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-.SCHIFFBAU TECH NISCHE GESELLSCHAFT.

XVIII. ORDENTLICHE HAUPTVERSAMMLUNG.

BERLIN, DEN 23. NOVEMBER 1916.

• •

Uber das Arbeiten schwer belasteter Schraubenschlepper.

Vor g eirag eil zw/

Dipl.-fug. Schaf fr an,

Berlin.

Nachdruck ohne Genehmigung des Vorstandes der Schiffbautechnischen Gesellschaft

nicht gestattet.

Afs Manuskript gedruckt. — Nachdruck ohne Genehmigung des Vorstandes der Schifffum technisch en Gesellschaft nicht gestattet.

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III 15530

Biblioteka Politechniki Kiakowskiei

100000301475

Druck von H. S. Hermann in Berlin

Verlagsbuchhandlung von J u I i u s S p r i h g e r in Berlin

Akc. Ht.

Über das Arbeiten schwer belasteter Schraubenschlepper.

Von Diplom-Ingenieur K. Scho ff ran.

Inhaltsangabe.

Einleitung.

A.    Zweck der Versuche.

B.    Die den Versuchen zu Grunde liegenden Modellpropeller.

C.    Die Versuchsmethode.

Versuchsergebnisse auf die Ver-

D.    Die Übertragungsmöglichkeit der Modellpropeller, liältnisse ausgeführter Schiffsschrauben.

E.    Auswertung der Versuchsergebnisse der Modellpropeller Serie „M“ für die Dimensionierung zweckmäßiger Schlepperschrauben.

1.    Durchmesser D gegeben, Tourenzahl n freigestellt,

2.    Tourenzahl n gegeben, Durchmesser D freigestellt.

3.    Anwendung der Diagramme 6 und 7 bei einem vorliegenden Projekt

F.    Nachprüfung der Ergebnisse der für sich allein, d. h. ohne Schiffsmodell untersuchten Modellpropeller Serie „M“ durch Versuche: Schiffsmodell mit Schrauben.

G.    Dimensionslose Auftragung der Versuchsergebnisse: Schleppermodell mit Schrauben für allgemeine Konstruktionsfälle.

H.    Vergleich der Probefahrtsergebnisse ausgeführter Schlepper mit Anhang mit den Resultaten der Modellversuchsergebnisse.

T. Dimensionierung der zweckmäßigsten Propeller für den Fall, daß eine bestimmte Maschine bereits vorgesehen ist.

K.    Anpassung des Propellerdrehmoments an das des Motors durch Steigungsänderung.

L.    Untersuchung über den Propellerwirkungsgrad bei freifahrenden, d. h. nicht, durch Trossenzüge belasteten Schleppern.

M.    Untersuchung über den Einfluß des Verhältnisses des projizierten Flügelreals zur Diskfläche.

N.    Auswertung der systematischen Propellerversuche Serie A für Standproben.

Anhang: Grenze des Wirkungsgrades eines idealen Propellers.

c/?

Infolge der durch die Kriegsverhältnisse hervorgerufenen Lage haben in letzter Zeit weite Kreise ihr besonderes Interesse der Schaffung neuer Wasserstraßenverbindungen zwischen den Zentralenächten, sowie einer Hebung und Ausgestaltung der Binnenschiffahrt zugewandt. Es dürfte daher angebracht erscheinen, mit Rücksicht hierauf ein beschränktes Gebiet des Schiffsantriebes kritisch zu beleuchten, welches für diese Verhältnisse in erster Linie in Frage kommt, versuchstechnisch aber bisher noch wenig geklärt worden ist, nämlich die Wirkungsweise der Schrauben von Schleppern, die unter hohen Belastungsgraden arbeiten, d. h. mit kleinen, durch die Tiefgangsverhältnisse bedingten Propellerdurchmessern, bei geringen Fahrtgeschwindigkeiten unverhältnismäßig großen Schub bzw. Trossenzug erzeugen müssen.

Der Anlaß zu den in folgendem zunächst erörterten Modellversuchen, welche unter der Leitung des Vortragenden in der K ö n i g 1. Versuchsanstalt für Wasserbau und Schiffbau, Berlin, ausgeführt worden sind, wurde durch das Projekt des Ministeriums der öffentlichen Arbeiten gegeben, auf dem Rhein-Weser-Kanal einen einheitlichen staatlichen Schleppbetrieb einzurichten und hierfür besonders geeignete Schleppdampfer zu beschaffen. Die Konstruktionsbedingungen, die für diese Fahrzeuge vorgeschrieben waren, wichen von denen sonst üblicher Flußschraubenschlepper insofern wesentlich ab, als mit Rücksicht auf eine Schonung der Kanalsohle ein möglichst geringer Tiefgang eingehalten und der ganze Schleppbetrieb bei der selbst für Binnenschiffahrtsverhältnisse extrem niedrigen Geschwindigkeit von höchstens 5 krn/Std. bewerkstelligt werden sollte.

A. Zweck der Versuche.

Die erwähnten Modellversuche verfolgten in erster Linie das Ziel, die gegenseitige Beeinflussung von Trossenzug, Umdrehungszahl, Propellerdurchmesser, Steigungs- und Flächen Verhältnis auf den Wirkungsgrad der Schrauben zu ermitteln, um hiernach sichere Unterlagen für die zweckmäßigste Dimensionierung der letzteren in einem bestimmten vorliegenden Konstruktionsfall zu gewinnen.

B. Die den Versuchen zugrunde liegenden Modellpropeller.

Das Grundpropellermodell Nr. 7, aus welchem alle anderen Modellpropeller der einen Serie ,,M“ gesetzmäßig abgeleitet wurden, ist in Abb. 1 dargestellt. Es hatte die üblichen Formen der in der Schleppschiffahrt vielfach angewandten

sogenannten Buckauer Schrauben und auf die Einheit von I m Durchmesser bezogen folgende Konstruktionsverhältnisse :

D = äußerer Durchmesser...........

d = Nabendurchmesser............

H = (konstante) Steigung...........

= Steigungsverhältnis ...........

Aa/A = Verhältnis des abgewickelten Flügelareals zur

Diskfläche...............

Ap/A = Verhältnis des projizierten Flügelareals zur

Diskfläche...............

z = Anzahl der Flügel............

üa == größte Flügeldicke am Umfang ......

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

= 1000 mm;

= 200 „

= 1200 „

BK

= 1,2

= 0,872

= 0,756

= 7,5

mm

Grundpropeller der Serie „M“ Nr. 7.

RJ

M-

-A

Ś-

\.v

A)

:S

Abb. 1.

Aus diesem Grundpropellermodell Nr. 7 wurden unter genauer Einhaltung aller sonstigen Konstruktionsverhältnisse, insbesondere der Flügelform und des abgewickelten Flügelareals weitere Propeller mit anderen (ebenfalls konstanten) Steigungen systematisch abgeleitet. Drei der hiernach für die Versuche angefertigten Modellpropeller vom äußeren Durchmesser D = 150 mm mit den Steigungsverhältnissen von H/D = 1,2; 0,9 und 0,6 sind durch die Photos Abb. 2 bis 4 zur Darstellung gebracht. Wie daraus zu ersehen, nehmen infolge des in allen Fällen gleich groß eingehaltenen abgewickelten Flügelareals die Projektionen der Flügelflächen mit Verringerung der Steigung naturgemäß ständig zu, so daß die Flügel schließlich die Tendenz zeigen, sich nach der Nabe zu gegenseitig mehr und mehr zu überlappen und das Verhältnis des projizierten Flügelareals zur Diskfläche bei dem kleinsten der Steigungsverhältnisse von H/D = 0,6 den großen Wert von 85% erreicht.

ß-

H/D = 1,2. Abb. 2.

W'

H/D = 0,9. Abb. 3.

C. Die Versuchsmethode.

Diese gesetzmäßig voneinander abgeleiteten Modellpropeller mit verschiedenen Steigungsverhältnissen wurden nach der in der Königl. Versuchsanstalt für Wasserbau und Schiffbau, Berlin üblichen Methode, welche vom Vortragenden in seinem Beitrag zum Jahrbuch der Schiffbautechnischen Gesellschaft 1914 S. 568 bis 570 bereits ausführlich dargestellt worden ist, zunächst für sich allein, d. h. ohne Schiffsmodell in einer Tiefe der Wellenmitte unter der Wasseroberfläche • gleich dem Propellerdurchmesser D — 150 mm bei der konstanten Fahrt- • geschwindigkeit von 0,83 m/sec unter Einschaltung verschiedener Touren-

b.

H/D = 0,6.

Abb. 4.

zahlen untersucht und die Diagramme der Ergebnisse, wie dies (nur beispielsweise) für den Grundpropeller Nr. 7 in Abb. 5 veranschaulicht worden ist, in

Form der Schubkonstanten C) =

S    M

n² D²H:<

n² D²H²’ ^er Momentenkonstanten c₂ =

und des Propellerwirkungsgrades t/p

nH-V, nH

sächlichen Slips) sn =

S. Ve 2 n n M

als Funktion des nominellen (tat

graphisch aufgetragen.

Hierin bedeuten:

S = Propellerschub in kg ;

M = Propellerdrehmoment in mkg ;

n = Tourenzahl pro Sekunde ;

I) = Durchmesser in m ;

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

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

Außer den bereits erwähnten Konstanten sind in den Diagrammen Abb. 5 noch die Werte von ( 1 —sn ) sowie die des sogenannten idealen Propellerwirkungs-

Versuche mit freifahrendem Modellpropeller Nr. 7 von D — 150 mm Durchmesser

Fahrtgeschwindigkeit konstant — 0,83 m/sec. Mitte Welle 150 mm — */i D unter Wasser.

50

10r 100 r

75 -    3- SO -

70 -    8- 80

Daten des Propellermodells Nr. 7.

1) = Aeußerer Durchmesser = l d = Nabendurchmesser . . = 0,2 H _ konstante Steigung Durchmesser

A = Disk-Areal......

Aa _ abgewick. Flügel-Ar.

A    Disk-Areal

Ap _

A “

'' 9

= 1,2 = 0,785 = 0,872

Projiz. Flügel-Ar.

Disk-Areal z = Anzahl der Flügel . . =    3

/

. . = 0,755 i/

o\0

ss

On

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Vp, f~Sn

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ITT

10

20

nM-ye. 100    %

30

70

50

60

70

80

so

100%

Abb. 5.

einen ungefähren Maßstab für die Beurteilung des Wirkungsgrades eines bei hohen Slipverhältnissen arbeitenden Propellers liefern, wenn die vielfach übliche (fälschliche) Annahme begründet wäre, daß dieBeziehung zwischen Drehkraft am Radius 1 zum Propellerschub S bei großem Zustrom- (Slip) - Winkel des eintretenden Wassers zur Ebene des Propellerblattes, unter Vernachlässigung des Eigenwiderstandes des letzteren und jedweder anderen Verluste, durch einfache Kräftezerlegung an-

eingesetzt werden darf.

nähernd mit dem Verhältnis

S.Ve .

27rnM ’

Ve = nfl I

Sjl

—— eines idealen, ebenfalls

grades vjx —

I - sn

Sn

, beide in Prozenten eingetragen. Die (1 —Sn)-Gerade würde

Die Ableitung des Wirkungsgrades rji —

als widerstandslos angenommenen Propellers unter Berücksichtigung des Slipverlustes aber unter Vernachlässigung der Druck- und Wirbelverluste ist im Anhänge ad I gegeben. Wie aus dem Verlauf der versuchstechnisch ermittelten -Kurve Abb. 5 zu ersehen, erreicht diese naturgemäß auch bei den hohen Slipverhältnissen nicht die des idealen Wirkungsgrades rjj} paßt sich dieser hier aber ziemlich harmonisch an, während die (1 —sn )-Gerade offenbar durchweg irgendwelchen gesetzmäßigen Zusammenhang mit der rj - Kurve vermissen läßt.

D. Die Übertragungsmöglichkeit der Modellpropellerversuchsergebnisse auf die Verhältnisse ausgeführter Schiffsschrauben.

Da es für den Konstrukteur von ausschlaggebender Bedeutung ist, zunächst darüber Gewißheit zu erlangen, ob die Resultate der Modellpropellerversuche auf die Verhältnisse ausgeführter Schiffsschrauben auch wirklich übertragbar sind, so mag schon an dieser Stelle vorweg die noch später im Abschnitt H dieses Vortrages durch die Auswertung von Probefahrtsresultaten nachgewiesene Tatsache erwähnt werden, daß das sogenannte Ähnlichkeitsgesetz, nach welchem in üblicher Weise die Übertragung von Modellpropellerversuchsergebnissen vorgenommen wird, unter Berücksichtigung verschiedener Verhältnisse in gewissen Grenzen einen genügenden Grad von Genauigkeit versprechen dürfte, um für praktische Zwecke, wenn auch nicht absolute, so doch relativ richtige Werte zu ergeben. Hierbei soll der Begriff des Propeller-Ähnlichkeitsgesetzes nur darauf beschränkt werden, daß alle genau ähnlichen Propeller bei gleichem Slip in genügender Wassertiefe bis zu der von dem Atmosphärendruck abhängigen Kavitationsgrenze denselben Wirkungsgrad sowie gleiche Schub- und' Momenten konstanten aufweisen.

