519 400 mt 433 540 mt 272 420 mt Biegemoment = 16 320 mt    15 360 mt 15 000 mt 14 320 mt 12 080mt

Depl. x L Biegemoment

Nimmt man nun bei dem Schnelldampfer „La Champagne“ Deplacement dividiert durch Inhalt bis zum Hauptdeok = 0,6 und bei dem volleren Schiff „Rio Negro“ = 0,7 an, so ergiebt sich die folgende Tabelle, aus welcher das Depl. x L Coefficient

37,6

Wachsen des Werts

Deplacement

Inhalt bis H.D.

In Procenten Coefficient 1000

04 o

jt- O o

5 196 t

4 900 t

4 090 t 2 570 t

35,8

34,6

30,2

22,5

mit dem Reservedeplacement hervorgeht.

cf

Cn

4-

Ol

0,472

0,392

io

"b

78V.

65 V.

28,6

24,6

Coefficient Biegemoment \ in Procenten \

29,33

31,25

34,97

40,65

100

107

120

139

„Rio Negro“

Deplacement

Inhalt bis H.D.

0,7

0,626

0,591

0,494

0,31

84'/,

In Procenten =100 Coefficient =

1000

Coefficient Biegemoment) _ in Procenten j

Diese Biegemomente sind nun hierunter graphisch zusammengetragen, um die entsprechenden Werte für die vorliegenden Schiffe zu finden. Es wird dabei angenommen, dass die Zunahme der Biegemomente für den scharfen Typ,

Deplacement Inhalt bis H.D.

die nach den Daten für „La Champagne“ aufgetragene Curve und dass analog für das Wachsen des Biegemoments beim vollen Typ die „Rio-Negro“-Curve charakteristisch ist. Es ergiebt sich, dass drei der gesuchten Werte nicht weit von den bekannten Punkten liegen, während der vierte Punkt durch Verlängern der Curve für ,,La Champagne“ gefunden werden musste und daher nicht den Grad von Genauigkeit wie die ersten drei besitzt.

37,6

26,60

100

von seinem Anfangswert

fo L_

____

co oo

34,6

CO

27,93

28,90

33,11

44,44

105

109

124

167

= 0,69 ausgehend, etwa so verläuft wie

iX

~'T~

T&-

*%j>s

co 2 0

fco

SO

lo

60

So

HO

SVp'üacain&tv-t

aftvA-a-f-fc '6ii 3C.S.

vn- Stocc-nte-n.    (StnfanaswMÄs,

Danach sind also die Coefficienten der massgebenden Biegemomente: Für den scharfen Typ:

Schiffsbreite

20 m

30 m

40 m

Deplacement

Inhalt bis H.D.

0,69

0,475

0,33

Biegemoment \ in Procenten ) Coefficient    =

Für den vollen Typ: Schiffsbreite    =

100 o/o

134%

172%

30,0

22,4

17,4

20 m

30 m

40 m

Deplacement

Inhalt bis H.D.

0,7

0,48

0,32

Biegemoment ] in Procenten j Coefficient    =

100 %

127 %

164%

30,0

23,7

18,3

Die Biegemomente selbst stellen sich: Bei „Deutschland“ auf: 156 213 mt Beim scharfen Typ:

L = 200 m

L = 300 m

L == 400 m

B = 20 in

B = 30 m B = 40 m Bei „Palatia“ auf: 62 347 mt Beim vollen Typ:

173 840 mt 349 200 mt 599 400 mt

L = 200 m

391 140 mt 785 800 mt 1 349 000 mt

695 360 mt

1    397 000 mt

2    397 700 mt

L = 300 m

L = 400 m

B = 20 m

B = 30 m B = 40 m

200 900 mt 381 500 mt 658 700 mt

452 030 mt 858 300 mt 1 482 000 mt

803 600 mt

1    525 800 mt

2    634 700 mt

Nach Festsetzung der Beanspruchung fehlt zur Berechnung der Spannung das Trägheitsmoment des Hauptspants und der Faserabstand von der neutralen Achse.

Zur Auffindung dieser beiden Werte sind in die schematischen Hauptspante der betrachteten Schiffe die Verbandteile, wie sie der Gewichtsberechnung zu Grunde gelegen haben, eingetragen¹¹).

Für die Berechnung der Trägheitsmomente sollen zur Ermöglichung eines directen Vergleichs folgende Grundsätze und Annahmen gleiehmässig sowohl für die beiden Typschiffe, als auch für ihre Vergrösserungen Anwendung finden.

Das Promenadendeck soll nicht in Betracht kommen.

Die Holzdecks werden nicht mitgerechnet.

Die Abzüge für grösseres Reservedeplacement werden nicht berücksichtigt, indem angenommen wird, dass die ursprünglich verlangten Abmessungen der

Verbände mittschiffs innegehalten werden, dagegen eine frühere bezw. schnellere Verjüngung nach den Enden zu eintritt.

Die Trägheitsmomente der einzelnen Verbandteile bezogen auf ihre eigenen Schwerachsen werden, da sie infolge ihrer verhältnismässig geringen Höhenausdehnung nicht ins Gewicht fallen, vernachlässigt.

Die Überlappungen der Bleche werden nicht berücksichtigt.

Die Nietlöcher werden voll gerechnet.

Nach einem Überschlag¹²) machen die Überlappungen etwa 70 bis 75% des Nietlochquerschnitts aus. Auf den Rest sollen die fortgelassenen individuellen Trägheitsmomente der Verbandteile in Anrechnung gebracht werden.

Zur Berücksichtigung der Öffnungen in den Decks soll ein Viertel der Deckbreite von der Deckbeplattung in Abzug gebracht werden, bei den unteren Decks mit besonders grossen Öffnungen die Hälfte der Schiffsbreite.

.    .    . 0,16 m

. %=0,2 m

• %=0,3 m

■ °f= 0,4 m

Die nicht gezeichnete Decksbucht wird insofern berücksichtigt, als für den Schwerpunkt der Deckbeplattung zu der Seitenhöhe zu addieren ist: bei „Palatia“...............

bei „Deutschland“ und den Schiffen von 20 m Breite .    .

bei den Schiffen von 30 m Breite bei den Schiffen von 40 m Breite .

Das Orlopdeck hat keine Bucht.

Der Hauptdeckscheergang sowie die Kimmgänge werden nach L/10 H’ grösser als 1 in Rechnung gezogen, ebenso die Doppelungen des Flachkiels.

Die Breite der Doppelung des Flachkiels wird gleich der vollen Breite des Flachkiels gerechnet, also die Verminderung der Breite durch die Überlappungen der Kielgänge nicht berücksichtigt.

Beim Hauptdeckstringer ist die durch L/B grösser als 8 oder L/10 H’ grösser als 1 bedingte Verstärkung berechnet.

Durch die Verstärkungen sollen die Schwerpunkte des Hauptdeckstringors, des Hauptdeckscheergangs und der Kimmgänge keine Änderung erfahren.

Von den Unter- und Orlopdeckstringern müsste streng genommen nicht der Tabellenwert sondern nur der vom Spant nicht unterbrochene Teil gerechnet werden. Da diese Decks aber nahe an der neutralen Achse liegen, also geringen Einfluss haben und um für kleinere nicht berücksichtigte Verbandteile, wie z. B. die Unterzüge unter den Decks, zu compensieren, soll die volle Breite nach den Tafeln in Rechnung gestellt werden.

mm.

Die Spanthöhe wird bei 20 in Breite zu 0,25 m, bei 30 m zu 0,4 m, und bei 40 m zu 0,5 m angenommen.

Der Schwerpunkt der Winkel soll zur Vereinfachung in der Spitze liegend angenommen werden.

Die Schwerpunkte der Stringer und Stringerwinkel werden an der Oberkante Deckbalken an Bord liegend angenommen, die Decksbucht und die Dicke der Stringer bleiben also unberücksichtigt.

Der Schwerpunkt der Kimmgänge, deren Contur in den schematischen Hauptspanten als Kreisbogen gezeichnet ist, soll davon ausgehend, dass beim Viertelkreis der Schwerpunkt auf 0,9 Radius vom Mittelpunkt liegt, geschätzt werden, ebenso der Schwerpunkt der kurzen Krümmung an der Tankdecke.

Der Flansch der Randplatte des Doppelbodens wird mit 10 % des Randplattenquerschnitts in die Rechnung eingestellt, auf den Schwerpunkt der Randplatte soll derselbe jedoch keinen Einfluss haben.

¹

Hunter, Large Atlantic Cargo Steamers. Transactions Inst. Nav. Arch. 1899.

²

Eigar, Fast Ocean steamships. Transactions Inst. Nav. Arch. 1894.

³

*) Marine Engineering, September 1899, Seite 94.

⁴

Transactions of tke Institution of Naval Arcliitects 1895 Seite 73.

⁵

Bei Überschlagsrechnungen wie die obige sind die Multiplicationen und Divisionen mittelst einer logarithmisch geteilten Rechenscheibe gemacht und nach der dritten Stelle abgerundet.

⁶

Wm. Fairbairn, Treatise on iron shipbuilding: its history and progress. London 1865.

⁷

E. I. Reed, On the unequal distribution of weight and Support in ships and its efi'ects in still water, in waves and in exceptional positions on shore. Philosophical Transactions of the Royal society 1871, Yol. 161 part. II. Königl. Bibliothek Berlin Ab. 3202 und Naval Science Yol. I u. II. 1872-75. Bibliothek des Kaiserl. Patentamtes.

⁸

W. H. White, A manual of naval architecture. London 1877 enthält ein eingehendes Kapitel (mit Seite 258 beginnend) über die Beanspruchung, der ein Schiff ausgesetzt ist.

') W. John, On the strength of iron ships. Transactions Inst. Nav. Arch. 1874.

⁵) W. John, On the strains of iron ships. Transactions Inst. Nav. Arch. 1877.

³)    F. P. Purvis, On the effect of depth upon the strength of a girder to resist bending strains. Transactions Inst. Nav. Arch. 1878.

⁴)    T. C. Read und P. Jenkins, On the transverse strains of iron merchant vessels. Transactions Inst. Nav. Arcli. 188::.

⁹

Siehe Edward I. Reed, Naval Science, Vol. II. Seite 99, 384 u. 387.

Ferner C. F. Steinhaus, Abhandlungen aus dem Gebiete des gesammten Schiffbauwesens. Hamburg 1888, Heft 2.

Emile Guyou, Thdorie du navire. Paris 1887 u. 1894, Seite 280.

Engineering vom 27. September 1901, Seite 437.

¹⁰

Ldon Vivet, Etüde sur la fatigue des navires. Bulletin de l’association teclmique maritime No. 5 1894, Seite 124. Auch die auf Seite 71 Yol. II der Transactions of North East Coast Institution of engineers and shipbuilders 1885-86 befindliche Tabelle zeigt dieselbe Erscheinung. (Bibliothek des Kaiserl. Patentamtes.)

¹¹

Siehe Seite 22—26.

¹²

Bei einer Aussenhautplatte von z.B. 1250X26 mm Querschnitt beträgt bei doppelter Kettennietung der Längsnähte die fortgelassene Überlappung (30 mm Niete) rund 180 Die durch die Nietlöcher wegfallende Strecke ist: 4X30 = 120 mm + 5X26 mm =130, zusammen 250 mm. Es würden in diesem Falle also 72 °/o der durch die Nietlöcher verursachten Schwächung ausgeglichen werden.

Der Querschnitt der Winkel wird auch in den Fällen, in welchen derselbe genau bekannt ist, durch Addition der Schenkellängen und Multiplication mit der Dicke gefunden. Der Unterschied gegen den wirklichen Querschnitt fällt hier nicht ins Gewicht.

Die so berechneten Trägheitsmomente ergeben sich wie folgt: „Deutschland“ 85,7294 in4 Scharfer Typ:

L = 200 ra

B = 20 m

B = 30 m B = 40 m

„Palatia“ 31,8780 m4 Voller Typ B = 20 m

84,2552 m4 292,3286 m4 950,0346 m⁴

L = 200 m

L = 300 m T25,8620ra4 418,6218 m4 1285,5432 m⁴

L = 400 m

174,2300 m4 555,7380 in4 1727,8364 m⁴

L = 300 m 122,1984 m2 429,7464 m4 1395,4428 m⁴

Der Abstand der betrachteten Faser von der neutralen Achse stellt sich:

B =,30 m B = 40 m

82,2630 m4 301,3486 m4 1042,7970 m⁴

= 400 m 171,7528 m4 568,0266 m⁴

r-

1860,6782 m⁴

Bei „Deutschland“ auf: 9,87 m Beim scharfen Typ:

L = 200 m

L = 300 m

L = 400 m

B = 20 m B = 30 m B = 40 m

Bei „Palatia“ auf: 7,95 m Beim vollen Typ:

9,98 m 13,78 m 18,75 m

L = 200 m

9,68 m 13,45 m 18,60 m

L = 300 m

9,32 m 13,09 m 18,26 m

L = 400 m

B = 20 m B = 30 m B = 40 m

9,66 m 13,79 m 19,23 m

9,35 m 13,50 m 19,15 m 9,13 m 13,16 m 18,84 m

Die Spannung beträgt demnach an der Oberkante Sturmdeckscheergang: für „Deutschland“ 18 kg/qmm Für den scharfen Typ:

L = 200 m

L = 300 m

L = 400 m

B = 20 in B = 30 m B = 40 m

für „Palatia“ 15,5 kg/qmm Für den vollen Typ:

20,6 kg/qram

16,5

11,8

-

o ’ in o

CO CM

37,2

32,9

25,3

L = 200 m

L = 300 m

L = 400 m

23,6 kg/qmm 17,5 12,1

Diese bei allen Schiffen gleichartig berechneten Spannungsziffern sollen den Massstab der Festigkeit bilden. Um nun für die Gewichtsfeststellung eine Norm für den zu machenden Ausgleich zu haben, soll die für „Deutschland“ errechnete Spannungsziffer von 18,0 kg für die 200 m langen Schiffe gelten. Nimmt man die mittlere Festigkeit des Materials mit 45 kg/qmm an, so würde dies 2Y₂fache Sicherheit gegen Bruch geben. Die 300 m und 400 m langen Schiffe werden aber nach der allgemeinen Ansicht der Fachwelt in See noch etwas weniger als die 200 m langen beansprucht, und soll daher für die 300 m Schiffe als Normalwert 21,5 kg und für die 400 m Schiffe 25 kg Spannung für die Rechnung erlaubt sein. Diese Spannungen geben 2,1- beziehungsweise l,8fache Sicherheit*).