E. Auswertung der Versuchsergebnisse der Modellpropeller-Serie „M“ für die Dimensionierung zweckmäßiger Schlepperschrauben.

Die durch die Bassinversuche festgestellten Resultate der einzelnen Modellpropeller, welche zunächst in der durch die Diagramme Abb. 5 gekennzeichneten Art graphisch aufgetragen wurden, sind für die Zwecke der Praxis gleich nach folgenden Gesichtspunkten weiter ausgewertet worden.

Beim Vergleich der Wirkungsgrade zweier verschiedener Propeller für einen bestimmten vorliegenden Konstruktionsfall sind die ersten Bedingungen, daß die Schrauben bei gleicher Geschwindigkeit denselben Schub erzeugen. Wie in Nachstehendem näher gezeigt werden soll, darf man hierbei bei einem Propeller von bestimmtem Modell von den beiden Variablen D = Durchmesser und n = Tourenzahl nur eine festlegen, womit die andere eindeutig bestimmt ist, d. h. der betreffende Propellerschub S kann bei der betreffenden Geschwindigkeit Ve sowohl mit einem Propeller von großem Durchmesser und niedriger Tourenzahl wie mit einem solchen von kleinem Durchmesser und hoher Tourenzahl erzielt werden.

1. Der Propellerdurchmeser D sei gegeben (beschränkt), die Tourenzahl n dagegen noch freigestellt.

Da nach Obigem bei Gültigkeit des Ähnlichkeitsgesetzes für denselben nominellen Slip sn bei ähnlichen Propellern mit gleichen Wirkungsgraden ijp sowie denselben Schub- und Momentenkonstanten cL bzw. c₂ gerechnet werden darf, so lassen sich folgende Beziehungsgleichungen aufstellen:

Ci =

n² D² H² ’

V,

c, =

S(l - sn)\

D² Ve² ’

D² Ve² (1 - Sn)²

Bei jedem Propellern! odęli entspricht nun einem bestimmten Wert von sn ein bestimmter von cl5 denen beiden wiederum ein ganz bestimmter Wert des Wirkungsgrades rjv zugeordnet sein muß, so daß letzterer infolge der abgeleiteten

Beziehung

Ci

D² Ve²

D’ V,² d-8n sein wird.

auch eine eindeutig bestimmte Funktion von

Führt man daher für die Versuchsergebnisse sämtlicher Modellpropeller der Serie,,M“ n it den verschiedenen Steigungsverhältnissen H/D— 0,6 bis 1,4 eine Aus

Wertung bei gleichen Werten von

durch und trägt die Resultate, d. h. die

Wirkungsgrade rjp und den nominellen Slip sn,, wie dies in den Diagrammen Abb. 6 der besseren Übersicht wegen geschehen ist, als Funktion des damit gleichwertigen sogenannten Durchmesserbelastungsgrades C. = -

D² V«²

—— graphisch V e

auf, so hat man einen unmittelbaren Vergleich der ganzen Propellerserie bei gleichem Schub S, gleicher Geschwindigkeit Ve und gleichem Durchmesser D und kann das für einen bestimmten Fall zweckmäßigste Steigungsverhältnis aus den Wirkungsgradkurven unmittelbar entnehmen. Außer dem Slip ist in den betreffenden

¹¹ ^ verzeichnet, welche

* e

den sogenannten Slipgrad darstellen und in relativem Sinne einen Maßstab für das Verhältnis der Umfangsgeschwindigkeit des Propellers zur Fo rtschrittsgesch windig-

nH-

n H

stante ist, so muß dies auch mit dem Slipgrad der Fall sein, wie aus folgendem hervorgeht :

Diagrammen noch eine Serie von Kurven der Werte 0S =

keit ergeben. Da der Slip sn =

Sn

i) ■

⁶ bei gleichem Belastungsgrad eine Kon-

V,

1-sn’

"HT

TT

Cs

NT

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4M

^vxV^vW

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*" xW\\\\ \\

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Çf®j

H = k.D;

k = Steigungsverhältnis ;

n D

Ve “ k ' (1-B„) ’

./■ C₈ =

% u/ pDjßsFuM/j//*u3//adojci = äli

SS

TT

MU

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I I I I I M M I I I j '

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0,849

0,834

I M I |_

05

35

0,872

0,872

//

0,819

CO

00

30

CO

\aN

°\y

<S

Ti5

Propeller-Daten.

g.

rH

0,803

0,787

0,771

0,755

0,739

0,722

0,872

0,872

0,872

0,872

0,872

0.872

CO

CO

CO

CO

CO

CO

35

20

4 j/ó-

Cd - ÿf-r Durchmesser - Se/asfvncj'sgrad

15

10

Abb. 6.

somit ist durch einen bestimmten Wert des Slips sa auch der Slipgrad Cs eindeutig festgelegt.

Aus dem Slipgrad kann schließlich auch bei dem betreffenden Belastungsgrad die Tourenzahl des gewählten Propellers pro Sekunde zu n = C₈. rechnerisch ern ittelt werden.

2. Die Propellertourenzahl n sei gegeben, der Durchmesser D dagegen noch frei gestellt (unbeschränkt).

Wie vorhin abgeleitet , ist :

Ci

I)² Ve²    ( 1 - S„)² ’

Cs =

nD

Ve

k 1 - Sn ’

Ve

n k (1 - sn) ’

Gl

S n²

Ve⁴ ~ k\1 - Sn)⁴’

l/Ci

/ S • — = ———_

Ve² k (1 - Sn)²

= Cn.

Da einem bestimmten c₂ ein ganz bestimmtes su entspricht und hierbei auch der Wirkungsgrad ij eindeutig festgelegt ist, so muß letzterer eine Funktion

sein.

des sogenannten Tourenbelastungsgrades : Cn = j/"S . ^

Führt man daher in ähnlicher Weise wie oben für die Versuchsergebnisse sämtlicher Mcdellpropeller der Serie ,,M“ mit eien verschiedenen Steigungsverhältnissen H/D = 0,6 bis 1,4 eine Auswertung bei gleichen Touren belastungsgraden durch und trägt die Resultate, d. h. die Wirkungsgrade t]p, den non ineilen Slip s„ sowie den Slipgrad C* nach Maßgabe der Diagramme Abb. 7 als Funktion der Werte

von Cn = j/ S • y~2 grapkisch auf, so hat man einen unmittelbaren Vergleich

der ganzen Propellerserie für gleichen Schub S, gleiche Geschwindigkeit Vtó und gleiche Tourenzahl n und kann das zweckmäßigste Steigungsverhältnis H/D aus den Wirkungsgradkurven unmittelbar entnehmen. Durch den zugehörigen Slipgrad

nD

Cs =

V

Ve

ist schließlich auch der Propellerdurchmesser zu D = Cs . eindeutig

bestimmt.

3. Anwendung der Diagramme A b b. 6 und 7 bei einem

vorliegenden Projekt.

Fall a : Ein Einschrauben - Dampfschlepper von 19 m Länge, 5,3 m Breite und 1,5 m Tiefgang soll bei einer Schleppgeschwindigkeit von 5 km/Std.

o/g U! pOjßsfunj/J/Mja/pdojJ = ⁰¹ L mc --P

S5

I i I i I I I ii i i i ii i i II i i i i i i i i i i i i i I

TTT

i i i i i i i T r i ri i i i

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TTTT1

Cs

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TTTTTT

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180

160

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0,7 I 0,6 0,834    0,849

0,872

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0,872

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\w\\ V ' \

—\\\\\ ^--v-

\ \ \\ \ \>\ \

WW^V

Propeller-Daten.

0,9

1,0

1,1

1,2

1,3

0,787 J 0.803 ! 0,819 r I

0,872 J 0.872    0,872

Abb. 7.

0,771

0,872

0,755

0,739

0,872

0,872

08

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V"\\\

\ \ \ \ \ \ W \ N. N \ \ V \

VI

0.722

0,872

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wh4i^4H«

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02

O,Ł “ -yj- ■ ]/S = Touren - Be/crstungsgrad

fe

einen nutzbaren Trossenzug Z = 1460 kg leisten. Es sei die Bedingung gestellt, daß die Schraube nicht unter die Kielsohle schlägt und die Ausführung eines Tunnelhecks aus konstruktiven Gründen zu vermeiden ist.

Verlangt sei die Dimensionierung des zweckmäßigsten Propellers durch Auswertung der Versuchsdiagramme Abb. 6 und 7 der systematisch voneinander abgeleiteten Modellpropeller der Serie ,,M“ mit den verschiedenen Steigungsverhältnissen von H/D = 0,6 bis 1,4. Ferner sollen für die gestellten Bedingungen die Tourenzahl sowie die erforderliche Leistung der Maschine zu bestimmen sein.

Zunächst ergibt sich aus konstruktiven Gründen, daß der größte zulässige Sch rau bend urch m esse r, den man in diesem Falle bei der großen Belastung wählen muß, wegen des beschränkten Tiefganges des Schleppers von 1,5 m nie h t übe r 1,3 5 m betragen darf. Der Eigenwiderstand des Schleppers bei 5 km/Std. Geschwindigkeit sei durch einen Schleppversuch zu W = 40 kg ermittelt, so daß der tatsächliche Gesamtwiderstand, welchen die Schraube beim Schleppen überwinden muß, gleich Z -f- W = 1460 -j- 40 = 1500 kg beträgt. Infolge des Soges, den der Propeller beim Arbeiten hinter dem Schlepper ausübt, muß der erforderliche Schraubenschub S um einen gewissen Betrag größer sein als der Gesamtwiderstand, nämlich

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

./. S =

1500

0,90

— 1 670 s g

Die verlangte Schleppgeschwindigkt it Vs soll 5 km/Std. = Ym = 1,39 m/sec sein. Die nominelle Zuflußgeschwindigkeit des Wassers in den Propeller beträgt unter Berücksichtigung des Nachstrcn s

Ve = V1M 1 - w ;

w = Nachstrom Ziffer, auf Grund ähnlicher Versuche zu 0,15 angenommen ./. ve = 1,39.0,85 = 1,180 m sec.

Mithin ergibt sich der vorlh gende Durchmesserbclasturg-grad der Schraube zu

Cd =

D Ve

V 1670 1,35 1,] 80

25,63.

Hierfür bestimmen die Diagramme Abb. 6 den besten Propsllerwirkungs-grad riv — 0,262 für ein Steigungsverhältnis H/D = 0.8 und einen diesem letzteren

zugeordneten Slipgrad Cs =

= 4,50.

n D

Ve

Die zweckmäßigste Steigung H müßte demnach gleich D . k — 1,35 . 0,8

= 1,08 m betragen. Die Tourenzahl ergibt sich aus dem Slipgrad Cs

nvf = 4>⁵⁰

zu n

4,50

1,180

1.35

= 3,933 pro Sekunde = ns — 236 pro Minute.

Die

WPS =

SPS

erforderlichen abgebremsten Wellenpferdestärken würden gleich

1670.1,180

sein. SPS = Propellerschubpferdestärken =

S.Ve 75    “

75

= 26,3 PS.

26.3

0,262

W = 100.3.

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

W PS 100,3 0,85

JPS =

Ijm

= 118.

Schließlich ergibt sich als sogenannter Schleppgütegrad, d. h. als Verhältnis des nutzbaren Trossenzuges in kg zu den indizierten Pferdestärken:

Z/,1 PS =

= 12,38 kg/PS.

1460

118

Führt man unter Einhaltung der gleichen Konstruktionsbedingungen ähnliche Rechnungen bei Wahl der anderen Steigungsverhältnisse von H/D = 0,6 bis 1,4 durch, so ergeben sich für den durchweg gleichen Durchmesserbelastungsgrad C₍₁ = 25,63 die in Tabelle I zusammengestellten Resultate. Wie daraus zu ersehen, erreichen die reinen Propellerwirkungsgrade tjv bei Steigungsverhältnissen von H/D = 0,8—0,9 ihren Maximalwert von 0,262. Bei Wahl des Steigungsverhältnisses von H/D = 0,6 fällt der Wirkungsgrad bis auf tj = 0,247 und bei Wahl von H/D = 1,4 bis auf rjp = 0,234, d. h. im ersten Falle um etwa 6%, im anderen um etwa I I % gegenüber dem günstigsten. Die gleichen relativen Unterschiede weisen naturgemäß auch die in Spalte 6 der obigen Tabelle eingetragenen Werte für den Schleppgütegrad Z/JPS auf.

Es dürfte besonders interessant sein, daß es, hiernach zu schließen, bei dem vorliegenden hohen Belastungsgrad, wie er durch den verlangten großen Trossenzug bei dem im Maximum statthaften kleinen Propellerdurchmesser und der niedrigen Schleppgeschwindigkeit bedingt wird, gerade mit einem Propeller von verhältnismäßig kleinem Steigungsverhältnis möglich ist, den besten Wirkungsgrad zu erreichen, und daß Steigungs Verhältnisse über H/D= I entschieden ungünstigerarbeiten müssen, und zwar in einem um so höheren Grade, je größer dieselben gewählt werden. Ein weiterer Nachteil, der in diesem

Tabelle 1.