In der Gewichtsberechnung soll nun die Correctur für die Festigkeit in folgender Weise gemacht werden: Übersteigt die Spannungsziffer der Längsverbände in den im Sinne der Vorschriften des Germanischen Lloyds entworfenen Hauptspanten die Normalwerte, so soll das Gewicht der Längsverbände um die Hälfte des Verhältnisses der Spannungen vermehrt werden. Die Längsverbände können mit diesem in zweckmässiger Weise zu verteilenden Material auf halber Schiffslänge im Verhältnis der Überschreitung verstärkt werden. Unter Längsverbänden, deren Gewicht durch die Festigkeitsverhältnisse zu regulieren ist, sollen nur die Längsverbände erster Ordnung, deren Stösse in der Gewichtsberechnung durch doppelte Stossbleche gedeckt sind, verstanden werden, also: die Aussenhaut, der Mittelträger des Doppelbodens, die Stringer und die Beplattung des Hauptdecks.

Das disponible Material wird in der Hauptsache in der oberen Gurtung des als Träger angesehenen Schiffs verwandt werden. Es wird dann leicht der Fall eintreten, dass die Bezeichnung „Sturmdeckschiff“ nicht mehr zutrifft. Da hier nur das Gewicht interessiert, so soll auf die Verteilung des hinzuzufügenden Baumaterials und die Veränderung der Schiffsbezeichnungen nicht weiter eingegangen werden.

*) Wellen von 300 und 400 m Länge haben nicht mehr die Höhe, um Schiffe ihrer Länge normal zu beanspruchen.

B = 20 m B = 30 m B = 40 m

34,6

27,0

20,3

42,7

35,3

26,7

Ist die errechnete Spannungsziffer geringer als der für die betreffende Schiffslänge festgesetzte Normalwert, so könnten die Längsverbände auf der ganzen Schiffslänge entsprechend vermindert werden. Da jedoch jede Erfahrung mit derartig grossen Schiffen fehlt und die letzten Riesenbauten, wie bekannt sein dürfte, die vom Germanischen Lloyd vorgeschriebenen Yerbandstärken nicht unerheblich überschreiten, ferner die Längsverbände noch anderen als Längsbeanspruchungen ausgesetzt sind, so soll die Verringerung des Gewichts, also die Verschwächung, um sicher zu gehen, nur um die Hälfte des Verhältnisses der Spannungen stattfinden.

Es ergeben sich daher folgende Werte der Verstärkung (+) und der Schwächung (—) der Längsverbände:

L = 200 m

L = 300 m

L = 400 m

Scharfer Typ:

B = 20 m B = 30 m B = 40 m Voller Typ:

+0,072

—0,042

—0,172

+0,200

+0,086

—0,046

+0,245

+0,158

+0,007

B = 20 m B = 30 m B = 40 m

+0,155

—    0,014

—    0,163

+0,355 +0,207 +0,035

In der umstehend folgenden Tabelle sind nun die nach einzelnen Verbänden u.s.w. detaillierten Gewichte der fertig ausgerüsteten Schiffskörper enthalten. Die Endresultate sind auf Seite 62 und 63 sowohl nach der Länge und Breite der Schiffe geordnet als auch in Procenten des Deplacements ausgedrückt graphisch zusammengestellt.

+0,305 +0,128 — 0,028

Zur Feststellung des Gewichts der Maschinen- und Kesselanlagen, sowie der Kohlen ist die Kenntnis der bezüglichen indicierten Pferdestärken erwünscht.

Die Geschwindigkeit soll für den scharfen Typ 23 Knoten, wie bei „Deutschland“ betragen. Für den vollen Typ soll der Tendenz der neueren Frachtdampfer folgend die Geschwindigkeit der „Palatia“ von 12,8 Knoten auf 15 erhöht werden. Es ist eine bekannte Thatsache, dass mit der Maschinenkraft, also der Geschwindigkeit, die Regelmässigkeit der Reisedauer, welche einen wichtigen Factor der Rentabilität bildet, zunimmt.

Von der Ermittelung des Schiffswiderstandes durch Modellschleppversuche, welche zweifellos den zuverlässigsten Aufschluss geben, muss hier abgesehen werden; auch sind dem Verfasser nicht genügend von derartigen Versuchen herrührende Daten bekannt, um die 19 vorliegenden Schiffe mit gleicher Genauigkeit behandeln zu können.

60

Zusammenstellung der Schiffskörpergewichte.

Zusammenstellung der Schiffskörpergewichte.

61

Scharfer Typ:

Zusammenstellung der Gewichte

Doppelboden

Aussen-

haut

Quer

spanten

der Verbände: Stringer

Deck- Deckbeplattung balken

Zusammenstellung der Gewichte der Verbände:

Deck- Wasserdichte Schotte Schwere Holz, Cement, Correctur stützen Schotte u. Aufbauten Guss- Farbe, Ausbau für die über d. H.D, stücke u. Ausstattung Festigkeit

Definitives Schiffsgewicht p. cbm

lxbxh

kg

„Deutschland“

202x20,42x13,41

200x20x13,6 m 300x20x13,6 m 400x20x13,6 m

200x30x19,8 in 300x30x19,8 m 400x30x19.8 m

2180

2118

4441

8043

3499

7215

12453

1110

1114

2209

3546

1961

3928

6438

1034

1084

942

1188

99

791

510

117

2655

11710

212

1059

1469

1833

1839

2512

3092

1068

2744

5386

1972

4487

8191

903

1067

100

825

503

127

2223

1680

1488

2816

1845

145 1200    928

186    1550    1353

189

253

3335

4446

+ 230 + 1426 +3285

11337

21254

34542

O O GO O MD CM CM CO

1743

3492

6010

3268

4472

5483

m o

tJ- MD C- CT'

2060

752

275

4270

3019 1232 3943 1774

414

551

6405

8540

— 226 + 995 +3260

21924

38916

60695

184

218

256

200x40x28,5 m 300x40x28,5 m 400x40x28,5 m

5928

3091

3077

3376

2935

7402

12280

21993

6471

4072

7674

5502

9797

11250

4854

14072

9511

11666

2000 5268 961 2900 7776 1643 3730 10018 2431

528

6946

792    10419

1056    13892

—    1533

—    879 + 243

39979

68447

104716

176

200

230

Voller Typ: „Palatia“

140x15,85x10,67

1027

391

538

408

454

465

40

260

106

50

1216

4955

210

150x20x13,6 m 200x20x13,6 m 300x20x13,6 m 400x20x13,6 m

1446

2232

4586

8276

603

929

1860

3137

888

607

671

793

oo

1121

1562

1931

1128

2824

5507

992

1964

3324

1009

1395

1725

in cm

446

592

860

1114

151

238

413

603

86

115

172

<230

1340

1795

2693

3590

+ 500 +2170 +4720

7116

10763

20660

34365

175

198

253

316

200x30x20,3 m 300x30x20,3 m 400x30x20.3 m

3680

7480

13073

1775

1968

2033

2032

3281

1621

334

257

3580

76

3570

2688

4596

4060

4487

2365

544

385

5370

5801

3312

8366

6964

5510

1130

3008

785

514

7160

+ 1480 +4290

21082

37895

59913

173

208

246

200x40x29,8 m 300x40x29,8 m 400x40x29,8 m

6278

2821

3308

3633

3991

8773

13008

23180

5898

4304

8231

7501

10159

5233

15071

12796

11587

13816

2425 4467 424 503 6820 3540 6481 722 755 10230 4270 8500 1067 1006 13640

—1535 — 562 -f 1275

41908

71695

110013

MO o t> o m

CM CM

Es bieten sich nun zum Vergleich untereinander drei Methoden, den Widerstand des Schilfs bezw. die Anzahl der indicierten Pferdestärken zur Überwindung desselben aus den Hauptdimensionen zu finden:

1.    Nach Deplacement +

2.    Nach der Formel von Afonasieff,

3.    Unter Benutzung der von E. Tennyson D’Eyncourt gegebenen Curven.

Die erste Methode wird von angesehenen Autoren*) für überschlägliche Rechnungen ohne Widerspruch zu finden benutzt. Es fragt sich jedoch, ob dieselbe bei so verschiedenartiger Form des Deplacements, wie sie hier vorliegt, und so erheblicher absoluter Grösse desselben noch brauchbar ist.

*) Normand, Des lois de similitude dans diverses questions de construction navale. Bulletin de l’association technique maritime 1894. F. Eigar, Fast Ocean Steamships. Transactions Inst. Nav. Arch 1894. Biles, On large cargo Steamers, ebenda 1900.

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Auf den ersten Blick erscheint die Formel von Afonasieff¹), weil sie wohl den besten Ausdruck, welcher mit Coefficienten allein operiert, darstellt und das Verhältnis L/B in einfachster Weise berücksichtigt, für den vorliegenden Fall besonders geeignet. Sie giebt jedoch bei gleichbleibender Breite und mit der Länge proportional steigendem Deplacement unveränderte Pferdestärken. Die durch die grössere Länge eintretende Vermehrung des Reibungswiderstandes wird danach durch Verminderung der Restwiderstände grade ausgeglichen. Dies wird in dieser Allgemeinheit und namentlich bei geringeren Geschwindigkeiten bezweifelt.

Die dritte Methode trägt offenbar am besten allen Umständen Rechnung und hat um so mehr Aussicht, gut angenäherte Resultate zu ergeben, je besser die mitgeteilten²) „typischen Pferdekraftkurven“ für die hier vorliegenden Schiffe passen. Die Annäherungen nach dieser Methode werden daher bei der Berechnung der Gewichte benutzt.

Es folgt die Berechnung der indicierten Pferdestärken nach den 3 oben bezeiebneten Methoden:

1. Nach Deplacement²^.

Für den scharfen Typ ergiebt sich der Ausgangspunkt für die Rechnung durch die Daten der „Deutschland“, welche mit 23200 t Deplacement und rund 36000 Pferdestärken rund 23 Knoten läuft.

Es ist also:

für das scharfe Schiff: 200X20X13,6 m: 26076²/³

P.S. = 36000 X

23200²'³

36000X1,081 = rd. 39000 P.S.

für das scharfe Schiff: 300X20X13,6 m:

39114²/s

P.S. = 36000X~2j2Ö(F¹==z 36000x 1,4105 = rd. 51000 P.S.

für das scharfe Schiff: 400X20X13,6 m:

52152²'³

P.S. = 36000 X

23200²/³

= 36000X1,716 = rd. 61700 P.S.

für das scharfe Schiff: 200X30X19,8 m: 39114²/³

P.S. = 36000 X

23200²³

36000X 1,4165 = rd. 51000 P.S.

für das scharfe Schiff: 300X30X19,8 m: P.S. = 36000 X

58671¹3

23200²/³

36000 X 1,8562 = rd. 66800 P.S.

für das scharfe Schiff: 400X30X19,8 m:

78228*/*

23200-3

für das scharfe Schilf: 200X40X28,5 m:

52152*/*

23200*3

für das scharfe Schilf: 300X40X28,5 m:

78228*/*

~23200*/3:

für das scharfe Schilf: 400X40X28,5 m:

104304*'3 23200*3:

Zur Feststellung der indicierten Pferdestärken für den vollen Typ wird von „Palatia“, welche bei 13360 t Deplacement und rd. 4200 P.S. 12,8 Knoten läuft, ausgegangen.

Nach Froude verhalten sich die Widerstände ähnlicher Körper wie die Deplacements für Geschwindigkeiten gleich den 6ten Wurzeln der Deplacements. Die Proportionen der „Palatia“ und des vollen Schilfes: 200x20X13,6 m stimmen nun bis auf L/B (8,85 beziehungsweise 10,0) ziemlich genau überein (T/B = 0,505 beziehungsweise 0,500; d, ß, a sind gleich), also kann man obigen Satz ohne grossen Fehler anwenden, und die indicierten Pferdestärken für die sogenannte correspondierende Geschwindigkeit linden. Der Übergang auf 15 Knoten kann dann genau genug nach der dritten Potenz der Geschwindigkeit erfolgen.

Es ist also:

P.S. = 36000 X

P.S. = 36000 X

P.S. = 36000 X

P.S. = 36000 X

= 36000X2,2486 = rd. 80900 P.S.

= 36000X1,7160 = rd. 61700 P.S.

36000X2,2486 = rd. 80900 P.S.

36000X2,724 = rd. 98000 P.S.

6__6 _

12,8 Knoten: x = Vl3360 t: V30135 t =

Die correspondierende Geschwindigkeit beträgt also:

12,8 X 1,145 = 14,656 = rd. 14,7 Knoten und die P.S. hierfür: 4200 : x = 13360 : 30135, P.S. = rd. 9500, und für 15 Knoten: 9500 : x = 14,7³: 15³ = 3176 : 3375 mithin P.S. = rd. 10100 Es ist also:

1 : 1,145

für das volle Schiff 200 X 20 X 13,6 m, wie eben berechnet: für das volle Schilf 300 X 20 X 13,6 m:

45203*/*

30135*/*

für das volle Schilf 400X20X13,6 m:

60270*'*

30135^

für das volle Schilf 200X30X20,3 m:

45203*/*

30135*/*

P.S. = 10100 X

P.S. = 10100 X

P.S. = 10100 X

10100 X 1,3104= -

10100X1,5874=    .

= 10100X1,3104=    .

P.S. = 10100

.    . rd. 13235 P.S.