Einschraubendampfschlepper - Resultate für Z — 1460 kg Trossen-zug bei 5km/Std. Schleppgeschwindigkeit und beschränktem Propellerdurchmesser

von D — 1,35 m.

H/D

”'p

Cs

11s

JPS

Z/JPS

0,247

0,259

0,262

0,262

0,258

0,253

0,247

5,53

4,91

4,50

4,17

3,93

3,70

3,50

290

258

236

218

206

194

184

0,241

3,34

175

0,234

3,19

167

125.3

119.4 118,0 118,0 119,8

122.3

125.2

128.4

132.2

11,65 12,22 12,38 12,38 12,18 11,93 11,67 11,37 11,04

Fall bei Wahl von Propellern mit großen Steigungsverhältnissen verbunden ist, besteht darin, daß mit denselben, wie durch einen Vergleich der Werte in Spalte I und 4 ersehen werden kann, niedrigere Tourenzahlen einzuhalten sind, die ihrerseits wieder eine schwerere und daher teuere Antriebsmaschine erforderlich machen. Die Verhältnisse liegen daher bei diesen Schleppern gerade umgekehrt wie bei freifahrenden, d. h. nicht durch Trossenzüge belasteten Schiffen, bei welchen fast durchweg bei Wahl niedrigerer Touren und der dadurch bedingten Propeller mit höheren SteigungsVerhältnissen stets eine Verbesserung des Propellerwirkungsgrades erreichbar ist. Der Grund hierfür mag darin gesucht werden, daß die Propeller gewöhnlicher Schiffe eben

IS

arbeiten

D • Ve

d. h. bei größeren (nicht durch den Tiefgang beschränkten) Durchmessern und höheren Fahrtgeschwindigkeiten einen nur zur Überwindung des Schiffseigenwiderstandes erforderlichen, verhältnismäßig viel kleineren spezifischen Schub auszuüben brauchen. Die Richtigkeit dieser Schlußfolgerung, auf welche an dieser Stelle der Einheitlichkeit des behandelten Gegenstandes wegen nicht weiter eingegangen werden soll, läßt sich aber schon aus dem Verlauf der in den Diagrammen Abb. 6 aufgetragenen Wirkungsgradkurven der Propeller der Serie ,,M“ nachweisen die wegen ihrer großen Flächenverhältnisse zwar nicht für freifahrende Schiffe

unter bedeutend geringeren Durchmesserbelastungsgraden Cd =

Sch

geeignet sind, aber trotzdem doch bei kleinen Belastungsgraden C(l eine deutliche Überlegenheit der höheren Steigungsverhältnisse zu erkennen geben. Der versuchstechnische Nachweis hierfür ist später im Abschnitt L dieses Vortrages gegeben. Allerdings kann unter Umständen auch bei Schleppern, besonders Bugsierdampfern, deren Dienstbereich sich auf ein ausgedehntes Arbeitsgebiet erstreckt, der Wunsch bestehen, die Propeller nicht allein im Hinblick auf einen im Maximum erreichbaren guten Propellerwirkungsgrad für den Schleppzustand zu dimensionieren, sondern dabei außerdem auch noch zwecks Erzielung einer guten Bewe-gungsmöglichkeit verlangt sein, die Verhältnisse bei Freifahrt nach Möglichkeit entsprechend zu berücksichtigen, in welchem Falle zwischen den beiden auseinander strebenden Anforderungen notwendigerweise ein Kompromiß gezogen werden muß.

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

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

= 18,14.

j/y-1670

D . V e    1,35.1,180

Hierfür ergeben die Diagramme Abb. 6 einen günstigsten Wirkungsgrad riv — 0,338 für ein Steigungsverhältnis von H/D = 0,9 und einen diesem letzteren

zugeordneten Slipgrad Cs =

nD

V,

= 3,16, so daß die erforderliche Tourenzahl

n = Cs •

= 3,16 •

1/180

1,35

= 2,764 pro Sekunde = ns = 166 pro Minute beträgt.

Unter Annahme gleicher Sog- und Nachstromverhältnisse und demzufolge gleicher Propellerschubpferdestärken wie beim Einschrauber müßten beide Maschinen

SPS _ 26,3 ~ 0,388

rr 91,7Pferdestärken indizieren. Der Schlepp-

zusammen eine abgebremste Wellenleistung von WPS =

= 77,9

WPS _ 77,9 ijm ~ 0,85

güte grad Z/JPS schließlich beträgt für diesen Fall

hergeben und JPS =

y= 15,93 kg/JPS.

i •

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

Abgesehen von der Zweiteilung der Maschinenanlage und der damit verbundenen höheren Kosten für Anlage, Betrieb und Unterhaltung wird außerdem noch das Gewicht derselben namentlich deswegen wesentlich größer als beim Einschrauber sein, weil statt der günstigsten hohen Tourenzahl von ns = 236 pro Minute die niedrige von 166 einzuhalten ist, so daß diese Nachteile bei kleinen Maschine nieist ungen die entschiedene Überlegenheit der Propulsion teilweise wieder auf heben können, wenn nicht gerade ganz besonderer Wert auf möglichste Brennstoffersparnis unter allen Umständen gelegt wird.

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

‘Tabelle 2.

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

H/D

C₈

n₈

JPS

Z/JPS

0,6

0,7

0,8

0,9

1,0

1,2

1,3

1,4

0,307

0,329

0,336

0,338

0,335

0,332

0,324

0,317

0,312

4,21

3,74

3,41

3,16

2,95

2,77

2,62

2,50

2,40

221

196

179

166

155

145

138

131

126

100,8

14,48

94,1

92,1

91,7

92,4

93,2

95,6

97,7

99,2

15,51

15,85

15,93

15,80

15,66

15,27

14,94

14,72

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

— 18,14 gerechnet worden ist.

von Cd =

Hs

D . Ve

Die Tabelle zeigt, daß die Wahl höherer Steigungsverhältnisse über H/D = 0,9 hinaus unpraktisch wäre, da hierbei mit immer kleiner werdenden Touren und daher schwereren Maschinen gerechnet werden muß und trotzdem keine Verbesserung, sondern im Gegenteil sogar noch eine Verschlechterung des Wirkungsgrades der Propulsion zu erwarten ist. Kleine Steigungsverhältnisse wiederum lassen zwar den Vorteil höherer Touren bis zu ns = 221 bei H/D = 0,6 erreichen, haben aber ebenfalls einen Abfall des Schleppgütegrades bis zu Z/JPS — 14,48 zur Folge, der nur noch etwa 17% höher ist als derjenige, welcher mit ns = 236 Touren unter günstigsten Verhältnissen mit dem Einschrauber erzielt werden kann. Bei einem Kompromiß und Wahl eines Steigungsverhältnisses von H/D =0,8 beträgt die Überlegenheit bei ns =179 Touren und Z/JPS = 15,85 sogar ca. 28%. Es geht aus diesen Untersuchungen hervor, daß bei so hohen Belastungsgraden wie sie in dem betreffenden Fall vorliegen, die Doppelschraubenausführung zwar unter allen Umständen eine Verbesserung des Wirkungsgrades der Propulsion dem Einschrauber gegenüber zur Folge haben wird, inwieweit die dabei in Kauf zu nehmenden niedrigeren (ungünstigeren) Touren jedoch den erzielbaren Vorteil wieder herabdrücken, ist in erster Linie eine Frage des Verhältnisses des Anlagekapitals, bzw. dessen Verzinsung und Amortisation zu den Brennstoff- und sonstigen Betriebskosten und kann versuchstechnisch nicht entschieden worden. Wohl aber gebe n die betreffenden V e r s u c h s d i a g r a m m e dem Kon u ruk-teur die erforderlichen Unterlagen dafür, um sich in einem bestimmten vorliegenden Fall ein Bild über die zu erwartenden Verhältnisse zu verschaffen und dt n notwendigen Ko m pro m i ß m t Sicherheit schließen zu können.

Bei der Beschaffung von Schleppern für den Rhein-Weser-Kanal wurde nach anfänglichen Versuchen mit Doppelschraubern dieser klsinenMaschinenleistungen von JPS = 100 — 120 Pferdestärken von der Wahl der Zweischraubenanordnung aus dem Grunde Abstand genommen, weil Befürchtungen Vorlagen, daß die seitlich angebrachten exponiert liegenden Propeller an den Böschungen Beschädigungen erfahren könnten. Um jedoch den Vorteil des beim Doppelschrauber erreichbaren kleineren Belastungsgrades und die damit verbundene Wirkungsgradverbesserung auch beim Einschraubenschlepper wenigstens teilweise zu erreichen, entschied man sich dazu, für das Fahrzeug einen größeren Tiefgang zuzulassen,

so daß bei geringer Tunnelausbildung des Hecks die Wahl eines Propellers von I) — 1,63 m Durchmesser ermöglicht wurde.

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

/1670 D.Ve “1,63.1,1"

rs

= 21,24

Der günstigste Propeller Wirkungsgrad ergibt sich unter diesen Verhältnissen nach den Diagrammen Abb. 6 zu ^ = 0,302 für das Steigungsverhältnis H/D

nD-= 3,87 beträgt, 1.180

vor.

= 0,8 wobei der diesem letzteren zugeordnete Slipgrad Cs =

Ve

Ve

= 3,87 .

= 2,80

so daß man mit einer Tourenzahl von n = Cs .    ^

pro Sekunde = ns = 168 pro Minute zu rechnen hat. Unter Annahme gleicher Sog- und Nachstromverhältnisse wie im Fall a und demzufolge gleicher Propellerschubpferdestärken müßte die Maschine eine abgebremste Wellenleistung von

WPS 87,3 0,85

stärken indizieren. Der sogenannte Schlepp güte grad schließlich beträgt Z/JPS —    = 14,25 kg/PS, d. h. nur noch etwa 12% weniger als beim Doppel

schrauber unter günstigsten Verhältnissen und ungefähr denselben Touren, aber annähernd 15% mehr als bei dem Ein schrauben Schlepper mit dem Propeller von bestem Steigungsverhältnis, aber dem kleineren Durchmesser von nur 1,3 5 m. Allerdings muß bei Wahl der großen Einschraubenschlepperschraube mit der niedrigen Tourenzahl von ng•= 168 pro Minute gerechnet werden, während dieselbe bei der kleinen Schraube ns — 236 betragen darf. Für die anderen SteigungsVerhältnisse des großen Propellers vom Durchmesser D = 1,63 m sind die auf ähnliche Weise wie oben ermittelten Werte in Tabelle 3 zusammengestellt. Es geht daraus hervor, daß ebenso wie beim Doppelschrauber größere Steigungsverhält-nisse als H/D = 0,8 für praktische Zwecke nicht in Betracht kommen, da mit denselben schlechtere Schleppgütegrade und dabei außerdem noch niedrigere (ungünstigere) Touren verbunden sind. Sucht man anderseits die letzteren durch Wahl der kleineren Steigungsverhältnisse von H/D = 0,7 und H/D = 0,6 zu vergrößern, so daß sie nach Spalte 4 auf n₈ = 184 bzw. 206 kommen, so ist hierbei wiederum ein Abfall des Schleppgütegrades auf Z/JPS = 14,02 bzw. 13,17 kg/PS

WPS = -

SPS 26,3 % ""-<>,302

= 87,3 hergeben und JPS =

9.„

1,63

== 102,4 Pferde-

Tabelle 3.

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

H/D

’r

C₈

ne

JPS

Z/JPS

vO co cq o o © o ©

0,279

0,297

0,302

0,301

0,298

0,294

0,288

0,281

0,275

4,75

4,23

3,87

3,58

3,36

3,15

2,99

2,85

2,72

IC

rococo-^cnoco©

C04^O-^JOan004^0>

110,9

104.2 102,4 102,8 103,8    14.07

105.3    13,86

13,17

14,02

14,25

14,22

107,5

13,58

110,1

13,26

112,5

12,98

in Kauf zu nehmen. Für einen Kompromiß würde in diesem besonderen Falle aber nicht das absolut günstigste Steigungsverhältnis von H/D — 0,8’ sondern eher das von H/D = 0,7 in Frage kommen, mit welchem sich die höhere Tourenzahl von ns = 184/Min. und ein Schleppgütegrad von Z/JPS = 14,02 kg/PS erzielen läßt, der dem mit der kleinen Schraube von D = 1,35 m im Maximum erreichbaren von Z/JPS = 12,38 kg/PS immer noch um mehr als 1 3 % überlegen ist.

Fall d. Der betreffende Einschraubenschlepper soll wie vorhin bei 5 km/Std. Schleppgeschwindigkeit einen nutzbaren Trossenzug Z = 1460 kg ausüben. Dabei sei mit Rücksicht auf die Bauausführung, insbesondere das Gewicht der Maschine, eine Tourenzahl ns — 200/Min. einzuhalten, die Wahl des Durchmessers dagegen nicht durch Tiefgangsverhältnisse beschränkt.