. . rd. 16032 P.S.

.    . rd. 13235 P.S.

für das volle Schilf 300X30X20,3 m: 67804’/»

30 1 352;3

für das volle Schilf 400X30X20,3 m: 90405²'3 30135²/³

für das volle Schilf 200X40X29,8 m: 602702/3 3Öl35²/3

für das volle Schilf 300X40X29.8 m: 904052/j 30135²/»

P.S. = 10100 X

P.S. = 10100 x

P.S. = 10100 x

P.S. = 10100 x

= 10100X1,7171 =

-S

CO

-u

CM

Cu

ca

= 10100X2,0801 =

= 10100X1,5874 =

= 10100X2,0801 =

CU

Nä

CM

xn

CO

KJ

W.

xn.

für das volle Schilf 400X40X29,8 m: 120540’/³

P.S. = 10100 x

30135²'³

10100X2,5198 =

CM

Cn

Cn

2. Nach der Formel von Afonasieff.

Die in dem Taschenbuch der „Hütte“ II, 17. Auflage Seite 320 verzeich-nete von Tromp³) abgeänderte Formel lautet:

y3,6

Indicierte Pferdestärke =-r- X

²xß

Hierin soll C — 118 bis 138 betragen. Nun ist für „Deutschland“:

2 33,6 36000

23200²X 20,42

202²

■= 143,2 = rd. 143

und für „Palatia“

12 8³’⁶

4200

]/ 13360²X 15,85__ ₁₂o 92 = rd. 121 y ₁₄₀2    ——

Da nun für Schilfe, welche die beiden Typschilfe an Grösse übertrelfen, der Coeflicient C voraussichtlich noch etwas steigt, so soll für den scharfen Typ C = 145 und für den vollen Typ C = 125 festgesetzt werden.

Scharfes Schilf 200X20X13,6 m:

23³’⁶

P.S    X

26076²X20

145

200²

38430

Scharfes Schilf und

300X20X13,6 m 400X20X13,6 m

Da

26076    39114    52152

200

300

400

— und sich sonst nichts in der Formel ändert,

so ist für die beiden Schilfe ebenfalls P.S. = 38430 Scharfes Schilf 200X30X19,8 ni7~

P.S. = -

23³’⁶

145

/•

39114²X30    _

200²

57645

Ebenso für 300 und 400 m Länge. Scharfes Schiff 200X40X28,5 m:

P.S. =

23³’⁶

52152²X40    _

145

200²

76860

Ebenso für 300 und 400 m Länge. Volles Schiff 200x20X13,6 m:

P.S. =

1₅3,6

30135²X 20

125

200²

10537

Ebenso für 300 und 400 m Länge. Volles Schiff 200X30X20,3 m:

P.S. =

153,6

125

V-

45203²X30    _

200²

15806

Ebenso für 300 und 400 m Länge

Volles Schiff 200X40X29,8 m:

P.S. =

153,6

125

XJ/-

60270²X40

200²

21074

Ebenso für 300 und 400 m Länge.

3. Nach den Curven von E. Tennyson D’Eyncourt.

Es wird angenommen, dass die veröffentlichten „typischen Pferdekraftkurven“ und die Angaben über die Grenzgeschwindigkeit in der Abhandlung des obigen Verfassers auf die vorliegenden Schiffe anwendbar sind. Die Schiffe haben sämmtlich ein volles Hauptspant = 0,94) und ein so schlankes Vor- und Hinterschiff, wie der Völligkeitsgrad (d = 0,636 und 0,735) zulässt.

Die sogenannten Grenzgeschwindigkeiten, über welche hinaus die Pferdestärken unverhältnismässig schnell wachsen, sind für d = 0,5:

für 200    m    Länge    =    V"656 Fuss⁴) =    rd.    25,6    Knoten

für 300    m    Länge    =    V^984 Fuss =    rd.    31,4    Knoten

für 400    m    Länge    =    Y 1312Fuss =    rd.    36,2    Knoten.

Der scharfe Typ    hat nun ein d = 0,636    also    sind    die obigen Grenzgeschwindigkeiten nach Diagramm I, Seite 864 („Schiffbau“ II) mit 0,8 zu mul-tiplicieren, um auf die vorliegenden Schiffe zu passen.

Es betragen demnach die Grenzgeschwindigkeiten:

für    L    =    200 m    . .    . 25,6X0,8    =    rd. 20,5    Knoten

für    L    =    300 m    . .    . 31,4X0,8    =    rd. 25,1    Knoten

für    L    =    400 m    . .    . 36,2X0,8    —    rd. 29,0    Knoten,

welche gegenüber den angenommenen 23 Knoten eine Differenz:

bei L    =    200 m von    -j— 12 °/0

bei L    =    300 m von    —    8V₂ °/₀

bei L = 400 m von —20V₂ % ergeben.

Diagramm II zeigt das Verhältnis des Reibungswiderstands zum Restwiderstand. Danach beträgt der Restwiderstand, wenn der Reibungswiderstand = 1 gesetzt wird,

= 0,345

= 0,2

bei L = 200 m und 112 o/₀ der Grenzgeschwindigkeit = 1,0 bei L = 300 m und 91 ‘/₂ % bei L = 400 m und 79'/₂ %

Der Reibungswiderstand lässt sich annähernd feststellen nach der bekannten Froude’schen Formel:

Reibungswiderstand = yXOXv“ Xf

Hierin ist y = 1,025 für Seewasser.

Die benetzte Oberfläche 0 findet sich ziemlich zuverlässig nach der Mum-ford-Denny’schen Formel⁵):

0 = LXBXd+l,7XLXT v = Schiffsgeschwindigkeit in in pro Secunde m = 1,829 rd. 1,83

Für 23 Knoten ist v == 23X0,5144 = 11,8312 m/Sec.

und vm = 11,8312'<⁸³= 91,97 m/Sec.

Für 15 Knoten ist v = 15 X 0,5144 — 7,7160 m/Sec.

und vm = 7,7160‘’⁸³ = 42,065 m/Sec.

Für 12,8 Knoten ist v = 12,8X0,5144 = 6,5843 m/Sec.

und \m = 6,5843'-⁸³ = 31,465 m/Sec. f — Reibungscoefficient ist graphisch geschätzt bei L = 200 m auf 0,1445 bei L — 300 m auf 0,1438 bei L = 400 m auf 0,1430

Da der ganze Unterschied jedoch nur etwa 1 % beträgt, so soll f bei allen Schiffen von 200 m Länge aufwärts — 0,144 angesetzt werden.

Es erübrigt noch, das Verhältnis der ,,effectiven Pferdestärken“ zu den indicierten festzusetzen.

Für „Deutschland“ ist nun:

die benetzte Oberfläche = 202 X 20,42 X 0,636+1,7 X 202X8,63

2620

2960

rd. 5580 qm

und der Reibungswiderstand:

5580X 1,025X91,97X0,144 — rd. 75700 kg.

Da nun die Geschwindigkeit der „Deutschland“ die Grenzgeschwindigkeit um etwa 12 % überschreitet, so ist der Reibungswiderstand gleich dem Restwiderstand oder gleich der Hälfte des Gesammtwiderstandes.

Mithin ist das Güteverhältnis:

= rd. 0,66

75700X11.83

75x36000

Da nun kein Grund vorliegt, bei den vorliegenden scharfen Schiffen ein anderes Verhältnis anzunehmen, wenn es auch hoch erscheint, so soll dasselbe bei behalten werden.

Die Ermittelung des Maschinen-, Kessel- und Kohlengewichts schliesst sich der Bequemlichkeit wegen unmittelbar an die Berechnung der indicierten Pferdestärken an.

Das Gewicht der Maschinen- und Kesselanlage der „Deutschland“ ist: bei gewöhnlicher Leistung von 33000 P.S. rund 171 kg pro P.S. bei maximaler Leistung von 36000 P.S. rund 157 kg pro P.S.

Es wird nun die Möglichkeit angenommen, die in Betracht kommenden sehr grossen Anlagen für die berechnete Maximalleistung mit rund 160 kg pro indicierte Pferdestärke sachgemäss auszuführen.

Beim vollen Typ, welcher keine so hohen Anforderungen an die Maschinenanlage stellt, soll das Gewicht der Gesammtanlage mit 180 kg pro P.S. (bei „Palatia“ 192 kg) berechnet werden.

Zur Feststellung des Kohlengewichts sollen beim scharfen Typ 7 Tage Reisedauer (ca. 3900 Seemeilen) und 0,8 kg pro Stunde und P.S. gerechnet werden, da diese Schiffe nur in der New-Yorker Fahrt Aussicht auf dauernde Rentabilität haben können. Aus demselben Grunde erhält der volle Typ Kohlen für 12 Tage (ca. 4300 Seemeilen). In den Zahlen sind die Kohlen für die Hülfsmaschinen und die übliche Reserve berücksichtigt.

Hiernach berechnet sich der Kohlenvorrat pro Pferdestärke: für den scharfen Typ auf 7X24X0.0008 = 0,1344 t und für den vollen Typ auf 12X24X0,0008 = 0,2304 t

Scharfes Schiff 300X20X13,6 m:

Da sich die benetzten Oberflächen bei sonst gleichen Verhältnissen wie die Längen verhalten, so auch die zur Überwindung des Reibungswiderstandes nötigen Pferdestärken:

Es ist also: 19300

9650

+ V*

28950 P.S. für Reibung

-f- Reibungs-P.S. X0,345 = 9950 P.S. für Restwiderstand also Gesammt P.S. = 38900

Maschinengewicht = 38900X0,16 = 6230 Kohlengewicht = 38900X0,1344 = 5240

11470 t

Scharfes Schiff 400X20X13,6 m:

Analog ist 19300 + 1    19300

38600 P.S. für Reibung

-j- Reibungs P.S. X 0,2 = 7720 P.S. für Restwiderstand also Gesammt P.S. =~4632Ö

Maschinengewicht = 46320X0,16    = 7410

Kohlengewicht = 46320X0,1344 = 6240

13650 t

Scharfes Schiff 200 X 30 X 19,8 m:

Reibungs-P.S. =

= rd. 23500 also Gesammt P.S. = 47000

Maschinengewicht = 47000 X 0,16 = 7520 Kohlengewicht = 47000 X 0,1344 = 6330

13850 t

Das Maschinen- und Kohlengewicht stellt sich also, wie folgt: Scharfes Schiff 200x20x13,6 m:

Benetzte Oberfläche = 200X20X0,636-f-l,7X200X 10 = rd. 5944 qm Reibungswiderstand = 5944X1,025X91,97X0,144 = rd. 80700 kg 80700X11,83 75X0.66

Reibungs P.S. =

= rd. 19300, also P.S. = 38600

Maschinengewicht = 38600X0,16 Kohlengewicht

= 6180 = 38600X0,1344 = 5200

11380 t

Benetzte Oberfläche = 200 X 30 X 0,636 -f 1,7 X 200 X 10 = rd. 7216 qm Reibungswiderstand: = 7216 X 1,025 X 91,97 X 0,144 = rd. 97800 kg 97800 X 11,83 75 X 0,66

Scharfes Schiff 300 X 30 X 19.8 m:

Wie vorher ist:

23500

11750

+ 0,345 also Gesammt P.S. = 47450

35250 P.S. für Reibung 12200 P.S. für Restwiderstand

Maschinengewicht = 47450 X 0,16    = 7590

Kohlengewicht = 47450 X 0,1344 = 6390

13980 t

Scharfes Schiff 400 X 30 X 19,8 m:

23500 23500

Analog ist:

+ 1

~f* 0,2

also Gesammt P.S. = 56400

47000 P.S. für Reibung 9400 P.S. für Restwiderstand

Maschinengewicht = 56400 X 0,16    = 9030

Kohlengewicht = 56400 X 0,1344 = 7590

16620 t

Scharfes Schiff 200 X 40 X 28,5 m:

Benetzte Oberfläche = 200 X 40 X 0,636 +1,7 X 200 X 10 = rd. 8488 qm Reibungswiderstand = 8488 X 1,025 X 91,97 X 0,144 = rd. 115000 kg 115000 X 11,83 75 X 0,66

Maschinen gewicht = 55000X0,16

= 55000X0,1344 = 7400 16200 t

Reibungs P.S.

Kohlengewicht

rd. 27500 also Gesammt P.S. = 55000

= 8800

Scharfes Schiff 300X40X28,5 m:

+ Va

Wie früher ist: 27500 1+750 _

41250 P.S. für Reibung + 0,345    14200 P.S. für Restwiderstand

also Gesammt P.S. = 55450

Maschinengewicht = 55450X0,16    = 8870

Kohlengewicht = 55450X0,1344 = 7460

16330 t

Scharfes Schiff 400X40X28,5 m:

Analog ist: 27500 27500

+ 0,2

55000 P.S. für Reibung 11000 P.S. für Restwiderstand

also Gesaramt P.S. = 66000

Maschinengewicht = 66000X0,16 Kohlengewicht

10570

= 66000X0,1344 = 8880 19450 t

Für den vollen Typ sind die Grenzgeschwindigkeiten für d = 0,5 nach dem Diagramm I auf Seite 864 („Schiffbau“ II) mit 0,61 zu multiplicieren, um auf diejenigen für ein d = 0,735 zu kommen.

vollen Schiffe bei

Es stellen sich demnach die Grenzgeschwindigkeiten für die vorliegenden L    =    200    m    auf    15,3 Knoten

L    =    300    m    auf    19,2 Knoten

L    =    400    m    auf    22,1 Knoten und zeigen eine Ver

schiedenheit gegenüber der gewählten Geschwindigkeit von 15 Knoten bei    L    =    200    m    von    — 2 %

„    L    =    300    m    von    —22 %

„ L = 400 m von —32 %

Nach Diagramm II ergiebt sich der Restwiderstand ausgedrückt durch den Reibungswiderstand bei

L = 200 m zu 0,47 L = 300 m zu 0,178 L = 400 m zu 0,152 Das Verhältnis der effectiven Pferdestärken zu den indicierten errechnet

sich nach dem Typschiff „Palatia“ wie folgt:

Nun ist:

Benetzte Oberfläche = 140 X 15,85 X 0,735 + 1,7 X 140 X 8=3530 qm Reibungswiderstand = 3530 X 1,025 X 31,465 X 0,146 = rd. 16600 kg L = 140 m = rd. 459 Fuss.

Die Grenzgeschwindigkeit für ö — 0,5 beträgt \^459 = 21,42 Knoten „    .,    „ d = 0,735 ist gleich 21,42 X 0,61 = 13,066

rd. 13,07 Knoten.

Die wirkliche Geschwindigkeit von 12,8 Knoten ist also rd. 2% geringer als die Grenzgeschwindigkeit, also beträgt der Restwiderstand 0,47 des Reibungswiderstands.

Zur Überwindung des ReibungsWiderstands werden also von den 4200 Gesammtpferdestärken rund 2200 aufgewandt. Es ist demnach:

= 0,663 = rd. 0,66

Das Verhältnis von 0,66 der Nutzleistung zur indicierten scheint daher auch für den vollen Typ passend zu sein. Jedenfalls kann ein hoher Wirkungsgrad der Maschinen- und Kesselanlage erzielt werden, da es sich auch hier um ganz respectable Leistungen handelt.

Vo_11 es Schiff 200 X 20 X 13,6 m:

Benetzte Oberfläche = 200 X 20 X 0,735+ 1,7 X 200 X 10 = rd. 6340 qm Reibungswiderstand = 6340 X 1,025 X 42,065 X 0,144 = rd. 39300 kg

16600 X 6,584

75 X 2200

3070

9210 P.S. für Reibung + 0,178    1640 P.S. für Restwiderstand

also Gesammt P.S.

Reibungs P.S. =

39300 X 7,716 75 X Ö”66

-f- 6140 X 0,47    =2890 P.S. für Restwiderstand

= 6140

also Gesammt P.S.

9030

Maschinengewicht = 9030X0,18 Kohlengewicht

= 1625 = 9030X0,2304 = 2080

3705 t

Volles Schilf 300X20X13,6 m:

Die Oberfläche ist 50 % grösser als vorher, also auch die Reibungsarbeit, mithin

= 6140

10850

Maschinengewicht = 10850X0,18    =» 1955

Kohlengewicht = 10850X0,2304 — 2500

4455 t

Volles Schilf 400X20X13,6 m:

Analog ist

6140

6140

12280 P.S. für Reibung -j- 0,152    1870 P.S. für Restwiderstand

also Gesammt P.S.

14150

Maschinengewicht = 14150X0,18    = 2550

Kohlengewicht = 14150X0,2304 = 3270

5820 t

Volles Schilf 200X30X20,3 m:

Benetzte Oberfläche = 200 X 30X0,735-f-1,7X200 X 10 = rd. 7810 qm Reibungswiderstand = 7810X 1,025X42,065X0,144 = rd. 48400 kg 48400X7,716 75X0,66

-j- 0,47    3540 P.S. für Restwiderstand

Reibungs P.S. =

= 7530

also Gesammt P.S. = 11070

Maschinengewicht = 11070X0,18 = 1995 Kohlengewicht = 11070X0,2304 = 2550

4545 t

Volles Schiff 300 X 30 X 20,3 m: Es ist:

7530

3765

-f 0,178

11295 PS. für Reibung 2010 P.S. für Restwiderstand

Gesammt P.S. = 13305

2400

Maschinengewicht = 13305 X 0,18 Kohlengewicht = 13305 X 0,2304= 3070

5470 t

Volles Schiff 400 X 30 X 20,3 m:

Analog: 7530 + 1    7530

15060 P S. für Reibung 2295 P.S. für Restwiderstand

+ 0,152__

also Gesammt P.S. =17355

Maschinengewicht = 17355 X 0,18    = 3130

Kohlengewicht = 17355 X 0,2304 = 4000

7130 t

Volles Schiff 200 X 40 X 29,8 m:

Benetzte Oberfläche = 200 X 40 X 0,735 -f- 1,7 X 200 X 10 = rd. 9280 qm Reibungswiderstand = 9280 X 1,025 X 42,065 X 0,144 = rd. 57700 kg 57700 X 7,716 75 X 0,66 + 0,47

Keibungs P.S. =

= rd. 9000

also Gesammt P.S.

4230 P.S. für Restwiderstand = 13230

Maschinengewicht = 13230 X 0,18 Kohlengewicht = 13230 X 0,2304 = 3050

5440 t

2390

4500

13500 P.S. für Reibung 2405 P.S. für Restwiderstand

Volles Schiff 300 X 40 X 29,8 m:

Es ist wie vorher: 9000

+ V*

+ 0,178 also Gesammt P.S. = 15905

Maschinengewicht = 15905 X 0,18    = 2870

Kohlengewicht = 15905 X0,2304 = 3660

“6530 t

Volles Schiff 400 X 40 X 29,8 m: Analog ist: 9000 + 1 9000

18000 P.S. für Reibung

+ 0,152_2740 P.S. für Restwiderstand

also Gesammt P.S. = 20740

Maschinengewicht = 20740 X 0,18    = 3740

Kohlengewicht = 20740 X 0,2304 = 4770

8510 t

Für die später kommenden Vergleiche ist es von Interesse, die Anzahl der indicierten Pferdestärken und das Maschinen-, Kessel- und Kohlengewicht der „Palatia“ zu kennen, welche dieses Schiff für eine Geschwindigkeit von 15 Knoten haben müsste.

Geht man nach der dritten Potenz der Geschwindigkeit, so ist:

12,8³: 15³ = 2097 : 3375 = 4200 P.S.: 6800 P.S.

Nach der Methode von Eyncourt ist die Grenzgeschwindigkeit für 140 tn Länge bei d = 0,735 gleich 13,07 Knoten. Für die 15 % grössere Geschwindigkeit von 15 Knoten verhält sich nach den Curven:

Reibungsarbeit zur Restarbeit = 100 : 128

Reibungswiderstand == 3530 qm X 1,025 X 42,065 X 0,146 = rd. 22200 kg 22200X7,716 75 X 0,66

-[-3460X1,28 = 4420 P.S. für Restwiderstand also Gesammt P.S. = 7880

Maschinengewicht = 7880 X 0,18 Kohlengewicht

Reibungs P.S.

3460

= 1420 = 7880 X 0,2304 = 1810 3230 t

Es stellte sich ferner als wünschenswert heraus, die Pferdestärke sowie das Maschinen- und Kohlengewicht für das volle Schiff 150X20X13,6 m zu kennen.

Nach Eyncourts Methode ist: 150 m = 492 Fuss, also Grenzgeschwindigkeit für d = 0,5 gleich V"492 = 22,18 Knoten. Für d = 0,735 beträgt also die Grenzgeschwindigkeit 22,18X0,61 = rd. 13,5 Knoten. Die angenommene Geschwindigkeit von 15 Knoten ist also 11 % grösser. Nach den Curven verhält sich die Reibungsarbeit zur Restarbeit wie 100 zu 92.

= rd. 4680

Reibungs P.S. =

Benetzte Oberfläche = LXBXd4-l,7XLXT = 4755 qm Reibungswiderstand = 4755X1,025X42,065X0,146 = rd. 30000 kg 30000X7,716 _75X0,66

4- 0,92 =    4300 für Restwiderstand

also Gesammt P.S. 8980

Maschinengewicht = 8980X0,18    = 1615

Kohlengewicht

= 8980X0,2304 = 2070

3685 t

Schliesslich sind noch die Berechnungen der Pferdestärken u.s.w. für die beiden vollen Schiffe: 168X20X13,6 und 115X20XI 3,6 m zu machen.

Reibungs P.S. =

■= rd. 5210

3290 für Restwiderstand 8500’

168 m = 551 Fuss, also Grenzgeschwindigkeit bei d = 0,5 gleich V"551 = rd. 23,47 Knoten. Für d = 0,735 ist die Grenzgeschwindigkeit = 23,47 X0,61 = rd. 14,3 Knoten. Die hier vorgesehene Geschwindigkeit von 15 Knoten ist also 5 % grösser. Nach den Curven verhält sich die Reibungsarbeit zur Restarbeit wie 100 zu 63. Die benetzte Oberfläche ist 5330 qm. Reibungswiderstand = 5330X1,025X42,065X0,145 = rd. 33400 kg 33400X7,716 75X0,66 + 0,63 also Gesammt P.S.

Maschinengewicht = 8500X0,18 Kohlengewicht

1530

= 8500X0,2304 = 1960

3490 t

115 m = 377 Fuss, also Grenzgeschwindigkeit V377 für d = 0,735 ist die Grenzgeschwindigkeit = 19,42X0,61 = 11,8 Knoten. Diese Geschwindigkeit wird von der festgesetzten von 15 Knoten um 27 % übertroffen. Hierfür ist die Reibungsarbeit zur Restarbeit nach den Curven wie 100 zu 195. Die benetzte Oberfläche beträgt 3650 qm.

Reibungswiderstand = 3650X1,025X42,065X0,146 = rd. 23000 kg 23000X7,716 75X0,66 + 1,95

also Gesammt P.S. = 10590

Reibungs P.S. =

= rd. 3590

19,42 Knoten

7000 für Restwiderstand

Maschinengewicht = 10590X0,18 Kohlengewicht

= 1900 = 10590X0,2304 == 2440 43404

In der folgenden Tabelle sind die Pferdestärken nach den drei besprochenen Methoden, die Gewichte der Maschinenanlagen und der Kohlenvorräte sowie die Pferdestärken pro Tonne Deplacement zusammengestellt.

Die vorstehenden Werte sowie die Gewichte der Maschinenanlagen und Kohlen in Procenten der dazugehörigen Deplacements sind auf den Seiten 78, 79 und 82 graphisch zusammengestellt.

Gewichtszusammenstellung der Maschinenanlagen und der Kohlen.

77

Indicierte Pferdestärken

Gewichte

Scharfer Typ: 23 Knoten

der

P.S.

nach

Depl.

nach

Afonasieff

nach

Eyncourt

Mas ch. u. Kessel

der

Zu-

pro

Kohlen

sammen

Tonne

Depl.

„Deutschland“ 36000 202X20,42X13,41 m

36000

36000

5650

4400

10050

1,55

200X20X13,6

300X20X13,6

400X20X13,6

39000

51000

61700

38430

38430

38430

38600

38900

46320

6180

6230

7410

5200

5240

6240

11380

11470

13650

1,48

0,994

0,888

200X30X19,8

300X30X19,8

400X30X19,8

200X40X28,5

300X40X28,5

400X40X28,5

51000

66800

80900

61700

80900

98000

57645

57645

57645

76860

76860

76860

47000

47450

56400

55000

55450

66000

7520

7590

9030

8800

8870

10570

6330

6390

7590

7400

7460

8880

13850

13980

16620

16200

16330

19450

1,20

0,808

0,721

1,056

0,708

0,633

Voller Typ:

15 Knoten

„Palatia“

12,8 Knoten 4200 140X15,85X10,67 m

7880

4200

4200

805

1000

1805

0.314

„Palatia“

15 Knoten

200X20X 13,6 300X20X13,6 400X20X13,6

10100

13235

16032

7880

10537

10537

10537

7880    1420 I 1810

9030

10850

14150

1625

1955

2550

2080

2500

3270

3230

3705

4455

5820

0,590

0,300

0,240

0,235

4545

5470

7130

15806

15806

15806

2550

3070

4000

1995

11070

13305

17355

200X30X20,3 300X30X20,3 400X30X20,3 200X40X29,8 16032 300X40X29,8 21009 400X40X29,8 25450

Nachdem nun das Gewicht des Schilfskörpers, der Maschinenanlage und der Kohlen ermittelt ist, ergiebt sich die Tragfähigkeit bei bekanntem Deplacement ohne Weiteres. Die Tragfähigkeit ist auf den Seiten 80 und 81 sowohl nach den Schilfslängen als auch den Breiten als Abscisseu graphisch dargestellt.

13235

17342

21009

21074

21074

21074

13230

15905

20740

2400

3130

2390

2870

3740

3050

5440

3660

4770

6530

8510

0.245

0,196

0,192

0,220

0,176

0,172

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3 0°-

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Es soll nunmehr die kaufmännische Seite des Themas erörtert werden.

Dem Bau eines jeden Handelschiffes liegt der Gedanke an eine Rentabilität zu Grunde. Die einmaligen und laufenden Kosten müssen in einem gewinnbringenden Verhältnis zu der für Ladung und Passagiere verfügbaren Tragkraft und Raum stehen.¹)

Die Veränderung der absoluten Rentabilität mit der Schiffsgrösse lässt sich, da zuverlässige Daten zur Berechnung der meisten Factoren weder in der Litteratur zu finden noch von den Interessenten zu erhalten sind, nicht einmal annähernd feststellen. Es ist nicht anzunehmen, dass die beiden in Betracht kommenden Deutschen Schifffahrtsgesellschaften, nachdem sie dem Verfasser die Mitteilung einiger technischen Details verweigert haben, ihr Betriebsconto, durch dessen Studium man einige Anhaltspunkte gewinnen könnte, einem aussenstehen-den Dritten klar legen werden. Die öffentlichen Abrechnungen aller grösseren Rhedereien sind mit Absicht so angelegt, dass sich daraus der Wert und der Nutzen einzelner Schiffe nicht erkennen lässt.

Es macht ferner für die Rentabilität einen grossen Unterschied, ob ein Schiff als Einzelfahrer oder in einer regelmässigen Linie beschäftigt wird. Mit der Anzahl der Schiffe eines Betriebes nehmen natürlich die allgemeinen Kosten der Leitung und Organisation an Land für das einzelne Schiff ab.