Für diesen Fall eignen sich die in Abb. 7 als Funktion des Tourenbelastungs-grades Cn—l/S’^-g aufgetragenen Diagramme der Propellerserie „M“ zur be-

» e

quemen Auswertung.

Die Tourenzahl n pro Sekunde beträgt 3,33, mithin bei Annahme gleicher

3,33

1,180

Sog- und Widerstandsverhältnisse wie ad a bis c, Cn = l/ Ś    1670 •

» e

= 97,7. Durch diesen Wert des Tourenbelastungsgrades Cn wird nach den Dia-

grammen Abb. 7 der beste Propellerwirkungsgrad rjv = 0,286 für das Steigungsverhältnis H/D = 0,7 und ein diesem zugeordneten Slipgrad Cs =

* e

bestimmt. Aus letzterem ergibt sich der erforderliche Propellerdurchmesser zu 1J80 3,33

= 4,37

Ve

- 4,37 •

cv

s n

= 0,7 . 1,549 = 1,084 m.

SPS _ 26,3

t]v    0,286

WPS 92 iyp ~~ 0,85 = 13,50 kg/PS ergibt.

WPS =

JPS =

= 1,549 m und mithin die Steigung zu H = k . D Die abgebremste Wellenpferdestärke beläuft sich auf = 92 und die indizierte Leistung der Maschine auf

= 108,2, so daß sich ein Schleppgütegrad Z/JPS =

1460

108,2

Für die anderen Steigungsverhältnisse von H/D = 0,6 — 1,4 sind die auf gleiche Weise aus den Diagrammen Abb. 7 ermittelten Werte unter Einhaltung derselben Konstruktionsbedingungen, insbesondere der gleichen Tourenzahl

n₈ = 200/Min. und infolgedessen auch des gleichen Tourenbelastungsgrades 11

Cn — / S • y~2 = 97,7 in Tabelle 4 zusammengestellt.

Tabelle 4.

Einschraubendampfschlepper. Resultate für Z = 1460 kg Trossenzug bei 5 km/Std. Schlepp^eschwindigkeit und verlangte Tourenzahl von

ns = 200/Min.

H/D

C₈

JPS    Z/JPS

0,6

0,7

0,283

0,286

4,67

1,655

109,3

13,35

4,37

1,549

108,2

13,50

0,8

0,281

4,16

1,475

110,1

13,26

0,9

1,0

1,1

1,2

1,3

1,4

0,272

0,260

0,249

0,238

0,227

0,216

4,00

3,85

3,74

3,63

3,54

3,45

1,417

1,364

1,325

1,286

1,249

1,222

113,8

12,83

119,0

12,27

124,3

130,0

11,74

11,23

136,3

143,3

10,71

10,18

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

⁹/

jW-'T HP]

RSàq

CM

SS

Dimensionen :

= 21,30 m

Länge z. d. Steven .... - 19,00 „

Länge über Deck,

= 5,30 r = 2,20 „ — 1,50 »

Breite . . . Seitenhöhe Tiefgang- .

Vf

Schleppermodell Nr. 386 mit flachem Heck und Doppelruder.

Abb. 8.

Vz

's

d\H

sich jedoch in den früheren Fällen bei gegebenem bzw. gewähltem Durchmesse eine ganz bestimmte Tourenzahl als die günstigste herausstellte, ist in dem zuletzt untersuchten, d. h. bei gegebener Tourenzahl, ein ganz bestimm ter Durchmesser, nämlieh D — 1,549 m als der vorteilhafteste anzusehen, dessen Vergrößerung, nach dem Resultat Zeile 1 zu urteilen, keine weitere Verbesserung des Gütegrades mehr mit sich bringt.

Durch die obigen Zahlenbeispiele sollte in erster Linie nur die Methode veranschaulicht werden, nach welcher eine Auswertung der Versuchsdiagramme Abb. 6 u. 7 der systematisch für sich allein, d. h. ohne Schiffsmodell untersuchten Propeller der Serie ,,M“ in einem bestimmten vorliegenden Kon-struktionsfall ausgeführt werden kann. Dabei ist zunächst die stillschweigende Annahme gemacht worden, daß die Verhältnisse trotz Sog- und Nachstrombeein flussung, die allerdings auch bereits in den betreffenden Rechnungen zum Teil berücksichtigt worden sind, absolut oder doch wenigstens relativ genommen dieselben bleiben, wenn der Propeller hinter dem Fahrzeug arbeitet. Um hierüber genaueren Aufschluß zu gewinnen, wurden dieselben Modellpropeller von 150 mm Durchmesser, auch zusammen mit dem im Maßstabe I : 9 ausgeführten Modell Nr. 386 eines passenden Schraubenschleppers, dessen Linien in Abb. 8 dargestellt sind, in folgender Weise untersucht.

F. Nachprüfung der Ergebnisse der für sich allein, d. h. ohne Schiffsmodell untersuchten Modellpropeller Serie „M“ durch Versuche : Schiffsmodell

J. Dimensionierung der zweckmäßigsten Propeller für den Fall, daß eine bestimmte Maschine bereits vorgesehen ist.

Die Versuchsmethode war die gleiche wie die bereit

Zahlenbeispiel:

F. Nachprüfung der Ergebnisse der für sich allein, d. h. ohne Schiffsmodell untersuchten Modellpropeller Serie „M“ durch Versuche : Schiffsmodell

mit Schrauben

Darauf wurde ein weiterer Versuch :

Zu diesem Zweck wurde das Schleppermodell zunächst ohne Schraube in einem gewissen Bereich von Geschwindigkeiten geschleppt, um die Eigenwiderstände W des Schleppers zu bestimmen.

Schleppermodell mit dem einzelnen Modellpropeller Nr. 7, von H/D = 1,2 und 150 mm Durchmesser (im Maßstabe 1 /« = 1/9 einem Schiffsschraubendurchmesser von 1,35 m entsprechend) ebenfalls für eine Reihe von Geschwindigkeiten in der Weise ausgeführt, daß man einen bestimmten Trossenzug Z des Schleppers (im Z \

Modellmaßstab a, ₃j, dadurch markierte, daß man das Widerstandsdynamometer

von vornherein mit diesem Gewicht belastete und die Tourenzahl des Propellers bei der betreffenden Fahrtgeschwindigkeit so regulierte, daß die Schraube einen gemessenen Schub S ausübte, der gleich dem, um den Sog vermehrten Eigenwiderstand des Schleppers W war. Bei diesem Verfahren befindet sich das Modell genau

in demselben schleppenden Zustande wie der Schlepper selbst, der durch Kähne mit dem betreffenden Trossenzug belastet wird.

Die Ergebnisse des Versuchs, der bei einem markierten konstanten Trossenzug Z = 1460 kg ausgeführt wurde, wie er auch durchweg bei den Auswertungen

10

0.1

Schleppversuch: Schiffsmodell mit Schraube Nr. 7 bei 1460 kg Trossenzug.

Daten des Propellers: Nr. <.

CD

CC

1350 mm

270

= 1620

= 1,43 i m²

as

II«

ii u ii

0.8

Anzahl

19,0 m

Is

11

11

Ł1

Steigung

il II II

ft *

' iO

PS VTouren

* ■ '.

Il :

§>« •

m

IP

Il *«3

h III

Il H II II

**!<1 s:

i'0

Disk areal

D² n

k.

93,5 cbm

118,795 qm

f -.2 £ -g : I :â a. .|. S .6 ,« a® -g -S ®    ^

»•I S

«. ^ CD

«Sg c5

a •rö o

4£.s ■?

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ft

ft

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Bwi= Breite

HP

im Mittel

§°

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el

0.6

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I\ §

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«

'O

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-5!

iri

'Qi

el

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0.5

h'O

Abb. 9.

Hi

\os -\00l

s*

TgL = eingetaucht. Hauptsp.-Areal

-PÇ6

Ofjh

0,560 8 = 0.927 <P = 0.604

II

*o

\0h —\08

\0S

20\

ISS

-•s

0.3

= Modellgeschwindigkeit in m/Sek = Schiffsgeschwindiqkeit m km/Side

70\

\09

50\

W\

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30

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0l

Ź00Y- WO

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djnutfa/ oj<

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WM Pun 9d3

der Diagramme Abb. 6 und 7 zugrunde gelegt worden ist, sind in Abb. 9 dargestellt. Es läßt sich daraus entnehmen, daß für V* = 5 km/Std. Schleppgeschwindigkeit etwa ns — 181 Touren/pro Minute bei WPS = 107 abgebremsten Wellenpferde-■ stärken oder unter Annahme eines Maschinenwirkungsgrades ijm = 0,85, JPS

WPS

“ 0,85

welches sich mit dem in Tabelle I Zeile 5 aufgeführten des für sich allein untersuchten Modellpropellers Nr. 7 annähernd deckt.

Vm

= 126 indizierten Pferden festgestellt worden sind, ein Resultat,

Ähnliche Versuche, auf die später noch näher eingegangen werden soll, wurden mit den Propellern Nr. 8 und 9 von H/D = 0,9 bzw. 0,6 und D = 1,35 m Durchmesser zusammen mit demselben Schleppermodell für den gleichen konstanten Trossenzug Z — 1460 kg ausgeführt. Auch in diesen beiden Fällen konnte eine genügend genaue relative Übereinstimmung mit den Ergebnissen der für sich allein gefahrenen Modellschrauben nachgewiesen werden, ebenso wie bei denjenigen Versuchen, die mit dem betreffenden Schleppermodell als Doppelschrauber und Propellern Nr. 7 von D= 1,35 m Durchmesser und schließlich auch noch mit demselben als Einschrauber, aber vergrößertem Propellermodell Nr. 7 von D = 1,63 m Durchmesser vorge' nommen wurden.

Alle diese Versuche: Schleppermodell mit Schrauben wurden ferner nicht allein für den bezeichneten konstanten Trossenzug Z = 1460 kg, welcher durch die Konstruktion gegeben war, sondern auch be^ dem kleineren von 1165 kg und größeren von 1750 kg ausgeführt, um hierdurch Daten über das Arbeiten der Propeller bei niedrigeren und höheren Belastungsgraden zu gewinnen. Von den zugehörigen Ergebnissen werden in den Abb. 10 und 11 nur beispielsweise noch die mit dem kleineren Propeller Nr. 7 von 1,35 m Durchmesser für Z = 1165 kg bzw. 1750 kg ermittelten in Form von Diagrammen gebracht, während weitere der besseren Übersicht wegen in folgendem gleich zahlenmäßig zusammengestellt sind. Die zunächst in Tabelle 5 aufgeführten Versuchsresultate beziehen sich auf den Einschraubenschlepper, Modell Nr. 386 mit Propellern Nr. 7, 8 und 9 von D = 1,35 m Durchmesser und Steigungsverhältnissen H/D = 1,2, 0,9 und 0,6 bei Schleppgeschwindigkeiten Vs = 4 und 5 und 6 km/Std. und Trossenzügen Z = 1165, 1460 und 1750 kg. Aus denselben lassen sich folgende Schlußfolgerungen ziehen.

Bei ein und demselben Propeller und gleichen Schleppgeschwindigkeiten fällt der in diesem Falle mit Schleppgütegrad bezeichneteWert von Z/JPS, d. h. der nutzbare Trossenzug pro indizierte Pferdestärke mit der E r -

Weise ebenso wie der sogenannte Gesamtwirkungsgrad der Propulsion rjx (Spalte IO). Unter den EPS sind hierbei die nutzbaren Trossen Zugpferdestärken ZPS, vermehrt um die effektiven Eigenwiderstandspferdestärken PSe des Schleppers

höhung des Trossenzuges in der aus Spalte 11 zahlenmäßig zu entnehmenden

EPS JPS

10

6'0

Schleppversucn : Schiffsmodell mit Schraube Nr. 7 bei 1165 kg Trossenzug.

Daten des Propellers: Nr. i.

Anzahl

1350 mm

1620

= 1.431 m-

as

if 8co

r-t H

$

<o

0,8

§i

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If

S> a

H = Steigung

Diskareal

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13

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Il II II II

•*4 <4<J N

a ■= * ■=

°J§<| §

93,5 cbm

Daten des Schilfes: Nr. 386

118,795 qm

;| è& ;| I

cc

• GC

im Mittel

0,6

Is

0,927 (p = 0,604.

§■

ii

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S'O

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C3

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Abb. 10.

4K

SO

<511

0,560 (J

0,2

0,1

Um ⁼ Mode/igeschwindigkeit in m/Sek

Vs - Schilfsgeschwindigkeit in km/Stde

50\

Oh

OS

20

IS

II

~ Sr-

PS Touren %

- 200

091-2

120

“h

= Ç?

Oh

zu verstehen. Bei der Errechnung der indizierten Pferdestärken JPS aus den beim Versuch festgestellten abgebrernsten WPS ist in gleicher Weise wie früher wieder

WTPS JPS

ein Maschinenwirkungsgiad 17    —

Bei ein und den selben Propeller urd gleichen

von 85% angenommen worden.

Trossenzügen

~W

riii

60

A.