Der Herstellungspreis und damit die jährliche Verzinsung und Abschreibung für verminderten Wert ist auch nicht einigermassen genau zu bestimmen. Erschwerend wirkt hierbei der Umstand, dass an ein Schiff als Welthandelsartikel ein internationaler Massstab angelegt werden muss.²) Der Preis des Materials fluctuiert beständig und hält zu gleicher Zeit auch nicht annähernd überall ein gewisses Niveau.³) Die Arbeitslöhne nehmen allmählich zu. Es ist zwar bekannt, dass der Preis pro Tonne Schiff von etwa 6000 t Tragfähigkeit aufwärts steigt,⁴) aber nicht in welchem Tempo. Vielleicht hat sich diese Grenze zur Zeit schon verschoben. Auch darüber, wie sich die Preise der Maschinenanlagen mit der Grösse verändern, fehlt jeder genauere Anhalt.

Bei den laufenden Ausgaben verhält es sich ähnlich.

0 Mit dem Verhältnis des benutzbaren Raums zur Tragfähigkeit, welches sich nach dem durchschnittlichen specifisclien Gewicht der Ladung richten müsste, haben sich Biles in seinem Vortrage: On large cargo Steamers. Transactions Inst. Nav. Arch. 1900, und B. Martell in: On the alterations in the types and proportions of mercantile vessels etc. Trans. Inst. Nav. Arch. 1892 eingehend beschäftigt.

²)    Über die Herstellungskosten in Deutschland, England und den Vereinigten Staaten siehe Geo. W. Dickie: Can the American shipbuilder under present conditions compete with the British and German shipbuilders in the production of the largest dass of ocean passenger and freight steamships? Vortrag vor der Society of Naval Arch. and Marine Engineers. Marine Engineering December 1900, Seite 510.

³)    Nach Marine Engineering Dec. 1899. Seite 258 kostete die Tonne Stahlmaterial zu derselben Zeit in New York 18 ^ 8 s 6 d und in England 7 £ 8 s 6d.

⁴)    Hunter: Large Atlantic Cargo Steamers. Transactions Inst. Nav. Arch. 1899.

Die Assecuranz ist schwer zu ermitteln. Die Rhedereien tragen gewöhnlich einen bedeutenden Teil des Schiffswerts in Selbstversicherung und vereinigen sich womöglich noch zu grösseren Verbänden, um das Risico zu verkleinern. Wie sich die Raten bei den Versicherungsgesellschaften im Einzelfall stellen würden, ist zur Zeit wohl selbst von den Beteiligten nicht mit Bestimmtheit zu sagen.

Bei den Hafenabgaben sind allgemeine Sätze kaum aufzustellen. Dieselben sind in fast allen Häfen verschieden*), und richten sich nach allerlei Nebenumständen. Ihre Veränderung mit der Schiffsgrösse festzustellen macht erhebliche Schwierigkeiten. Ebenso diejenige der Abgaben für die Lotsen und Befeuerung der Küsten, der Staatssteuern u.s.w. Die grossen Linien treffen gewöhnlich für die Anlageplätze ihrer Schiffe, Benutzung der Uferkrane, der Lagerräume etc. besondere Abmachungen mit den Eigentümern, aus denen sich die Kosten für ein bestimmtes Schiff nicht herausschälen lassen.

Die Gehälter der Officiere und die Löhnung der Mannschaften**) lassen sich wohl durchschnittlich feststellen, aber da es keine Bestimmungen und sichere Anhalte für die Stärke der Besatzung giebt, (auf den grösseren Schiffen eines neuen Typs wird die zweckmässige Grösse der Mannschaft gewöhnlich practisch ausprobiert) so schwebt diese Frage wieder in der Luft. Es lässt sich schwer bestimmen, wieviel Personal zum gesicherten Betrieb so grosser Schiffe grade notwendig ist, und wie die Anzahl mit der Schiffsgrösse wächst.

Bei den Einnahmen für die Passagierbeförderung lässt sich ohne Kenntnis der betreffenden Conten nichts Sicheres feststellen, geschweige denn eine Skala für in der Grösse zunehmende Schiffe entwerfen. Bekannt sind im besten Falle die Gesammtzahl der auf allen Linien einer Gesellschaft beförderten Passagiere und die Passagepreise für die einzelnen Classen; aber ohne die wirkliche Einnahmesumme lässt sich keine annähernde Annahme machen.

Die Frachtraten sind einem stetigen Wechsel unterworfen. Ausserdem lässt sich ein richtiges Durchschnittsverhältnis der einzelnen zu befördernden Güterkategorien zu einander schwer finden. Die Ladung setzt sich z. B. auf der New-Yorker Fahrt zu verschiedenen Jahreszeiten auch verschieden zusammen. Für die Stapelartikel werden häufig besondere Abschlüsse über grosse Partieen, die sich auf eine Reihe von Schiffen verteilen, gemacht. Also man tappt auch hier im Dunkeln. Schliesslich müssten noch die Commission für die Frachtvermittler, die Stempelabgaben, die Kosten des Ladens und Löschens ermittelt werden, um an den Nettobetrag der verdienten Fracht zu kommen.

Auch die Kohlenpreise schwanken beständig. Daher nützt es auch nicht viel, wenn man das gebrauchte Kohlenquantum ziemlich genau feststellen kann,

*) Siehe z. B. Hansa, Deutsche Nautische Zeitschrift, Hamburg. No. 24. 1901. „Quai, Dock-und Hafenabgaben verschiedener Nordeuropäischer Häfen“.

**) Siehe z. B. Wages paid seamen of various nationalities at foreign ports. Marine Engineering, Juni 1900.

sobald die Anzahl der Reisen pro Jahr, mit andern Worten also die zum Laden und Löschen nötige Zeit bekannt ist. Hier stossen wir auf eine neue Schwierigkeit, nämlich die Bestimmung der zum Laden und Löschen nötigen Zeit im Verhältnis zur Schiffsgrösse. Diese Frage ist in ökonomischer Hinsicht von vitaler Bedeutung. W. H. Hunter*), der Chefingenieur des Manchester Seekanals, hat berechnet, dass die laufenden Kosten für ein Schiff von ca. 10000 t Tragfähigkeit täglich etwa 2000 M betragen und bei Mehrgebrauch von je einem Tag im Hafen auf 12 Rundreisen im Jahr über 2 '/₂ % des Anlagekapitals verloren geht. Selbst wenn die Zeiten für das Laden und Löschen der verschiedenen Gattungen von Ladungen für ein bestimmtes Schiff bekannt wären, so müsste noch der längere Weg, den die Ladung bei grösseren Schiffen machen muss, um aus dem Raum auf den Quai zu gelangen und die Anzahl, Grösse und Lage der Luken berücksichtigt werden. Die Leistungsfähigkeit der Lade- und Löscheinrichtungen**) sind ferner von zunehmender Bedeutung, je mehr ein Schiff wächst. Bei kürzerer Reisedauer kann allein deswegen ein kleineres Schiff trotz unlimitiert vorhandener Ladung und seiner unvermeidlichen Nachteile einem grösseren gegenüber vorteilhafter sein als dieses. Bei den Schnelldampfern tritt an Stelle der Zeit für das Laden und Löschen der Frachtgüter diejenige für das Einnehmen der Bunkerkohlen.

Es kommen noch weitere schwer festzustellende Factoren für die absolute Rentabilität in Betracht, die von grossem Einfluss sind, so z. B. die Kosten der Instandhaltung, der unvermeidlichen Reparaturen und der notwendigen Ergänzung von Inventar. Hier trägt natürlich gute sachgemässe Ausführung von vornherein erheblich zur Einschränkung der Unkosten bei.

Man könnte ja unter Zugrundelegung von allerlei Annahmen und Ausschaltung gewisser Kosten eine angenäherte absolute Rentabilitätsberechnung machen. Dieselbe würde aber wenig Wert besitzen und daher soll darauf verzichtet werden.

Verlässt man nun das Gebiet der Mark und Pfennige und betrachtet die Rentabilität der Vergrösserungen im Verhältnis unter einander und zu den Typschiffen, also relativ, so bieten die gezeichneten Curven bereits einige interessante Resultate. Wohl verstanden gelten alle Gewichtsangaben u.s.w. für einen Tiefgang von 10 m.

Aus den Curven des Schiffsgewichts auf Seite 62 und 63 geht deutlich hervor, dass bei beiden Typen das Schiffsgewicht verhältnismässig schneller bei zunehmender Breite als zunehmender Länge wächst. Dies hat seinen Grund in dem Wachsen der Seitenhöhe mit der Schiffsbreite aus Stabilitätsrücksichten

*) W. H. Hunter: The discharging and reloading of large steamers. The Engineer, 9. Juni 1899, Seite 564.

**) Die Liegezeit der Dampfer kann vielleicht durch weitere Ausbildung der im Prometheus No. 614, 1901, Seite 671 beschriebenen Laderampe (siehe auch Traveling ramps for unloading vessels. Marine Engineering October 1898, Seite 27.) oder durch ähnliche mechanische Hilfsmittel erheblich vermindert werden. Fiir Getreide sind die bezüglichen Einrichtungen bereits in hohem Grade entwickelt.

und in der Vermehrung der Decks mit ihren Einrichtungen. Das Schiffsgewicht des vollen Typs steigt ausserdem noch etwas schneller als das des scharfen. Also ist es im Allgemeinen für die Tragfähigkeit bei gleichbleibendem Tiefgange trotz der Verstärkungen der Längsverbände vorteilhafter, die Schiffe zu verlängern.

Das Gewicht der Maschinenanlagen und Kohlen (auf Seite 78 graphisch dargestellt) des scharfen Typs hat etwa bei 250 m Länge ein Minimum. Dies ist erklärlich, da die Geschwindigkeit von 23 Knoten die Grenzgeschwindigkeit für 200 m übersteigt, also Schiffe von letzterer Länge einen unverhältnismässigen Kraftbedarf zur Erreichung der vorgenommenen Geschwindigkeit haben. Im Allgemeinen steigert sich anfangs das Gewicht bei beiden Typen schneller mit zunehmender Breite, im weiteren Verlauf gewinnt jedoch die Zunahme mit der Länge die Oberhand. Die Curven für den vollen Typ haben bei den Anfangswerten das Minimum bereits hinter sich und steigen regelmässig an.

In Procenten des Deplacements ausgedrückt, (Seite 79) fallen die Gewichte der Maschinenanlagen und der Kohlen anfangs schnell, dann immer langsamer, und zwar ist das Fallen bei zunehmender Länge intensiver als bei zunehmender Breite. Die Tendenz ist bei beiden Schiffstypen dieselbe, prägt sich jedoch beim scharfen Typ deutlicher aus.

Die Curven der indicierten Pferdestärken pro Tonne Deplacement (Seite 82) bieten bereits den directen Vergleich mit den Typschiffen. Es zeigt sich, dass alle Schiffe über 200 m Länge und 20 m Breite bei 10 m Tiefgang in dieser Beziehung beiden Typschiffen überlegen sind. Allgemein nimmt die indicierte Pferdestärke pro Tonne Deplacement mit wachsender Länge schneller ab, als mit wachsender Breite. Es ist jedoch abzusehen, dass sich dieses Verhältnis später umkehrt.

Die graphische Darstellung der Tragfähigkeit (Seite 80 und Seite 81) zeigt bei der Verlängerung ein langsameres Steigen und nach Überwindung der Maxima ein langsameres Fallen, als bei der Verbreiterung. Die Maxima der Curven bewegen sich nach links auf die Anfangswerte (L — 200 m und B = 20 m) zu. Die Stellung der Typschiffe zeigt, dass zur Zeit das Maximum der Tragfähigkeit noch lange nicht erreicht ist.

Das interessanteste Resultat dürfte sein, dass die Tragfähigkeit des vollen 15 Knotenschiffs auf dem Nordatlantic mit rund 25600 t und die des 23 Knotenschiffs mit rund 7520 t ihr Maximum erreicht, dass es also zwecklos ist, über die Hauptdimensionen dieser Schiffe, welche mit den übrigen charac-teristischen Daten in der Schlusstabelle zusammengestellt sind, hinauszugehen.

Die Zahlen und Curven gelten natürlich nur so lange, als erstens kein erheblich leistungsfähigeres Material als der heutige Flussstahl zum Bau verwendet wird, ferner keine bedeutend festeren, also leichteren Verbindungen der einzelnen Bauteile als die gebräuchlichen Nietungen benutzt werden, und schliesslich das Maschinengewicht pro Pferdestärke und das Gewicht der Kohle pro

Arbeitseinheit nicht sinkt⁶). In der Gewichtszumessung der Schiffskörper sind jedoch gewisse Fortschritte bereits berücksichtigt, sodass die Zahlen und Curven nicht zu schnell veralten werden.

Über die relative Tragkraft geben die Curven der Tragfähigkeit pro t Deplacement (Seite 88) Auskunft und zeigen wie günstig „Palatia“ bei 12,8 Knoten in dieser Beziehung steht. Sie sinken im Allgemeinen schneller bei der Yerbreiterung als bei der Verlängerung. Die Möglichkeit, die Verhältniszahl der „Deutschland“ (0,062) und der „Palatia“ bei 15 Knoten (0,3875) zu übertreffen, hat einen weiten Spielraum.

¹

„Hütte“, Abteilung II (17. Auflage 1899) Seite 320.

²

„Schiffbau“ II, Seite 862 und folgende. „Über die Grenzen ökonomischer Schiffsge-sc; vindigkeif.“

³

T. H. A. Tromp, Moyen de juger de la valeur des essais des navires de guerre. Rotterdam 1897.

⁴

Alle Angaben in Fussen und Zollen in dieser Abhandlung sind englische Masse.

⁵

Archibald Denny, On a rapid method of calculating wetted surfaces. Transactions Inst. Nav. Arch. 1895.

⁶

Über den mutmasslichen Einfluss der Einführung eines specifisch leichteren oder festeren Schiffbaumaterials hat Biles einen Vortrag: „On nickel steel and aluminium as materials for ship construction“ vor der Institution of Civil Engineers gehalten, über welchen eingehend in „Stahl und Eisen“ vom 15. September 1897 und in Marine Engineering October 1897 und Januar 1898 referiert ist. Siehe auch zu diesem Thema: M. Hauser: Influence dconomique de la ldgeretd dans la construction des navires. Bulletin de l’association technique maritime. Vol. I, 1890 und H. Sellentin: Die Verwendung des Aluminiums im Schiffbau, Octoberheft des „Schiffbau“ 1899.

Der scharfe Typ hat sein Maximum von Tragfähigkeit pro Tonne Deplacement und zwar von 0,179 bei 257 m Länge und 22,1 m Breite.

Da bis zu 200 m für die Länge des vollen Typs kein Maximum vorhanden ist, die Curven jedoch nicht weit unter 200 m Länge ein solches erwarten lassen, so wurde ein weiterer Punkt auf der 20 m Breiten-Curve wünschenswert und für das Schiff 150 X 20 X 13,6 m berechnet. Das Breitenmaximum liegt bei 20 m. Die verlängerte 20 in Curve, welche der einheitlichen Blattgrösse wegen verschoben in das bereits vorhandene Ordinatenfeld der Zeichnung eingetragen ist, zeigt das relativ tragfähigste volle Schiff mit 0,527 t Tragkraft pro t Deplacement bei 168 m Länge. Die Details siehe am Schluss.

Das Verhältnis der Tragfähigkeit pro t Schiffsgewicht kann man als allgemeinen Massstab für den Herstellungspreis des Schiffskörpers betrachten, wenn man davon absieht, dass der Preis mit der Schiffsgrösse z. Z. steigt. Man kann aber andererseits annehmen, dass die Kosten des Materials durch Verbesserungen in der Herstellung sinken, der Bau durch noch reichlichere Verwendung von Hilfsmaschinen beschleunigt und verbilligt wird, und die Einrichtungen der Werften sich den vergrösserten Verhältnissen so anpassen, dass der Preis pro t Schiff nur noch unerheblich mit der Schiffsgrösse zunimmt. Betrachten wir die Curven auf Seite 89 unter diesem Gesichtspunkt, so nimmt der Preis der vollen Schiffe über 200 m Länge und 20 m Breite stetig zu. Das Breitenmaximum liegt bei 20 m. Das Längenmaximum ergiebt sich durch Verlängerung der 20 m Breitencurve rückwärts durch den Punkt des Schiffs 150 X 20 X 13,6 m. Die Curve ist auch hier verschoben in das Ordinatenfeld gezeichnet. Danach ist das volle Schiff mit dem Maximum von Tragkraft für das Schiffsgewicht 115 m lang. Hierzu muss jedoch bemerkt werden, dass das Leichtbauen also Gewichtsparen mit besonders guter und auch vermehrter

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Arbeit folglich erhöhten Kosten Hand in Hand geht. Bei kleineren Schiffen machen sich aber diese Kosten in Folge der kleineren Abmessungen der Bauteile pro Gewichtseinheit mehr bemerkbar als bei grösseren. Das für seine Tragkraft billigste Schiff wird also in Wirklichkeit über der hier berechneten Grenze liegen.

Die günstige Stellung der ,,Palatiac£ fällt wieder auf, die Yerhältniszahl der „Deutschland“ (0,123) wird viel erheblicher übertroffen. Die Curven des scharfen Typs zeigen ein Maximum mit 0,369 t Tragkraft pro t Schiffsgewicht bei 244 m Länge und 21,5 m Breite. Dieses würde also für seine Tragfähigkeit das im Anschaffungspreis vorteilhafteste 23 Knotenschiff sein.

Die Beziehung: Tragfähigkeit pro t Maschinen- und Kohlengewicht, lässt sich sowohl für den Preis der Maschinen- und Kesselanlage, als auch bei nicht zu strengen Anforderungen als Massstab für die laufende Rentabilität benutzen. Da das Verhältnis des Maschinengewichts zum Kohlengewicht innerhalb der Typen gleich bleibt, so verfolgen die Curven auf der nebenstehenden Seite sowohl den Gang des einen, wie des anderen Gewichts.

Der Herstellungspreis der Maschinen- und Kesselanlagen wird annähernd wie die Pferdestärken also auch wie das Gewicht variieren, andererseits lässt sich vom gebrauchten Kohlenquantum sehr wohl ein Schluss auf die sonstigen laufenden Unkosten eines Dampfers machen. Auf den grossen Schiffen überwiegt häutig das Maschinenpersonal und kann wohl abhängig von dem pro Zeiteinheit zu verfeuernden Kohlenquantum gedacht werden. Die Summen für Conservierungs-, Erneuerungsarbeiten und Reparaturen sind zum grössten Teil auf das Conto der Kessel und Maschinen zu stellen und steigen natürlicherweise mit der Grösse der Anlagen also mit den Kohlen. Die laufenden Ausgaben, welche der Schiffskörper verursacht, steigen mit der Grösse, und da die Pferdestärke pro Einheit mit der Schiffsgrösse abnimmt, schneller als die Kohlen. Die Differenz wird, da es sich um kleinere Beträge handelt, nicht erheblich sein.

Die Tragfähigkeit ist das verdienende Element. Das Verhältnis der Tragfähigkeit zum Kohlenverbrauch lässt sich daher in Ermangelung eines besseren Anhaltes als Mass der Rentabilität, wenn auch nicht im strengen Sinne verwenden.

Die Curven beider Schiffstypen haben ihr Maximum über 200 m Länge und 20 m Breite. Die Maxima der einzelnen Curven wandern den Anfangswerten zu.

Beide Typschiffe sind noch erheblich in der Rentabilität zu übertreffen.

Die billigste Maschinenanlage und die kleinste Kohlenrechnung für seine Tragkraft hat das volle 15 Knotenschiff von 270 m Länge und 25 m Breite mit 4,93 t pro Tonne Maschinenanlage und Kohlen. Der 23 Knoten-Schnelldampfer erreicht sein Maximum an laufender Rentabilität mit 0,604 t Tragfähigkeit pro t Maschinen und Kohlen bei einer Länge von 290 m und einer Breite von 23 m.

Mit Hilfe der gegebenen Maxima ist man in der Lage, das absolut rentabelste Schiff der beiden hier behandelten Typen zu berechnen, sobald man den relativen

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Denkt man sich nun den vorliegenden nnaloge Ermittelungen für andere Geschwindigkeiten, Völligkeitsgrade u.s.w. durchgeführt, so lässt sich das für seine Tragkraft unter bestimmten Marktverhältnissen absolut rentabelste Schiff rechnerisch finden.

Es liegt nahe, wie in Bezug auf die Tragfähigkeit, also die Ladung, so auch die in Hinsicht auf'die Passagierbeförderung günstigsten Schiffe zu bestimmen.

Zu diesem .Zweck wird das Gewicht eines Passagiers mit Effecten durchschnittlich zu 120 kg angenommen. Das Wasser und der Proviant soll für „Deutschland“ und den scharfen Typ in Anbetracht der überwiegenden Zahl der Cajütspassagiere pro Person und Tag 15 kg wiegen, und die Verpflegung 8 volle Tage dauern. Für „Palatia“ und den völligen Typ wird, da die Zwischendeckpassagiere bei weitem in der Mehrheit sind, nur 10 kg pro Person und Tag an Proviant und Wasser und die Dauer der Verpflegung auf 12 volle Tage angesetzt. Das Gewicht pro Fahrgast ist in beiden Fällen mithin 240 kg.

Zur Feststellung der Anzahl sollen die für Commuuication und Belegung mit Passagieren geeigneten Deckflächen als Massstab dienen.

„Deutschland“ hat 1283 Passagiere auf 13230 qm Deckfläche, also pro qm rd. 0,097 Passagier,

„Palatia“ 2538 Passagiere auf 7539 qm Deckfläche also pro qm rd. 0,337

Passagier.

Die mit diesen Coefficienten berechneten Gewichte der Passagiere bei voller Besetzung graphisch aufgetragen (Seite 93) zeigen ein schnelleres Wachsen mit der Schiffsbreite als mit der Schiffslänge. Soweit die Tragfähigkeit der betreffenden Schiffe für das Gewicht der unterzubringenden Passagiere ausreicht, sind die Curven voll ausgezogen, sobald die Grenze überschritten ist, sind sie punktiert weitergezeichnet.

Sämmtliche in Bezug auf Tragfähigkeit maximalen Schiffe haben noch einen erheblichen Ueberschuss an Tragkraft über das Gewicht der unterzubringenden Passagiere und ihrer Effecten hinaus. Wie weit diese überschiessende Tragfähigkeit durch Ladung ausgenutzt werden kann, hängt von dem specifischen Gewicht der Güter und dem noch verfügbaren Raum ab. Die vollständige Ausnutzung der Tragkraft bei voller Passagierbesetzung wird nur mit einer specifisch sehr schweren Ladung möglich sein. Der Raum pro Gewichtseinheit nimmt mit der Grösse, in erster Linie mit der Schiffsbreite, schnell zu. Je grösser und

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namentlich breiter also das Schiff, desto geringer darf das specifische Gewicht der ausser den Passagieren noch mitzunehmenden Ladung sein.

Ein bequemes Mittel sich den jeweiligen Fracht- und Passageverhältnissen anzupassen liegt in der Möglichkeit, die Einrichtungen für die Zwischendeckspassagiere zu entfernen und die frei gewordenen Räume für Güter zu benutzen. Auf den vollen Schiffen wird man so ohne Schwierigkeiten die für die herrschenden Uberfahrtspreise und Frachtraten günstigste Raumverteilung erzielen können. Anders liegen jedoch die Verhältnisse beim scharfen Typ. Hier nehmen die festeingebauten Kammern u.s.w. der Cajütspassagiere den grössten Teil des verfügbaren Schiffraums ein, und die verhältnismässig geringe Anzahl der Zwischendeckspassagiere gestattet einen Ausgleich in Bezug auf den Laderaum nur in geringem Umfange. Es kann also der Fall eintreten, dass sich die Tragkraft aus Mangel an Laderaum nicht voll ausnutzen lässt. Ob daher beim scharfen Typ ein so grosser Überschuss an Tragfähigkeit über das Gewicht der unterzubringenden Passagiere wie bei den Maximalschiffen erwünscht ist, kann fraglich erscheinen. Vermutlich wird man in einem solchen Falle entweder die Geschwindigkeit steigern oder sich mit einem kleineren also weniger günstigen Schiff begnügen.

Das Verhältnis:Deplacement dividiert durch Inhalt bis zum Hauptdeck, kann als relativer Wertmesser in der Raumfrage benutzt werden. Je niedriger dieser Wert, desto mehr Raum steht für die Ladung zur Verfügung. Durch Vergleich mit den Typschiffen lässt sich daher ein Bild von den Raumverhältnissen des betreffenden Schiffs gewinnen.

In Bezug auf das Deplacement zeigen die auf Seite 95 befindlichen Curven der Anzahl der Passagiere, dass das Güteverhältnis nur von der Schiffsbreite abhängt und mit derselben steigt. Ein Maximum lassen die Curven nicht absehen.

Die Anzahl der Passagiere in Bezug auf das Schiffsgewicht, siehe Seite 96 fällt im allgemeinen mit der Länge. Die Curven des vollen Typs der Länge nach lassen ein Maximum sobald noch nicht erwarten; der Breite nach liegt das Maximum für die 200 m langen Schiffe bei etwa B = 30 m. Je länger die Schiffe werden, desto weiter verschiebt sich das Breitenmaximum nach rechts, also die bezügliche Breite steigt. Die Curven nach der Breite für den scharfen Typ verlaufen ähnlich wie beim vollen, nur tritt das Maximum früher ein und zwar bei den 200 m langen Schiffen bereits bei etwa 25 m Breite. Verfolgt man nun die 25 m Curve in der Länge über den 200 m Punkt zurück, so ergiebt sich ein Maximum mit 11,35 Passagieren pro 100 t Schiffsgewicht für das Schiff von 159 m Länge. Das Resultat hat aber keinen erheblichen Wert für die Wirklichkeit, weil ein so kurzes und breites Schiff für 23 Knoten Geschwindigkeit eine den Bau verbietende Pferdestärke erhalten müsste.

Je grösser ein Schiff desto höher ist sein Anschaffungspreis pro Passagier.

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60

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2.0

tVlt

Von der öconomischen Seite, dem Kohlenverbrauch aus betrachtet, zeigt die Anzahl der unterzubringenden Passagiere der Schilfsbreite nach ein stetiges Wachsen ohne Anzeichen für ein Maximum. Siehe Seite 97. Der Länge nach liegt durchgängig beim vollen Typ das Maximum bei etwa 360 m Länge, beim scharfen Typ etwa bei 400 m Länge. Beide Werte gehen über die in Hinsicht auf die Tragfähigkeit maximalen; Schiffslängen weit hinaus und sind ohne practische Bedeutung, zumal sich die zugehörige Breite nicht einmal ermitteln lässt. Soviel steht jedoch fest, dass die Kosten für die Kohlen pro Passagier für beide Typen bis zu den durch die günstigste Tragkraft gesetzten Schiffsgrenzen sowohl mit zunehmender Länge als auch Breite stetig sinken.

Das grössere Schiff ist also in Bezug auf den Anschaffungspreis der Maschinenanlage und die Kosten der Kohlen das vorteilhaftere pro Passagier.

Aus der nebenstehenden Tabelle geht das Güteverhältnis der einzelnen Maximalschiffe zu einander deutlich hervor.

Die eingehende Zusammenstellung der Gewichte und Verhältniszahlen sämmt-licher hier betrachteten Schiffe folgt auf Seite 100 u. s. w.

1k

kW

fl®

M£

Zusammenstellung der Resultate.

Scharfer Typ:

23 Knoten 3900 Seemeilen

Länge

Breite

L/B

Höhe

in

„Deutschland“

202

20.42

9,89 | 13,41

Tief- Deplac.

divid. d.