Schleppversuch: Schiffsmodell mit Schraube Nr. 7 bei 1750 kg Trossenzug.

Anzahl..............

J> = Äußerer Durchmesser . . d — Nabendurchmesser ....

H = Steigung.........

D² -7

Daten des Pr >p dlers : Nr. 7.

Daten des Schiffes: Nr. 386.

Länge zw. PP

Touren

— 1350 mm = 270    „

1620 .

1.431 m*

Diskareal

A» = abgew'ckeltes Flügelareal . . = 1,248 m2 AP = projiziertes Flügelareal . . . . = l,0ou m2 z — Anzahl der Flügel.......=    3

Pro}.

der.

Welle".

I II I

0,8

TT

19,0 m . 1.05 „ 5,30 „

1,50 „

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rs

ojd çjd//ddoj)jçyWJV

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des

- GesarrmS,

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EPS

' fififzuojnoj--

0,5

Abb. 11.

Tih    „    ..    „    ,

Tm —    im M ttf»l .    —

Dsp = Deplacement um' Spanten . =    93,5 cbm

b = benetzte Oberfläche . . . . =    118,795 qm

= eingetaucht. Hauptsp.- Areal — f) = 0,560 fi = 0,927 <p = 0,604

HP - I

- in der Wasserlinie . = breite „    „    „

Tiefgang ohne Kiel am

Lpp

Lwi

Pwl

_L Tv

SO

7,36

80\- W\

30

OM

0,3

Z'O

0,1

vm = Mode//qesch windig keif m rrr/Sek

Os = Schfisgeschwindigke/t in km /Stde

70

60\

so

-ß

-%zo

-ß

-%‘iO

Xi

h⁷⁰

062 -

- ZOO

ojd su

-e

SdM pun SdJ

Tabelle 5.

Versuchsresultate des Ein schrauben - Sc h leppermodells Nr. 386 mit Propellern Nr. 7, 8 und 9 von D = 1,35 m Durchmesser und H/D = 1,2—0,9—0,6 Steigungsverhältnissen für verschiedene Trossenzüge Z in kg und Schleppgeschwindigkeiten Vs in km/Std.

Prop, j

Nr.

H/D

vs

»S

km/Std. i kg p. Mia.

1 165 ; 157 1460    173,8

1 750 ¹ 188,2 1 165    163,8

WPS

10

11

in %

1,2

5    1 460    180,4

106,5    25,80

13,71    125,3

21,93    11,65

1 750    193,8

1 165

170,4

6    1 460

187,4

1 750 , 198,4

11,02

11,74

10,93

10,54

oi co    in o e- oo

-1 CO O 08

— 5^

an 'an

cc

8    0,9    5    1 460    215,6

100,9    27,02    14,47    118,7    22,96    12,30

!S>    M M tC

CO    to —»

9    0,6

5    1 460    282    103,2

26,52

14,15

121,3

22,54    12,03

to to to to 08 an 4^

31,19

29,60

11,46

11,65

11,16

DG

im günstigen Sinne, was darauf zurückgeführt werden

eigerung der Schleppgeschwindigkeit zwar auch ein Abfall der Werte von Z / J P S statt, im Gegen -satz zum vorigen Fall aber wachsen hierbei die Gesamtwirkungsgrade

der Propulsion r\¹ =

EPS

JPS

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

Von den drei in Tabelle 5 zum Vergleich herangezogenen Schrauben ist im vorliegenden Konstiuktionsfall, d. h. für Vs = 5 km/Std. Schleppgeschwindigkeit und Z = 1460 kg Trossenzug der Propeller Nr. 8 mit dem Steigungsverhältnis H/D = 0,9 infolge des geringsten Aufwandes an Maschinenleistung als der günstigste anzusehen, ein Résultat, welches sich ebenfalls mit dem bereits aus den Diagrammen Abb. 6 abgeleiteten in Tabelle 1 verzeichneten nicht nur relativ, sondern auch absolut ziemlich genau deckt. Da eine ähnliche Übereinstimmung auch noch für den Propeller Nr. 7 mit H/D — 1,2 und schließlich auch für den Propeller Nr. 9 mit H/D = 0,6 zutrifft, so dürfte damit in genügender Weise gekennzeichnet sein, daß die aus den Diagrammen Abb. 6 und 7 abgeleiteten Werte keine wesentlichen Veränderungen mehr erfahren, wenn die Beeinflussung, welche der hinter dem Schiff arbeitende Propeller infolge Sog und Nachstrom offenbar noch erleidet, nicht nur auf Grund von schätzungsweisen Annahmen derselben, sondern auch durch einen Schleppversuch : Schiffsmodell mit Schrauben nachgeprüft wird. Geringe Unterschiede, die dabei in den Tourenzahlen zutage treten, können auf die Veränderlichkeit des bei verschiedenen Steigungsverhältnissen nicht konstanten Nachstroms zurückgeführt werden.

G. Dimensionslose Auftragung der Versuchsergebnisse : Schleppermodell mit Schrauben für allgemeine Konstruktionsfälle.

Während nun die als Funktion eler Durchmesserbelastungsgrade Cd —

rs

D Ve

bzw. Tourenbelastungsgrade Cn = \ S •    „ dimensionslos aufgetragenen Dia-

V e

gramme Abb. 6 und 7 eine Auswertung für alle möglichen Konstruktionsfälle, d. h. verschiedenste Propellerschübe bzw. Trossenzüge, Schleppgeschwindigkeiten, statthafte Schraubendurchmesser und erwünschte Tourenzahlen gestatten, ist dies mit den aus den Versuchen: Schiffsmodell mit Schrauben ermittelten Werten Abb. 9—11 ohne weiteres nicht der Fall, da dieselben nur für einen ganz bestimmten

Schlepper und einzelne ganz bestimmte (untersuchte) Trossenzüge gelten und eigentlich nur auf genau ähnliche Fahrzeuge bei korrespondierenden Trossenzügen und Geschwindigkeiten übertragen weiden dürfen. Es läßt sich jedoch auch eine weiter gehende für praktische Zwecke meistens schon in gewissen Grenzen genügend genaue Auswertung der letzteren Versuchsresultate für kleine Geschwindigkeitsbereiche nach der in folgendem erörterten Darstellungsmethode vornehmen.

eindeutig festgelegt. Dei erforderliche Schub S eines hinter den' Schiff arbeitenden Propelleis steht bei Annahme einer Sogziffer t mit dem

DVe

Bei den für sich allein, d. h. ohne Schiffsmodell untersuchten Model lprope Ilern sind nach früherem Slip und Wirkungsgrad durch den vorliegenden Belastungsgrad Cd =

veilangten Trossenzug Z und dem bei der Schleppgeschwii digkeit vorliegenden zusätzlichen Schleppereigen wider star, d W in folgender Beziehung :

Da der Weit von YY gegenüber dem von Z bei den geringen Schleppgeschwindigkeiten und großen Trossenzügen, wie sie meistens in: Binnen schiffahrtsbetriebe vor liegen, nur veihältnisn äßig klein ist und elie Sogziffer t auch bei verschiedenen Trossenzügen und Geschwindigkeiten annähernd konstant bleibt, so ist dei Be-

D-’ Ye-

lastungsgiad im wesentlichen auch schon genau genug dmch den Ausdruck gekennzeichnet.

Ve=Vm 'l-W,

Die Nach stron Ziffer w ist in diesem Falle ebenfalls bei verschiedenen Ge-schwir digkeiten gleich groß, mithin ist auch der Belastur gsgrad eine Funktion

oder, statt Vm in m/sec Vs in km/Std. eingeführt, von

von

D-’ Vin“

der sogenannten Trcssenzugkcr st anten.

D-Vs²’

/

In allen Fällen, wo die Trossen zugkonstante —

L'⁻ * H

müssen daher die Slipverhältnisse und Propeller Wirkungsgrade gleich groß sein. Letztere stellen eigentlich das Verhältnis der nutzbaren Tresser zugpfeidestärken ZV,,,

der selben Wert hat,

ZPS =

75

, vern ehrt um die effektive Schleppleistung zur Überwindung des

W V

Eigenwiderstandes YY des Schleppers PSe —    *" zu den abgebiea sten Wellen-

/ 5

Pferdestärken WPS dar:

ZPS -F PSe

WPS

Da aber die PSe im Vergleich zu den ZPS in diesem Falle (geringe Schleppgeschwindigkeiten) nur sehr klein sind, so ist der sogenannte Propulsionswirkungsgrad rj bei Vernachlässigung von Sog und Nachstrom auch durch das Verhältnis

ZPS

WPS

genügend genau gekennzeichnet.

Gleicher Slip bei verschiedenen Fahrtgeschwindigkeiten und Tourenzahlen

konstant ist und infolgedessen auch

ist vorhanden, wenn sn = n H

nH-V,

nH

Ve

1 —sn

einen konstanten Wert hat.

H = k D ; k = Steigungsverhältnis ;

Ils

60 ’

ns = Tourenzahl pro Minute;

Unter der Annahme, daß bei verschiedenen Fahrtgeschwindigkeiten Vs auch die Nach Stromziffer w ungefähr gleich groß bleibt, ist Ve direkt proportional Vs und

Hns

der Slip durch den Slipgrad

Vs

gekennzeichnet.

Bei gleichem Slip liegen gleiche Wirkungsgrade und gleiche Belastungs

grade vor :

D² Vs²

ZVs

D² Vs³

= c;

ZVS ist eine Funktion von WPS . f/p; tjp — Konstante für bestimmten Slip ;

mithin ist auch der Wert von

WPS

D² Vs³

bei gleichem Slip für ähnliche Propeller gleich groß.

die sogenannte Leistungskonstante,

Da nach obigem

ZVS

D² Vs³

— c und

WPS

D² Vs³

2

so ist schließlich auch    •

V₈, die sogenannte Konstante des Schlepp-

gütegrades, d. h. das Verhältnis des nutzbaren Trossenzuges Z in kg pro abgebremste Wellenpferdestärke WPS, multipliziert mit der Schleppgeschwindigkeit Vs (in km/Std.) bei ähnlichen Propellern und gleichem Slip gleich groß.

Sch

Trägt man daher, wie dies beispielsweise in den Diagrammen Abb. 12 mit den Versuchsresultaten des Einschraubenschleppermodells Nr. 386 und zugehörigen Modellpropeller Nr. 7 von H/D = 1,2 geschehen ist, als Funktion der Trossenzug -

konstanten

D² Vs²

die entsprechenden Tourenzahl- und Leistungskonstanten wie

die Konstanten des sogenannten Propulsions Wirkungsgrades ZPS/WPS und des

2

Schleppgütegrades ÿÿpg .

Vs graphisch auf, so kann man eine Überschlagsrechnung

Auswertung der Versuche des Schlepper-Modelles Nr. 38b mit Propeller Nr. 7.

90 - 90 — SO

35

30

25

t«

- 1,2

so —10

- 0,8

= Trossenzug in kg'

= Schleppgeschvvindigkeit in km/Std. WPS = Abgebremste Weilenpferdestärken ZPS = Effektive Schlepppferdestärken = = Propellersteigung in m = Propellerdurohmesser in m = Tourenzahl pro Min.

Vs

n»

\ls

/ . Vm

10 — CO

60 — 50

75 1— 90

;-x

icv;

Abmessungen und Daten des Schleppers:

— 0,6

- 0,9

0,2

30

10 . _ 20 -► Z/D12/

30

90

Abb. 12.

Schraubendurchmesser = Schraubensteigung . . -

¹¹ = 1,2;    3 Flügel

^ = 0,872 ~ = 0,755

i,a5 „ 1,620

■s

50

60

~70

1 I I I I II I I

für die in einem bestimmten vorliegenden Konstruktionsfall zu erwartenden Verhältnisse nach dem folgenden, durch ein Zahjenbeispiel erläuterten Verfahren durchführen.

Aufgabe: Ein dem untersuchten Schleppermodell genau ähnlicher Schlepper soll mit einem Propeller nach Modell Nr. 7 von D = 1,5 m beschränktem Durchmesser ausgerüstet werden und bei Vs = 5,5 km/Std. Schleppgeschwindigkeit einen nutzbaren Trossenzug Z = 1800 kg ausüben.

Für diesen bestimmen die Diagramme Abb. 12 die zugehörigen Werte von:

= 53,6;

n₈ H

V,

= 0,365:

Verlangt sind die zu erwartenden Tourenzahlen ns pro Minute, die ab-gebremsten und indizierten Pferdestärken WPS bzw. JPS, sowie der Schleppgütegrad Z/JPS in kg pro PS. Tn diesem Falle liegt für die Schraube der Belastungs-

= 26,5 vor.

grad

1800

D² V₈²    “ 1,5².5,5²

WPS

D² Vs³

7

____ v — 74 4

WPS ⁸ ~    ’

Mithin beträgt die Tourenzahl

5,5

1,8

ns = 53,6 . ~~ — 53,6 .

xl

= 164 pro Minute.

Die Leistung an abgebremsten Wellenpferdestärken würde sein : WPS = 0,365 D² Vs³ = 0,365.1,5².5,5³ = 137

und der Schleppgütegrad

Z 74,4    74,4

WPS ■ V,

5,5

= 13,5 kg/PS.