Inhalt

m bis H.D. cbm 8,63 j 0,605“ i 55 3Ö0

gang

L X BX1I gevvicht

Schiffs- kS Pro cbm

LXBxn

Gewicht d. Masch. u. Kohlen

Trag

fähigkeit

kg

11710    212

10 050

1 440

in % des Deplacements Schiffs- Mascliin. Tragkörper u Kohlen fähigkeit

Indicierte P.S. pro Deplac. Pferde- Tonne d.

stärken Deplac.

P.S.

23 200    36 000    1,55    | 50 %    43 7,

P.S.

7»

°/»

•/.

Tragfähigkeit pro Tonne

Schiffs- Masch. u. Deplac. gewicht Kohlen

Passagiere

Gewicht

Anzahl

Anzahl d. Pass, pro 100 t

t.

Deplac.

Schiffs

gewicht

Masch. u. Kohlen

Absolut tragfähig-stes Schiff

300

25

12

16.4

10

0,573    123 000

28 600    232

12 780

7 513    48 893    43 400    0,888

587₂

26

674

157.

0,0622    0,123 1 0,143 |_308

0,154    0,263    0,588    650

1 283

2 710

5.54

5,55

10,95

12,75

9,47

21,15

In Bezug auf das Deplacement tragfähigstes Schiff

257

22.1

11,6

14,7

10    0,639

83 492

18 640    223

11 760

6 626    37 026    40 000    1,08

5074

31³/₄    18

0,1(79    0,356

0,564

450

1 875

5,06

10,05

15,93

In Bezug auf den Anschaffungspreis des Schiffskörpers tragfähigstes Schiff

244

21,5

11,35    14,4

10    0,653    75 542 16 500    218    11 610    6 089    34 199    39 500    1,155    48 y₄ 34

17 */₄ ¹ 0,178    0,369

0.525

400

1 670

4,89

10,13

14,39

In Bezug auf den Anschaffungspreis der Maschinenanlage und den Kohlenverbrauch tragfähigstes Schiff

290

23

12,6

15,2

10

0,619 101 384 23 920

236

12 200

7 362

43 482

41 500

0,955

55

28

17

0,169

0,308

0,604

540

2 250

5,17

9,42

18,43

Voller Typ:

15 Knoten 4300 Seemeilen

„Palatia“ 12,8 Knoten „Palatia 15 Knoten

140

140

15.85

15.85

8,85

8,85

10,67

10.67

0.71

0.71

23 700

23 700

4 955 I 210

4 955

210

1 805

3 230

6 600    13 360

4 200

0,314

37

13'

49 V,

0,494

1.331

3,655

609

2 538

18,95

51,20

140,30

5 175

13 360

7 880

0,590

37

24V₄

387₄

0,3875

1,044

1,603

609

2 538

18,95

51,20

78,50

Absolut tragfähigstes Schiff

348

27,65

12,6

18,5

10

0,512 178007

41 000

230

5 900

25 591

72 491

14 400

<M99

56'/s

35 y₂ ; 0,354    0,624

4.330

3 200

13 300

18.37

32,50

225,80

In Bezug auf das Deplacement tragfähigstes Schiff

168

20

8.4

13,6

10

0.70

45 700

8 523

187

3 490

13 300

25 313

8 500

0,336

33%

13³

ii

52³/4

0,527

1.560

3,820

910

3 800

15,00

44,55

109,00

In Bezug auf den Anschaffungspreis des Schiffskörpers tragfähigstes Schiff

In Bezug auf den Anschaffungspreis der Maschinenanlage und den Kohlenverbrauch tragfähigstes Schiff

115

270

20

25

5,75

10,8

13,6

16.6

10

10

0,70

0,572

31 350

112 050

4 800

23 100

153

206

4 340

8 188

17 328

10 590

0,611

277

25

47 V 4

0,473

⁷

K,7K0

1,890

620

2 590

14,90    53,90

59,70

4 680

23 073

50 853

11 400

0,225

45«/.

9 74    45 V₄

■4-

Cn

ro

1,00    4,930    2 050    8 540    16,80

36,98

182,70

l

I

,

,

ISB

cm:

mMMmm

I

iff'i

m

m

H

mwtä

m

m

Mmmm

ßi

i

m

m

,

m

Tabellarische Zusammenstellung der Gewichte und Verhältniszahlen

•i

der betrachteten Schilfe sowie der Abmessungen,j der Verjüngung

und der Zusehlagsproeente

für die Verbände.

Scharfer Typ:

Deplace

ment

Schiffs

gewicht

23 Knoten.

„Deutschland“ 202X20,42 XI 3,4 Im

Schiffs- Masch. u. gewicht in Kohlen-°/₀ d. Depl. gewicht

7«

Masch. u. Kohleng. i. °/₀ d. Depl.

Trag

fähigkeit

Trag-fähigk. in % d. Depl.

Tragfähigkeit pro Tonne

Deplac.

23200    11710    507₂    10050

°/o

43 V

1440

674

Schiffs

gewicht

Masch. u. Kohlen

Gewicht d. Pass. m. Eff. u. Prv.

Anzahl d. Anzahl der Pass, pro 100 t Pass, bei vollbes.

Schiff

Deplac.

Schiffs- Masch. u. gewicht Kohlen

200X20X13,6 m 250X20X13,6 m 300X20X13,6 m 350X20X13,6 m 400X20X13,6 m

200X25X16,4 m 250X25X 16,4 ra 300X25X16,4 ra 350X25X16,4 m 400X25X16,4 m

200X30X19,8 m 250X30X19,8 m 300X30X19,8 m 350X30X19,8 m 400X30X19,8 m

26076 11337 32595 15750 39114 21254 45633 27590 52152 34542

32595

40744

48893

57041

65190

39114

48893

58671

68450

78228

CO 00 Ti- O vO 10 \0 'O

11380

11250

11470

12230

13650

3359

5595

6390

5813

3960

12%

17 74 16 / 4 12% 7%

0,0622 0,123

0,143

0.295"

0,497

0,557

0,474

0,290

308

300

375

450

525

600

1283    5,54    10,95    12,75

1250

1562

1875

2187

2500

J+3 43. 43. J3- 43

'bobooo'bo'bo

00000

^Ol OO^O^CO

~ Os cd l> td

10,99

13,9

16,3

17,87

18,3

15500

21400

28600

36600

45400

21924

29700

38916

49400

60695

OT~

t> CN 00 rj- Os 'tiOißvO'O

*-

12630

12470

12780

13650

15170

4465

6874

1374

17

26

24

237₄

7513

6791

4620

15%

12

cT cT d cd o

t> O Os >—1 CO O lO

0,288

0,322

0,263

0,186

0.102

0,353

0,552

0,588

0,496

0.305

axiO'Cn-f.

O' Ol 4^ OJ 03

o w oi 00 o

1792

2240

2688

3136

3584

Oi Oi Oi Oi Oi

7-* 'V "V "4s.

sO sO O sO sO

CO IO

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ö'cS'x' c-r

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JOJJO_

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CO o

Ol

to

13850

13660

13980

14920

16620

3340

5533

5775

4130

913

00

CO

O \Q r-H

0,0853

0,113

0,0985

0,0604

0.0117

0,153

0,186

0,149

0,084

0,015

0,241

0,405

0,413

0,277

0.055

576

720

864

1008

1152

2400

3000

3600

4200

4800

'o

o' cT c4 cd

17,3

21,95

25,75

28,15

28,9

200X35X23,8 m 250X35X23,8 m 300X35X23,8 m 350X35X23,8 m 400X35X23,8 m

45633

57041

68450

79873

91266

30400

40500

52300

65800

80600

sO CM 00 vO C'- 00 00

15020

14800

15170

16200

18090

33

26

2274

20%

19%

213

1741

980

— 2127

7424

72

i v₂

-    27₄

—    8

200X40X28,5 m 250X40X28,5 m 300X40X28,5 m 350X40X28,5 m 400X40X28,5 m

52152

65190

78228

91266

104304

39979

53000

68447

86100

104716

7674

81 y₄

877,

9474

IOO74

16200

16000

16330

17450

19450

CO CO CN

1974

1874

4027

3810

-    53/4

-    87, -1372

-    19

0,0047

0,0305

0,0143

-0,0266

-0,0813

-0,0769 -0,0585 - 0,0837 -0,134 -0,190

0,007 0,043 0,0188 - 0,0323 -0,0921

-0,100

-0,072

-0,096

-0,1425

-0,190

0,014

0,118

0,065

-0,131

-0,411

-0,247

-0,238

-0,400

-0,704

-1,020

r- cn

1121

1308

1495

936

1170

1404

1638

1872

3112

3890

4668

5446

6224

3900

4875

5850

6825

7800

Os Os Os Os Os

'oo'bo'bo'bo'bo to to to to to

00 00 00 00 00

r-~ IT- t>

lO l>    00

ö' o cc cd

W W 03 tO K) ^4- Gj O) jO O Tji ‘ai'bo'bo'Vj

LO

24,05

30,7

35,8

39,15

40,1

Voller Typ:

Deplace

ment

Schiffs-

15 Knoten

Schiffsgewicht. gewicht in % d. Depl.

7«

Masch.- u. Kohlengewicht

Masch. u. Kohleng. i % d. Depl.

Trag

fähigkeit

Trag-fähigk. in °/₀ d. Depl. Deplac.

Tragfähigkeit pro Tonne

7»

7«

Schiffs

gewicht.

Masch. u. Kohlen.

Gewicht d. Pass. m. Eff. u. Prv.

Anzahl d. Anzahl der Pass, pro 100 t Pass. b. vollbes.

Schiff

Deplac.

Schiffs

gewicht

Masch. u. Kohlen

„Palatia“

12,8 Knoten 13360 140 x15,85 x10,67m ,,Palatia“

15 Knoten

4955

37

1805

13¹

6600

49 '/₂    0,494

1,331

3.655    609

2538    18,95

51.2

140,3

13360    4955

37

3230    24V₄ ¹ 5175

38³A    0,3875

1,044

1,603    609

2538    18,95

51,2

78,5

400X40X29,8 m | 120540    110013

3685

3705

4050

4455

5030

5820

vO O O O O'

»c to'

11800

15667

18419

20088

20607

20085

<N CN 00 ^t- O CO 10 iO 't CO CO

0,523

0,520

0,488

0,443

0,390

0,3325

1,660

1,455

1,210

0,972

0,760

0,585

COiflOOlC CO CO 10 10 CO '4'rj-' —4 '4' co'

824

1099

1374

1648

1923

H — CO

CN CO 00 CO O CO Tj- iO iO

C'O'Ü'ÜIA

O' o o >—¹■ o

CO

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vO 00    Qs    ^ Qn 0\ c/i

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4—

2198

4120

4520

4980

5610

6500

4545

4950

5470

6220

7130

4980

5420

6000

6800

7850

5440

5930

6530

7420

8510

vO

o 00 00

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*-

OOO C> N N

18849

22065

24174

24910

24438

19576

22554

24439

24885

23362

17457

20000

20505

19188

16323

12922

13708

12180

8353

2017

< < < -4!

CO — JO —    —

lo <0 co

0,500

0,468

0,426

0,378

0,324

1,282

1,078

0,885

0,704

0,550

Oi 4^ 4^ 4>- 4^

^ % QQ QQ

On 4^ C-n 00 O

1530

1912

2295

2677

3060

COOO

tJ- Tj- CO CO W

iC

C4

CO o o o

CO CO M M

21

— 00 Oi 00

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M O O 00 CO O' vO

CO co CO^CN

ö' S cT S S

10

CO O 00 LO

co O UD O IO

CO CO OO^CO

' SSSSS

0,215

0,182

0,135

0,079

0,017

O 00 IO 00 o co t> tJ- ' CN

CM> O CO

S S S S S

\0 \CT O CO^lO

tJ-' tT tJ- CO

2184

2730

3276

3822

4368

0,577

0,494

0,390

0,290

0,201

0,309

0,247

0,170

0,093

0,0183

to CO Oi Oi 00 'o'bc'Vo'cn 00 Ni Ni O i—¹

3040

3800

4560

5320

6080

CO

JD j—¹ j-¹ JO jo Oi Oi

OJ CO vl

O Cn

4164

5205

6246

7287

8328

3435

4580

5725

6870

8015

9160

6375

7969

9562

11156

12750

9100

11375

13650

15925

18200

12666

15832

18999

22165

25333

17350

21687

26025

30362

34700

tn Ü1 Cn üi Ol Ol

To 4o 4o 4o 4o To

C^C^t" co t> l> CG cP t>" co*' c4 S ^ co co <N CN

C COvO co" 00" -4 r-T CO co CO co C4

20,15

20,15

20,15

20,15

20,15

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Tj- CO co co CO

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Oi Oi Oi Oi 4^ ’—'OiOiOO’—'

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93,2

123,7

141,5

154.3

159.3

157.3

154,8

177.5

194.5

201.5

198.5

200.5 230,0 250,0

256.5

255.5

255,5

294,0

319,0

330,0

326,0

411,0

407,5

4*.

Dicke der Seitenträger

mm

co

■'Cf- \0 IM 00 CO

CM co Tl- o CM CM CM CM CM

IM 00 o CM CM CM CO CO

et

Ol

CO LO O IM 00 o CO CO co CO co Tt

Höhe und Dicke des Mittelträgers des Doppelbodens

mXmm 1,35X18 U42 X 1972 1,50X21 y2 1,58X23 1,65 X 247a

1,73X26 1,81X28 1,88 X 29V2 1,96X31 2,04X33

2,11X34% 2,19X3672 2,27X379, 2,34 X 3972 2,42X41

2,50X42 y₂

2,58X44

2,66X46

2,73X477,

2,81X49

2,89X51

Dicke der Doppelungen des Flachkiels.

ui ui

CO LO IM CO CM CM CM CM CO

CO LO IM CO

co co co co xt-

CO LO M CO ^ Tj- Tt LO

CO LO IM co LO IO lO LO o o

co

Tabellarische Zusammenstellung der Abmessungen u.s.w. für die Verbände.