Letztere beiden unter Annahme von f]m = 0,85 Maschinenwirkungsgrad auf

die indizierte Leistung bezogen, ergibt:

WPS

JPS =

136

und

V,n

~ 0,85

= 160

Z/JPS = ~ . Vm = 13,5.0,85 = 11,5 kg/PS.

H. Vergleich der Probefahrtsergebnisse ausgeführter Schlepper mit Anhang mit den Resultaten der Modellversuchsergebnisse.

Bekanntlich stehen einer ein wandsfreien Feststellung zuverlässiger Schlepp-Versuchsergebnisse ausgeführter Schlepper selbst in dem ruhigen (nicht fließenden ) Wasser von Kanälen große praktische Schwierigkeiten entgegen, so daß sich erhebliche Streuungen in den ermittelten Resultaten oft nicht vermeiden lassen.

Wie in früherem (Abschnitt E und F) nachgewiesen worden ist, sind alle Faktoren, welche bei derartigen Versuchen festgestellt werden, insbesondere Slip und Wirkungsgrad, in erster Linie eine Funktion der Belastungsgrade, die auch bei ein und demselben Schlepper nicht etwa nur allein durch die absoluten Werte der jedesmaligen Trossenzüge, sondern vielmehr durch die Verhältnisse der letzteren zu den Quadraten der zugehörigen Schleppgeschwindigkeit bestimmt werden, in der Weise, daß z. B. für die gleichen Trossenzüge bei kleineren Geschwindigkeiten höhere Belastungsgrade vorliegen als bei größeren Geschwindigkeiten, wodurch die schlechteren Wirkungsgrade, die im ersten Falle auftreten, zu erklären sind. Mit dem Wirkungsgrad, d. h. dem Verhältnis der effektiven Schlepparbeit zu der aufgewandten Maschinen -leistung darf der sogenannte Schleppgütegrad Z/JPS, welcher in Anlehnung an die Gebräuche der Binnenschiffahrtspraxis auch bei den obigen Versuchen unabhängig davon für sich besonders ausgewertet worden ist, nicht in Parallele gesetzt werden, da in demselben nur die Beziehung zwischen einer Kraft und einer Arbeit, nicht aber die zweier gleichartigen Größen zum Ausdruck kommt. Es kann daher auch nicht überraschen, daß für gleiche Trossenzüge gerade bei den kleinen Schleppgeschwindigkeiten, wo infolge der großen Belastungsgrade die schlechtesten Wirkungsgrade auftreten, sich die höchsten Schleppgütegrade feststellen lassen und schließlich im Grenzfalle, d. h. bei der-Pfahlprobe sogar die größten Werte von Trossenzug Z zu aufgewandter Maschinen-leistung JPS ermittelt worden sind.

Von dem bezeichneten Gesichtspunkte ausgehend, daß die Probefahrtsresultate eines bei verschiedenen Trossenzügen und Geschwindigkeiten arbeitenden Schleppers der Hauptsache nach durch den Belastungsgrad beeinflußt werden, ist eine Auswertung derselben nach der im Abschnitt G gekennzeichneten Methode in folgendem an dem Beispiel des Schleppers „Friedefürst“ vorgenommen worden, mit welchem im Oder-Spree-Kanal und im Groß-Schiffahrts-weg-Berlin-Stettin von dem Königl. Hauptbauamt Potsdam eingehende Schleppversuche mit verschiedenem Anhang ausgeführt wurden. Die Ergebnisse derselben sind in nachstehender Tabelle 6 (Spalte 1 —4) aufgeführt.

Der'Schlepper hatte eine Länge über alles von 19,5 m, eine Breite von 4,3 m und bei einem Tiefgang von 1,29 m ein Deplacement von etwa 70 t.

Die Schraube wies, abgesehen von der peripherial veränderlichen Steigung, ungefähr die Konstruktionsverhältnisse des Modellpropellers Nr. 7, welcher der untersuchten Serie „M“ zugrunde’lag, und insbesondere folgende Daten auf:

D = Durchmesser = 1,20 m,

H — mittlere der peripherialen Steigung = 1,40 m,

Aa/A = Verhältnis des abgewickelten Areals aller 3 Flügel zur Diskfläche = 0,85.

Vs

in

ns

km/Std.

3,10

Tabelle 6.

der Schleppfahrten des Schleppers „Friedefürst“.

p. Min.

in kg

JPS

ZVs

'JPS

\f Z

D Vs

ns D

V₈

ooco-jc^cn^coto

3,20

3,30

3,30

3,40

3,40

3,40

3,40

3,45

3,50

3,55

3,60

3,60

3,60

3,65

3,65

3,70

3,70

3,70

3,75

3,80

3,80

4,10

4,10

4,15

4,20

4,25

4,30

4,40

4,50

5,00

to

5,30

<tui^<iC't0C'O'<iC'<i4k<i'Oiv)cno>C'<!<C'C'<iC'C'Cnyi4cncnC0io

co —»■ co o on O' co o cn co co co o o O' o co cn co o O' co o oo o cn o co o o o cn

700

730

1 000

1 050

890

1 040

1 090

1 150

1 230

1 230

1 300

1 240

1 360

1 290

1 180

1 290

900

1 320

1 280

1 340

890

1 340

1 180

1 200

1 150

1 220

630

1 200

1 230

1 290

880

1 190

cn O' O' co co cn cn co co ^ i

w c co oi w 4 o c b b b b b

05tflCC0 05UC0sl05 05CÜtO'ÜC0aiC0C0CO<IC0030!slca' 4^    Cn CO CO    O CO O' -Of    O' O' 4» 4» CO tO CO    Cn O' —-    O' O CO O' O CO 4*-

O'    o bo o    o % o "-4    O' b œ b io o “

4-

4-

«J    ^    o    co    ui    D    yi    oi    ui    c cn cn cn on cn cn 4- cn    cn    cn    cn    4*    cn    cn    cn    cn    cn    cn    O'    cn

JO CO 4^    O'    CO    CO    CO    JO    CO    4-    JO    O    jOl

'o'    Vj o    io    bn    4c    “o    bo    bo    Vj    'o'o'o'c7''-i‘'~j'o'co1o    b^    io    m    b    c    to    c    c    c    o    o

7,11

CO CO CO

7,31

7,91

8,09

8,31

8,47

8,35

8,46

8,15

8,53

8,32

7,84

8,20

6,76

8,18

8,06

8,14

6,54

8,03

6,98

7,04

6,81

6,93

4,92

6,71

6,64

6,65

4,945

5,42

48,39

48,75

54,50

54,50

52,24

52,9

54,7

56,44

58,4

58,3

57,0

55,32

56,7

59,34

54,22

55,2

48,65

57,1

58,04

57,2

46,72

56,2

49,2

51,22

46,25

48,0

35,6

46,32

46,37

47,45

36,25

39,20

Die Maschine hatte bei normaler Füllung und 165 Touren pro Minute eine Konstruktionsleistung von ca 90 indizierten Pferdestärken. In den Spalten 5—7 sind die aus den Probefahrtsergebnissen abgeleiteten Werte der sogenannten

°°o

Sehleppversuche des Dampfers „Friedefürst“ im Oder-Spree-Kanal und im Großschiffahrtsweg Berlin-Stettin.

z — Trossenzug in kg

ns = Tourenzahl / min

JPS = indizierte Pferdestärken

o #/

f/o

19,5 m

1,29 m

1,20 m

1,40 m

co

S'8

8,0

?,5

§

<ł

= 85%

6,5

Daten des Schleppers:

e über alles

e Breite

Daten der Schraube

so

Abb. 13.

sil

Durchmesser

abgew. Areal : Disk .

6,0

5,5

Il II II II

pwh*4H

9'tt

Be/astungsgrad

'oo: aol

60\— 90

50t— 50'

50\

50\

vo\

30'

s?

2

Schleppgütegradkonstanten —^ ■ Vs der dem vorhin definierten Slipgrad in übertragenem Sinne gleichartigen Tourenzahlkonstanten

Vs

lastungsgrades

sowie des Be-

ŸZ

D Vs

in Abb. 13 punktweise markiert worden.

verzeichnet und erstere beiden als Funktion des letzteren

Die ausgezogenen Kurven stellen die Charakteristik der aus den Bassinversuchsresultaten

eines dem ausgeführten Schiffspropeller ähnlichen Modellpropellers ermittelten gleichartigen Werte dar und kennzeichnen in gewissem Grade die Streuungen, welche bei den im Kanal festgestellten Schleppversuchsergebnissen Vorgelegen haben müssen.

3000r200r

Pfahlprobe des 150 JPS-Schleppers „M 103“.

Z800 -180 -

2600 -160 -18

2 m -no -16

P/

2200 -120 -W

Ac

JJ

■s

1800-

N)

1600-

% JPS §

Lz/jps 4

Daten der Schraube :

D = Durchmesser . . . = 1400 mm H = Steigung-

A ⁼

Anzahl der Flügel . . . = 4

= 900/1300 mm Flächenverhältnis = 53 %

180

186

190

——ns » Tourenzahl /Minute

195    200    205

210

215

220

225

230    235    290

Abb. 14.

Bei der Übertragung der Modellversuchsresultate auf die Verhältnisse der Probefahrt mußte allerdings eine schätzungsweise .Annahme über die

WPS

des Verhalt

en =

JPS

Größe des Maschinenwirkungsgrades

nisses der abgebremsten Wellenpferdestärken zu den indizierten der Maschine gemacht werden, von denen durch Indizieren der Zylinder nur die letzteren ein-wandsfrei festgestellt, erstere dagegen in Ermangelung eines zu diesem Zwecke erforderlichen Torsionsmessers für die Schraubenwelle nicht ermittelt werden konnten.    #

An dieser Stelle mag darauf hingewiesen werden, daß über die Größe des Maschinenwirkungsgrades i]m kleinerer Schiffsmaschinen, welche bei obigen Aus-

Wertungen durchweg mit 85% angenommen worden ist, zuverlässige Daten in der Praxis nur selten zu erhalten sind. Bei dem großen Wert, den eine genaue Kenntnis dieses Faktors für die Übertragung der Ergebnisse von Propellermodellversuchen, durch welche bekanntlich nur die zur Drehung der Schraube erforderlichen abgebremsten Wellenpferdestärken WPS, nicht aber die indizierten der

Sdf

\cz=JPS KonstanteX

cz - WPS Konstant*^ - pipp

tanie = nf.' ₂

Propellersckubkons

<k-

Je/ - Trossenzugkonstanfe =

7jm = gpg = erre&meter Wirkungsgrad der Maschine

Vergleich des Standversuchs des Schleppermodells Nr. 390 mit der Pfahlprobe des ausgeführten Schiffes „M 103“.

r    Modell-Maßstab 1 : 10.    i

Daten der ausgeführten Schraube :

= 1400 min = 900/1300

D = Durchmesser H — Steigung . .

Flächenverhältnis . . . . = 53%

Ap

A -

Anzahl der Flügel

v>\

--4 V

:l °’⁸

"■§

:

:!

-    0,5

"S

0,9

- » 0,3

llą

0,1

80 r- 0,61

\5‘0

OM

50

Hi

ii

i”

IM I

I-

i'0 I-

ft

II

'O

N

OiZ

-45

-I

K"

i²⁰

d-

I 11 II

TTT

TT

TT

TT

Mil

MM

TTT

1    2    3    9    5

tu YD= Tourenzah/konstante(n - Touren pro Sekunde, D m PropeJ/erdurchmesser in m)

Abb. 15.

Maschine JPS festgestellt werden können, wären eingehende Versuche, die mit Maschinen verschiedener Größen und Systeme bei verschiedenen Touren ausgeführt werden mußten, zur Klärung dieser Frage dringend erwün seht.

Um hierüber aber auch ohne Abbremsung der Wellenleistung, wenn auch nicht völlig ein wandsfreie Daten, so doch wenigstens ungefähre Anhaltspunkte zu gewinnen, wurde folgendes Verfahren eingeschlagen. Die in den Diagrammen Abb. 14 für verschiedene Tourenzahlen dargestellten Daten einer Stand- oder Pfahlprobe des Schleppers ,,M 103“ der Königl. Kanalbaudirektion Essen sind für einige besonders zuverlässige Fälle punktweise in den

3000/160r

2800 -m -

Modellstandversuch für den 150 JPS-Schlepper „M 103“.

Modellmaßstab Vio-

2600-120-22

ZWO -100-20

zooo-

Ml

irJi

Ss

^ pr°i

Daten der Schraube:

1800 -

1600-

^ WPS % n. S/w PS Hk

= 1400 mm

D — Durchmesser H = Steigung. .

Aï- = Flächenverhältnis. . . — 53%

= 900/1300

Anzahl der Flügel

180

185

190

195

ns = Tourenzahl pro Minute

200    205    210

215    220    225    230    235    200

Abb. 16.