Breite und Dicke des Flachkiels

Dicke der Kielgänge

Verjüng, d. Aussen-

haut Dicke der vom H .D. Bodenab wärts in gänge Gewichts-procenten

Verjüng, d. Aussen-haut

zw. St. D. u. H. D. in Gewichts-procenten

Dicke der Seitengänge

Breite und Dicke des Hauptdeck-scheergangs

Dicke des St. D. Seitengangs

Breite und Dicke des Sturmdeck-Scheergangs

QL

umiXra

mm

mm

°/o

mm

mXmm

mm

1,09x277a

1,11X30

1,13X327,

1,14X35

1,15X377,

CO lO CO CM CM CM CM CO

1,17X40 1,20X42* 1,20X45 1,22 X 4772 1,23X50

1,23X527,

1,24X55

1,24X577,

1,25X60

1,26X627₂

1,27X65 1,27X677, 1,27X70 1,28X72 y2 1,28X75 1,29X 77¹

co lO M CO CO CO CO CO Tt-

CO lO 1^ CO ■*t t|-    io

/ 2|

CO IO O O'

iß o o o o o

CO

_V^

CO lO IM CO ^ Tf rj- Th -^J-

CM CO iO t> CO CM CM CM CM CM

CO LO IM CO CO CO CO CO CO

CO lO IM CO lO lO lO lO lO \Q

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IMIM0000CO COOOOOOOOO 00 00 00 00 00

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T;t Tj- Tt" "4

CO lO O CO

Ol Ol CI Ol Ol

CO LO CO CO CO CO CO CO

CO io C- CO Tt ^sf-

coiotr^co-

iO O iO iO iO vO

1,17X2372 1,20X257, 1,22 X 2772 1,23X297, 1,24X317,

1,25X3372 1,27X3572 1,28X37 V2 1,29X3972 1,29X41 y,

1,30X43 y2 1,30X4572 1,30X47% 1,31X4972 1,32X51 y₂j

1,33X5372 l,33X55y2 1,34X577, 1,34X5972 1,35X61 ya 1,36X63V₂

CO iOO OOO'O

CM CO 't iß O l> CM <N CM (N Ol M Ol M

00 CO o

Ol M CO CO CO CO

CM CO

m X mm

"l,17x147a 1,20X157, 1,22X16 1,23X17 1,24X18

1,25X19

1,27X20

1,28X21

1,29X22

1,29X23

1,30X24

1,30X25

1,30X26

1,31X27

1,32X28

1,33X29

1,33X30

1,34X31

1,34X32

1,35X33

1,36X34

5000

6000

7000

8000

9000

10000

11000

12000

13000

14000

15000

16000

17000

18000

19000

20000

21000

22000

23000

24000

25000

Verjüng, an den Enden in Flächen-procenten

7.

o lO lO IO IO

LO lO Iß tO lO N- N-

Verjüng, an den Enden in Gewichts-procenten

7o

O' o o o

•<*    <N

1174

Vs II

1174

Tf

12

12

<N<N<N<N<N<N

Breite und Dicke des Hauptdeckstringers mittschiffs neben d. Stahldeck

mxmm

2,02X18

2,19X207*

2,33X237,

2,47X26

2,61X28

2,75X30 2,89X32 3,04X33 72 3,18X35

3,45X37 7a 3,60X39 3,74X40 3,88X41

4,16X427*

4,30X43 7a

4,44X44

4,58X45

4,72X457*

4,86X467*

Tabellarische Zusammenstellung der Abmessungen u.s.w. für die Verbände.

Verjüng. Verjüng, an den an den Enden in Enden in Gewichts- Flächen-proc.**) proc.***)

Querschn. Breite u.Dicke d.Winkelsd. Sturmdeck-a. d. Rand- Stringers mittplatte schiffs*)

Höhe u. Dicke der Randplatte des Doppelbodens

Quersebn. d. Längswinkels unter der Tankdecke

Verjüng. Dicke der d. Tank-Seitenpl. decke in d. Tank- Gewichtsdecke procenten

Breite und Dicke der Mittelplatte d. Tankdecke

QL

°/o

*/o

mXmm

qcm

rnraXra

qcm

7o

mm

mXmm

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I-H *-« CO CO CO

\Q \Q \Q \Q \D OhC>t>h

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OO'O'O'a Os Os cs    0000000)00    000000000000

2,24X15

2,52X16

2,74X177*

2,95X187,

3,17X1972

3,40 X 207₂

3,63X21

3,85X217,

4,07X22

4,30X22

4,51X23

4,73X237,

4,96X24

5,18X247*

5,40X247.₂

e-1

~1

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72

5,62X25

5,85X25

6,07X2572

6,28 X 25 y₂

6,50X26

6,72X26

t> CM t> CO 00 CO Tt" ^ LO lO

tH O' i⁻ O vO vO O t> 00 00

vO CM t> CO

ac^oo

118

124

129

1347₂

140

1,05X147,

1,11 X 167a

l,16X187a l,2lX20Va 1,25X22 7₂

l,30X247a 1,35X26 7a 1,40X287* 1,45X30 7a 1,50X3272

l,55X347o 1,60X367* 1,65X3872 1,70X40’/, 1,75X427-2

O <N ro lO O CO CO CO ro co

00 o

CO N" "'t Tf

z/

145

l,80X44Va

1,85X467,

1,90X487,

1,95X507,

2,00X52’/,

2,05X54V₂

(MM

COiO vO 00 O i⁻¹ CO iO l> 00 O N CO -t '"t LO lO lO lOiOiO'O'O'O

^    (N <M M ^ Tf Tf rf

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Tt Tt LO IO LO    lO lO LO lO lO    lO lO lO lO O \OOOOvOO

157,

7i8I

V,il

7i9I

197 a

1,12X16 1,16X177* 1,21X19 1,24X20 1,28X217,

5000

6000

7000

8000

9000

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OhNCO^ iD O t> 00 O''    O-—iCNCOtJ-iO

<NI<NCMCN1<NI <N<N<NCN<N COCOCOCOCOCO

10000 1,31X23 11000 1,35X247, 12000 1,39X25 V2 13000 1,43X27 14000 1,47X287₂

15000 l,51X297a 16000 1,54X31 17000 1,58X32 72 18000 1,62X34 19000 11,66X35

20000 1,70X367, 21000 1,74X38 22000 1,77X39 23000 1,81 X 407a 24000 1,85X42 25000 1,89 X 437a

J!l

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Jsg

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* * *

MD

Dicke der (Aufbauten u. Schotte über dem Hauptdeck

mm

fM <M    CI

00 o o o

CM CM CM

<N

(N

M CO CO CO CO

'Cf ^ ^ LO io

Spantent

fernung

Tabellarische Zusammenstellung der Abmessungen u.s.w. für die Verbände.

Querschnitt d.

Winkels f. Mittlere Kielschweine u. Kaum-stringer qcm

cm

CD

Querschnitt d. Stringerwinkels d. übrigen Decks

Querschnitt d. Haupt-deck-I stringerwinkeis

Breite und Ver-Dicke des jüngung a.

jüngung a.|unterdeck- u den Enden [Jüngung a-

}n den Enden

Ver-

Ver-

Orlopdeck-    .

i. J lachen- gtringers neb, Gewichts- i-Flächen-procenten d. Stahldeck procenten procenten

den Enden

Breite u.    Ver-

Dicke des jüngung a. Zwischendeck- den Enden Stringers mitt-    in

Schiffs neben Gewichts-dem Stahldeck procenten

QL

qcm

qcm

mXmm

Vo

niXram

io C' <D

l> t> t> 00 00

t> CM Öo o

LO lO O tC-

O O MD

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M CO LOM3 io r~ O

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CM CM

lO lO lO LO lO

iO iD -< CO iO C' D O'ODOO OOO

co LO

CM

IO O MD CM 00 CM CM

1027,

1077₂

1137.

11972

1257,

t> O CM CM CO iOOOOM^-M O) CO CO CO

tJ- C> iO

co co tJ- lo lO MD

t> CO

1317a

137

143

149

| 1547a 1607₂

lOOhOOCN O 00 O M lO h CO CO tJ-

-7^    -t*    -* ^>5 (M

lO lO lO lO lO lO lO lO lO lO i-O

Qs    o

—    —    — CO CO

Q\ QN QN QN QN

1,36X16 1,52X17 1,65X1972 1,77X207, 1,90X217,

2,03 X 227a

2,16X237₂

2,30X24

2,43X25

2,56X25

2,68X26 2,82X2672 2,95 X 2672 3,08X27 3,22 x277a

CI <M

Vs 6 Vs6

C* (M **    *#

CO^ CO^

10

10

io

10

^CM

O lO lO lO lO

lC lO lO lC lO

474

4³4

47₄

47₄

4:74

4⁸/₄    3,35X28

4³/₄    3,48X28

47-2    3,66X28

3,74X287, 4¹ ₂    3,87X29

47₂    ;4,00X29

rt t*    Ol ^Ol jDl

0 0 0*00 ^ ~ ^ w

CO    CO co co"'

o    o o o

11

11

11

11 v4 11 v₄

lll

2,02X1672 2,19X1872 2,33X20 7a 2,47X22 2,61 X237₂

2,75X25

2,89X26

3,04X27

3,18X287a

3,32X29

3,45X30 3,60X31 3,74X317, 3,88X32 V2 4,02X33

4,16X3372 4,30X34 4,44 X 3472 4,58X35 4,72 X 357a 4,86X36

5000

0009

7000

8000

9000

10000

11000

12000

13000

14000

15000

16000

17000

18000

19000

20000

21000

22000

23000

24000

25000

19000

22

8 y₄

16

5%

14

*U£

127a

16000;17000 18000

21

2072

20

87₄

7x91

5V₄

13V,

374

12

157-2

137

374

12

Tabellarische Zusammenstellung der Abmessungen u.s.w. für die Verbände.

5000 6000 7000 8000 9000 100001 11000: 12000 13000^ 14000 15000

19

18¹

r.

1772

7³/4

14 V, | 15

5 y₄

574

LI ! 7x91

774

7S L

15¹/,

15

14¹/,

7x91

13

12

mm

7 xL 7 XL

67₄

6¹

14

7x9

137₂ | 14

574

fl

5¹/

ei £\ |7xZi

nun IOV2 11 Vs 12    ; 12V2

/o

13

1272

12

12

7xii

11

6/

xOl

VxOi

10

7t6 7.6 I 6

374

7xii

3³

374 : 37₄

374

3¹

3 7₂

7x9

37,

7x9

3¹,

Vx£

iov₂ | ii

7x0i

10

7x6

972

872

7«i

7s i

i³A

7s i

7s I

174

7s i

10 H

Dicke der Beplattung des Hauptdecks

Verjüngung derselben an den Enden in Gewichts-procenten

Dicke der Beplattung des Zwischendecks

Verjüngung derselben an den Enden in Gewichts-procenten

mm

Dicke der Beplattung des Unterdecks

Verjüngung derselben an den Enden in Gewichts-procenten

Dicke der Beplattung des Sturm- bezw. Orlopdeeks*) mm 7¹/₂

7s i

Verjüngung d. Beplattung des Orlopdeeks an den Enden in Gewichts-procenten

*) Die Dicke der Beplattung des Promenadendecks beträgt 2 mm weniger als die zugehörige Sturmdeckdicke.

108

33000 34000

32V,

32

874    87₄

217a

21

574    574

197₂

47₄

(M

61

Vit-

81 7xZ,l

CM

<M

CM

Tabellarische Zusammenstellung der Abmessungen u.s.w. für die Verbände.

26000 27000128000 29000 30000 31000 32000

25000

21000 22000123000 24000

20000

10 H’

QLX

3072 3172

87₄    87₄

207, 2OV2

7x81 7x81

17    17

21/4    2V2

30

29

287a

277₂

27

26

257a

25

23 V₂ 24

227₂

mml

Dicke der Beplattung des Hauptdecks

874    874

87a

87₂

87₂

87₂

87₂

87a

87₄    8V₄

874

Verjüngung derselben an den Enden in Gewichts-procenten

20

197a

7eS VsS

1972

‘As

61

187₂

18

18

177*

167* 167. 17

mm

Dicke der Beplattung des Zwischendecks

5¹

17    17    177₂ 18

7x91    91

15 7₂ 1 6

2'A    2V₄

2'/.    21/4

7x9 17x9

57s

'/iS

5Vi 5V2

% 572

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16

157₂

147₂ 15

mm 1472

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13    137₂ 14    147₂

2V₄    2V4

ViZ

Verjüngung derselben an den Enden in Gewichts-procenten

Dicke der Beplattung des Unterdecks

Verjüngung derselben an den Enden in Gewichts-procenten

Dicke der Beplattung des Sturm-bezw.Orlopdecks*) mm 13

Verjüngung d. Beplattung des Orlopdecks an den Enden in Gewichts-procenten

*) Die Dicke der Beplattung des Promenadendecks beträgt 2 mm weniger als die zugehörige Sturmdeckdicke.

Tabellarische Zusammenstellung

Abmessungen u.s.w. für die

verbände.

109

Raumtiefe R T

Mittlere Dicke der wasserd. Schotte v. Hauptdeck abwärts

Gewichts-procente der Versteifung

Mittlere Dicke der Raumtiefe wasserd.

Schotte v. Hauptdeck abwärts

Gewichts-procente der Versteifung

mm

mm

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Querschnitt d. Deckbalken d. Hauptdecks u.darunter

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Querschnitt d.

Deckbalken d, Sturmdecks

Querschnitt d.

Deckbalken d. Promen.-decks

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qcm

qcm

Mittlerer Querschn. d. massiven Deckstützen bei einer Raumtiefe von 12,8 m qcm

Schiffs

breite

Querschnitt d Deckbalken d. Hauptdecks u.darunter

Querschnitt d.

Deckbalken d. Sturmdecks

Querschnitt d.

Deckbalken d. Promen.-decks

qcm

qcm

qcm

Mittlerer Querschn. d.massiven Deckstützen bei einer Raumtiefe von 12,8 m qcm

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