Diagrammen Abb. 15 dimensionslos, d. h. als Funktion der Tourenkonstanten

sowie der Leistungs-

Z

n tD Form der Trossenzugkonstanten c/ =

JPS

konstanten (V = jTjJs

graphisch aufgetragen. In dem letzteren Diagramm sind außerdem die damit analogen Werte für die Propellerschubkonstante cL — sowie die Leistungskonstante c₂ =

WPS

n³ D⁵

, welche auf Grund der in Abb. 16

dargestellten Ergebnisse eines mit dem betreffenden Schleppermodel] und, dem zugehörigen Modellpropeller der ausgeführten Schiffsschraube vorgenommenen Bassinversuchs ermittelt wurden, verzeichnet. Wie daraus zu ersehen sind die WPS-Konstanten des Modellversuchs nur gleich etwa 80% der JPS-10% und einem Maschinen Wirkungsgrad ijm —

Grund von Versuchen mit Schlepper modelten in Fahrt ermittelten Sog von

WPS

= 0,85 gerechnet worden.

JPS

für die Größe der Sogziffer der Wert von t = —~

Bei den zahlenmäßigen Auswertungen der Versuchsdiagramme

= 0,04, d. h. ein

Sog von 4%.

Abb. 6 und 7 der systematischen Propellerserie „M“ ist durchweg mit einem auf

muß. Da ferner die Trossenzugkonstanten c/ —

Konstanten der Pfahlprobe, so daß hiernach unter Annahme der Gültigkeit des Ähnlichkeitsgesetzes die Schlußfolgerung gezogen werden kann, daß im vorliegenden

Fall m it einem Maschinen Wirkungsgrad rjm =

WPS

JPS

= c. 0,8 0 gerechnet werden

Werte der Propellerschubkonstanten cL =

7

—2~j)4 nur e^wa gleich 96% der

g

betragen, so ergibt sich hiermit

Während ersterer bei Schleppern, die, wie die vorliegenden, nur in einem beschränkten Geschwindigkeitsbereich arbeiten sollen, nach den Ergebnissen von Modellversuchen zu urteilen, keinen erheblichen Schwankungen unterworfen sind’ wird der letztere, nämlich der Mas chinenwirkungsgrad, abgesehen von der Art und Größe der Maschine, in erster Linie auch noch von der Tourenzahl abhängig sein, mit der die betreffende Leistung bei verschiedenen Füllungen abgegeben werden kann.

Tabelle 7.

Pfahlprobe des 150 JPS Schleppers „M 108“.

10

JPS

p. Sek.

Z/n² JPS/n3

ŸJL

n.D

Z/JPS

Zn

JPS

280

830

1 040

1 390

1 740

403.5

369.6 360,0

347.5

349.3

350.3

350.6

13,09    9,84

9,90

9,36

8,84

8,93

8,66

8,61

16,94

18,96

1,417 37,0 2,55 i 24,85 2,89    22,62

347,6

340,2

342,5

8,54

8,31

8,48

21,92

24,53

27,13

27,88

28,46

29,28

29,95

3,40

19,67

co ec co

o' G cc' cS co co co co

39,1

40,5

40,7

40,75

40,95

40,35

Um auch hierüber Aufschluß zu gewinnen, sind die in nachstehender Tabelle 7 Spalte !—3 verzeichneten Ergebnisse einer mit dem 150 JPS Schlepper ,,M I08‘ vorgenommenen Pfahlprobe weiter ausgewertet und die zugehörigen Diagramme in Abb. 17 zunächst als Funktion von ns , der Tourenzahl pro Minute, graphisch aufgetragen. Wie daraus zu ersehen, fallen die Werte von Z/n² mit Erhöhung der Tourenzahlen nur in geringem Grade ab und werden bei höheren Umdrehungen annähernd konstant, während der entsprechende Abfall der JPS/n³-Kurve ein bedeutend stärkerer ist und in keinem gleichen Verhältnis zu dem der Z/n²-Kurve steht, was nur der Verringerung des Maschinenwirkungsgrades bei niedrigeren Touren zugeschrieben werden kann.

3200-160 W

Pfahlprcbe

_ für den 150 JPS-Schlepper „M 108“.

800-16-160

2800 HO-35

700-n-m

cP

2600-120'20

600-12-120

2000-100-25

Propeller-Daten :

D — Durchmesser — 1,70 m „    . Eintritt

H = Steig,,ngÄHtt

<■

1,220 m 1,530 m

Z = Trossenzug in kg iis = Tourenzahl pr.Min. n = Tourenzahl pr. Sek. JPS = indiz. Pferdestärk.

500-10-100

600- 8- 80

1600-80-20

1200- 60-15

^ — Flächenverhältnis - 0,66 z = Anzahl der Flügel = 4

300- 6- 60

j Z inkg \ JPS %

I!

Maschinen

200- 6 - 60

\ II

BßihaJhA

Bei_vol]er

80

ns - Tourenzahl pro Minute

100    120 no 160    180    200    220    260

Abb. 17.

Versuchstechnisch ist die Schubkonstante eines Modelipropellers bei allen Touren in Stand

Ci =

c₂ =

n² D² H² ’

die Mom entenkonstante n² D² H³ ’ mithin der Wert von

= d D² H² ;

und der von

WPS 2n e„ D² H3 n³ ”

75

schließlich der Wert von

JPS WPS _ 2 7r c₂ D² H³ jl n³ “ rjm n³ “

75

Vm '

und die Beziehung

7.

JPS_ Sn _ 75 cx D² H2 n³ “ JPS “ 2 Tr c₂ D² H3 also bei gleich groß angenommenem Maschinen Wirkungsgrad konstant, d. h.

= C.

Sn

JPS

Da man nun, nach den Ergebnissen von Modellversuchen zu urteilen, die weitere Annahme machen kann, daß mit Erhöhung der Tourenzahl der Sog, welchen der Propeller auf den Schlepper ausübt, in gewissen Grenzen einen konstanten Bruchteil des jedesmaligen Propellerschubes S ausmacht, so müßte bei

(Z = nutzbarer

Zn

JPS

konstantem Maschinenwirkungsgrad auch die Beziehung

Trossenzug in kg) bei allen Touren gleich groß sein. In Wirklichkeit ist dies, wie aus der betreffenden Kurve Abb. 1 7 zu ersehen, bei dem untersuchten Schlepper

Zn

erfahren mit Verringerung

der Tourenzahlen einen gesetzmäßigen Abfall, welcher durch die Verringerung des Maschinen Wirkungsgrades unter diesen Verhältnissen begründet erscheint und gleichzeitig einen relativen Maßstab für denselben bei verschiedenen Touren liefert.

-Kurve läßt sich nun entnehmen, daß

in den Grenzen von 76—108% der normalen Touren, wie sie bei den Kanalversuchen des Dampfers „Friedefürst“ Vorlagen, der M a -schin en Wirkungsgrad tatsächlich als praktisch konstant angenommen werden darf.

Eine weitere Auswertung der Pfahlproben des Schleppers „M 108“ ist in der betreffenden Tabelle 7 gemäß früheren Ausführungen durch Errechnung der

\fy~

Durchmesserbelastungsgrade    sowie der Tourenzahlkonstanten Cn — n D

vorgenommen, letztere sind in Abb. 18 ebenso wie die zugehörigen Werte von Z/JPS als Funktion der ersteren punktweise eingetragen worden. Wie daraus zu ersehen, liegen die Werte der Tourenzahlkonstanten annähernd auf einer von Null ausgehenden geraden Linie, während die von Z/JPS nicht wie die betreffenden versuchstechnisch ermittelten Werte von S/WPS bei Modellpropellern den sonst

,,M 108“ nicht der Fall, sondern die Werte von

Aus dem Verlauf der charakteristischen

JPS

JPS

charakteristischen Verlauf einer gleichseitigen Hyperbel (s. Abschnitt N dieses Vortrages) aufweisen, sondern bei niedrigeren Belastungsgraden, entsprechend den kleineren Tourenzahlen und schlechteren Maschinenwirkungsgraden, einen gewissen gesetzmäßig zunehmenden Abfall zeigen. Würde der Maschinenwirkungsgrad bei allen Touren gleich groß und zwar gleich dem bei Volleistung gewesen sein, so hätte sich, aus den Modellversuchen zu schließen, die punktiert eingezeichnete Kurve der Werte von Z/JPS bei der Pfahlprobe ergeben müssen. Aus dem

V5r 9

V0- 8

Auswertung der Pfahlprobe des 150 JPS-Schleppers „M 108“.

35- 7

Ys

Z — Trossenzug in kg n = Tourenzahl pro Sek. JPS = indizierte Pferdekräfte

to

Propeller-Daten :

D = Durchmesser . ~ 1,70 m Eintritt _ 1,220 Austrittt ~ 1,530 Flächenverhältn. = 0,66 z = Anzahl d. Flügel — 4

H = Steigung AiL _

—- ^ Z/JPS 8

-— ^Cn-nD in,

__^

/x

%$b

12

16

„ =Mas 'hinenwirkungsgraa hü in %

20

ZV

I?

IS

Ml

28

32

36

VO

VV

vs

52

Abb. 18.

Unterschied zwischen den beiden Z/JPS-Kurven kann nun gleichfalls der relative Maßstab für den Abfall des Maschinenwirkungsgrades gewonnen werden und letzterer selbst, wie dies durch die J^m-Kurve in Abb. 18 unter Annahme von 82% Wirkungsgrad bei Volleistung geschehen ist, für alle Tourenzahlen ermittelt werden.

J. Dimensionierung der zweckmäßigsten Propeller für den Fall, daß eine bestimmte Maschine bereits vorgesehen ist.

Die Aufgabe zur Bestimmung der zweckmäßigsten Propellerdimensionen für einen vorliegenden Fall tritt bei Schleppern an den Konstrukteur oft in einer anderen Form heran, als sie bei den Auswertungen der Diagramme Abb. 6 und 7

im Abschnitt E erörtert wurde, insofern als für die verlangte Geschwindigkeit meistens der erreichbare Propellerschub bzw. Trossenzug noch unbekannt ist, dagegen aber der Wunsch besteht, ein bestimmtes Maschinenmodell zu verwenden,

Vp

70

60

n—

80 Ą

OS

00

70

09

50

00—\

\30

30

^1

SI

'S

C/3-    5

V*7|

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I-

'S

S-

*rs

A-

cs

«O

Cp

*c>

«O

P*v£a4/ç=-^1*3    -t-

§/

'§#4/3; Û

20

éi

22

\1

C*\

èÇ|

0,849

0,872

CO

,, . \ \

M \ \ \

HH

mL

îMv\

ïi

r>

0,83-1

0,872

02

Vf

•Iv

CO

0,819

0,872

CO

CO__

18

4\W\-\|\ a■ • \\\\\\\ \- \

-# ' '

Wi

\>\

cx>

Propeller-Daten.

Os

rH

CS1

0,803

0,872

CO

16

0,787

0,872

CO

0,771

0,755

0,872

0,872

co —

co

10

12

Abb. 19.

łj

/.

4

iy,

co

0,739

0,872

co

THH \ w\K\ \^\

l\Vą\

\\\\\7k/y//

^iK^x

\\

71

0,722

0,872

co

10

0 6 8 Cnm =n\/y^s - Touren-Momcntgrad

te

X:

welches seine volle Leistung bei einer bestimmten Tourenzahl abgeben kann, so daß nur noch die Frage zu entscheiden bleibt, mit welchem Propeller es unter diesen Umständen möglich sein wird, den besten Wirkungsgrad und demzufolge auch den größten Trossenzug zu erzielen.

Um auch für diese Verhältnisse die erforderlichen Unterlagen zu liefern, ist in den Diagrammen Abb. 19 eine weitere (andere) Auswertung der Versuchsergebnisse der Propellerserie ,,M“ nach folgender Methode vorgenommen worden.

Bei gegebener Maschinenstärke an abgebremsten Wellenpferden WPS und gegebenen Touren ns pro Minute hegt auch das für den Propeller zur Verfügung-stehende Drehmoment fest und beträgt unter Vernachlässigung der erforderlichen Reibungsarbeit für die Wellenleitung

.60.

WPS . 75

2 n ns

Nach Früherem läßt sich das Drehmoment eines bestimmten Propellermodells von festgesetzten Konstruktions Verhältnissen, aber beliebigen absoluten Dimensionen für einen bestimmten nominellen Slip sn durch die Beziehung aus-drücken :

M = C‘2 n² D² H³,

wobei c₂ eine Konstante bedeutet, die dem betreffenden Propellermodell eigentümlich und nur abhängig vom Slip ist.

(k = Steigungsverhältnis) ./.M = c₂ n² k³ D⁵;

H =k . D;

Sn =

n H-V,

Ve

V₍

nH

V,

n k (1 -sn) ’

7. M =

c-2 Vefi

n³ k² (1 -sn⁵)

c₂

n³

k² ! 1 -S,,⁵

Ve⁵

Diese Beziehungsgleichung besagt, daß ein bestimmtes Propellermodell, das auf der Probefahrt bei der Fortschrittsgeschwindigkeit Ve in m/sec gleich der Schiffsgeschwindigkeit unter Berücksichtigung des Nachstroms, das Drehmoment M bei der bestimmten Tourenzahl n pro Sekunde auf zehren soll, mit einem ganz bestimmten Slip sn arbeiten muß, durch welchen, wie in folgendem weiter ausgeführt worden ist, die erforderlichen absoluten Dimensionen der dem betreffenden Modell genau ähnlichen Schraube sowie gleichzeitig auch der Wirkungsgrad der letzteren eindeutig festgelegt werden.

graphisch auf, so läßt sich für einen bestimmten Wert des letzteren, d. h. gegebenes Drehmoment, gegebene Touren und Geschwindigkeit aus dem Verlauf der HV -Kurven sowohl die absolute Größe des erreichbaren günstigsten Wirkungsgrades als auch das diesem zugeordnete Steigungsverhältnis H/D ohne weiteres entnehmen

und aus dem entsprechenden Slipgrad Ck —    der Propellerdurchmesser zu

V e

= kD bestimmen.

D -Cs .

Trägt man daher die Resultate einer Serie gesetzmäßig voneinander abgeleiteter Modellpropeller, d. h. die Wirkungsgrade iyp und die den nominellen

Slips entsprechenden Slipgrade C₈ —

nD

Ve

als Funktion von

n³

c₂

k (1—Sn)

oder, wie dies der größeren Klarheit wegen bei den

Ve⁵ k- O-SnV’

Propellern der Serie ,,M“ in den Diagrammen Abb. 19 geschehen ist, als Funktion des sogenannten Tourenmomentgrades

C,

im —

» 1/ M ; I___

\ Veö \ k'^ ( 1 —sn)³

C₂

, wie aus diesem die Steigung zu H

Zahlenbeispiel: Für den betreffenden Einschraubenschlepper von 5 km/Std. Schleppgeschwindigkeit soll eine Maschine vorgesehen sein, welche ihre volle Leistung von JPS — I20 indizierten Pferdestärken mit ns =180 Touren pro Minute abgeben kann.

Verlangt seien die zweckmäßigsten Propellerdimensionen sowie deren Wirkungs- und Gütegrad durch Auswertung der Diagramme Abb. 19 der Ver" Suchsergebnisse der Propellerserie ,,M“.

Unter Annahme eines Maschinenwirkungsgrades tjm — 0,85 stehen in diesem

Falle

WPS = JPS . v = 120 . 0,85 = 102

abgebremste Wellenpferdestärken zur Verfügung. ■ Mithin beträgt unter Vernachlässigung der Lauf- und Drucklagerreibung der Wellenleitung bei ns = 180 Touren pro Minute = n — 3 Touren pro Sekunde das Drehmoment

WPS . 75

102.75

= 406 mkg.

sodaß für V₈ = 5 km/Std. Schleppgeschwindigkeit oder einer Zuflußgeschwindigkeit des Wassers in den hinter dem Fahrzeug arbeitenden Propeller von Ve = 1,180 m/sec (entsprechend einer Nachstrom Ziffer von w =0,15) ein Touren-momentgrad von

vor liegt.

Für diesen Wert von Cum bestimmen die Diagramme Abb. I9 den günstigsten reinen Propellerwirkungsgrad «y = 0,291 für das Steigungsverhältnis von H/D = 0,7 und einen diesem letzteren zugeordneten Slipgrad

= 4,295.

Cnm

H.ii M

Ve⁵ “

₃f:

406

1,180«

= 16,85

_ nD Ve

Hieraus läßt sich der erforderliche Propellerdurchmesser zu

Ve

1,180

= 4,295 • s

= 1,689 m

und die Steigung zu

H = k D = 0,70 . 1,689 = 1,183 m

berechnen.

1 )ie Propellerschubpferdestärken betragen

SPS = WPS . rjp = 102.0,291 = 29,7 und der effektive von der Schraube erzeugte Schub

= 1889 kg.

SPS . 75    29,775

Ve

1,180

Letzterer ist nach früheren Ausführungen gleich der Summe aus dem nutzbaren Trossenzug Z und dem Schleppeigenwiderstand W, vermehrt um den Propellersog :

./. Z = S (I — t) — W;

Sogziffer t wieder mit 0,10 und Schleppereigenwiderstand W mit 40 kg eingesetzt, ergibt Z = 1889 . 0,9 — 40 = I660 kg. Somit ergibt sich der Schleppgütegrad schließlich zu

Z/JPS =

1660

120

= 13,83 kg/PS.

Nimmt man eine gleiche Auswertung der Diagramme Abb. 19 für die anderen darin eingetragenen Steigungsverhältnisse von H/D =0,6 — 1,4 vor, so ergeben sich die in Tabelle 8 aufgeführten Werte.

Wie daraus zu ersehen, ist unter den gegebenen Verhältnissen, d. h. bei ge -geben er Maschinenleistung und bestimmten Touren mit Verkleinerung des Propellerdurchmessers unterhalb D = 1,69 m ein immer stärker werdender Abfall des Propellerwirkungsgrades tj und demzufolge auch ein solcher des Schleppgütegrades Z/JPS verbunden, so daß umgekehrt bis zu

Sch

Tabelle 8.

Einschrauben Schlepper. Rechnungsergebnisse für JPS — 120 indizierte Pferdestärken mit ns = 180 Touren/Minute bei Vs = 5 km/Std. Schleppgeschwindigkeit.

H/D

*p

in m

Z + W    Z

in kg    in kg

Z/JPS in kg/PS

0,6

'ooovjo'at^uic

0,7

0,8

0,9

1,0

1,1

1,2

1,3

1,4

1,80

1,69

1,60

1,53

1,47

1,41

1,36

1,31

1,26

I 681

1 641

1 700 I 669 1 628 1 575 1 517 1 464

1 660 1 629 1 588

1 535

1 467 1 424

13,68

13,83

13,58

13,24

12,79

12,22

11,87

I 411

1 371

11,43

I 348

1 308

10,90

einer gewissen Grenze die Verhältnisse um so günstiger Av erden, je größer die gewählten Durchmesser sind. Über D = j ,69 m hinaus findet jedoch keine weitere Verbesserung des Gütegrades, sondern im Gegenteil wieder eine Verschlechterung desselben statt.

Wenn also die betreffende Aufgabe wie im vorliegenden Fall in der Weise gestellt ist, daß eine bestimmte Maschine, die ihre volle Leistung #mit einer bestimmten Tourenzahl abgibt, bereits in ihren Konstruktionsverhältnissen festliegt und derjenige Propeller ermittelt werden soll, welcher unter diesen Umständen bei der verlangten Schleppgeschwindigkeit den besten Wirkungsgrad verspricht, so ergibt sich hierfür ein ganz besti mmter Durchmesser und ein diesem zugeordnetes bestimmtes Steigungsverhältnis. Läßt sich der betreffende günstigste Propellerdurchmesser aus Tiefgangsrücksichten nicht unterbringen, und ist man demzufolge genötigt, einen kleineren (beschränkten) zu wählen, so kann eine volle Ausnutzung der Maschinenleistung bei den gegebenen Touren nur durch ein höheres Steigungsverhältnis erreicht werden, wobei jedoch, nach den in Tabelle 8 aufgeführten Rechnungsergebnissen zu urteilen, ein schlechterer Wirkungsgrad und Schleppgütegrad mit in Kauf genommen werden muß.

Bei den obigen Untersuchungen ist zunächst die Annahme gemacht worden, daß auch bei einer Dampfmaschine das zur Verfügung stehende Drehmoment konstant bleibt, was genau genommen aber nur dann zutreffen wird, wenn bei

gleichem Dampfdruck immer ein und dieselbe Zylinderfüllung vorliegt. Da man cs jedoch bei Dampfmaschinen im allgemeinen, besonders aber bei solchen, die für den Schleppbetrieb verwandt werden, meistens in der Hand hat, d u r c h

55

[TTTTyTTTTyTTTT|TTTTTTTTTTTTTn

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Abb. 20.

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0,849

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CO

0,872

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OJ

0,819

0,872

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Propeller-Daten.

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0,803

0,872

CO

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0,872

CO

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0,771

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CO

0,755

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CO

CN

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0,739

0,872

CO

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0,722

CO

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o'e___Oj!_ J1jî si

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Einstellung anderer Füllungsgrade in gewissen Grenzen verschieden große Drehmomente zu erzeugen, so läßt sich mit diesen selbst bei an sich unrichtig dimensionierten Propellern in den meisten Fällen wenigstens eine Anpassung des Drehmomentes der Maschine an das der Schraube in der Weise erreichen, daß die volle Maschinenleistung abgegeben werden kann.

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

Es ist nämlich eine bekannte, auf Probefahrten oft beobachtete Erscheinung, daß bei Motorschleppern der verlangte Trossenzug bzw. die gewünschte Schlepp-geschwindigkeit vielfach deswegen nicht erreicht wird, weil die Maschine infolge eines in Durchmesser und Steigung zu groß bemessenen Propellers nicht auf diejenigen Touren kommen kann, bei welcher sie ihre volle Konstruktionsleistung abzugeben imstande sein würde. Ist anderseits der Propeller zu klein dimensioniert, so wird die Konstruktionstourenzahl leicht bis zu einem gewissen Grade überschritten, die Schraube aber unter diesen Verhältnissen mit einem übermäßig hohen Slip und schlechteren Wirkungsgrad arbeiten und daher ebenfalls nicht die sonst mit richtig gewählten Propellern erreichbare Schleppleistung erzielen können. In beiden Fällen dürfte es erstrebenswert sein, eine Abänderung in den Schraubendimensionen dahin zu treffen, daß die volle Motorleistung bei der verlangten Geschwindigkeit gerade mit der Konstruktionstourenzahl der Maschine abgegeben wird. Uni hierfür die erforderlichen Unterlagen zu erhalten, ist eine weitere Auswertung der systematischen Propellerversuchsresultate Serie ,,M“ nach der in folgendem erörterten Methode und in der durch die Diagramme Abb. 20 dargestellten Weise vorgenommen worden.

K. Anpassung des Propellerdrehmoments an das des Votors durch

Steigungsänderung.

} ein ganz bestimmter Wirkungsgrad und eine ganz bestimmte Mo-

Wie bereits früher mehrfach erwähnt, entspricht bei einem bestimmten vorliegenden Propellermodell einem bestimmten nominellen Slip sn und Slipgrad nD

Ve m entenkonstante

c₂ =

n² D² IP*

H — k D;

k — Steigungsverhältnis ;

k³ n² D⁵ ’

n“ kD(1 -sn);

MJ:² D²0 - Sn)² _ M (1 - S n)².

k» D⁵ Ve²

kD³Ve² ’

k c₂

D³Ve²~ (1 sn)² '

Diese Gleichung besagt, daß bei vorliegendem Maschinendrehmoment M, wie es z. B. bei einem Motor, welcher seine volle Leistung an abgebremsten Wellen -pferden WPS bei der Konstruktionstourenzahl ns pro Minute abgeben kann, durch

• 60 festliegt, ein bestimmtes Propellermodell vom

die Beziehung M =

WPS 75

2 n n₈

Durchmesser D und Steigungs Verhältnis H/D = k bei der Fahrtgeschwindigkeit Ve in m/sec (unter Berücksichtigung des Nachstroms) nur auf einem bestimmten

zu bringen ist, und die Maschine selbst V e

nominellen Slip sn und Slipgrad C₈

n D

demzufolge auch nur auf die ganz bestimmte Tourenzahl ns — C₈ • -jy • 60

pro Minute kommen kann, gleichgültig, ob bei dieser ihre volle Leistung bereits erreicht wird oder nicht.

Trägt man daher die Resultate systematischer Propeller versuche, d. h. die n D

und zugehörigen Wirkungsgrade als Funktion von

Slipgrade C₈

D³ Ve²

oder, wie es in den Diagrammen Abb. 20 der größeren Klarheit wegen geschehen

Ve

ist, für die verschiedenen Steigungsverhältnisse H/D = 0,6—1,4 als Funktion des sogenannten Durclimessermomentgrades

k c²

ÿ JL = Û.__

y Ve» y (1 — s„)2

graphisch auf, so kann man an Hand derselben die Frage beantworten, ob der gewählte Propeller mit dem vorgeschriebenen Motor bei der verlangten Schlepp-geschwindigkeit überhaupt auf die Konstruktionstouren der Maschinen zu bringen sein wird.

Für die Durchrechnung eines Zahlenbeispiels soll sinngemäß auf den im vorigen Abschnitt J untersuchten Fall unter Einhaltung sonst gleicher Konstruktionsbedingungen zurückgegriffen werden, in welchem eine bestimmte Maschinenstärke, d. h. hierbei Motorleistung, an abgebremsten Wellenpferden WPS = 102 festgelegt ist, mit dem Unterschied, daß diese mit einer Tourenzahl von ns = 240 statt wie dort 180/Min. abgegeben werden kann. Es sei ein Propeller nach Modell Nr. 7 mit dem Steigungsverhältnis k = H/D — 1,2 von D = 1,25 m Durchmesser gewählt und an Hand der Diagramme Abb. 20 eine Auswertung der Versuchsergebnisse für Vs = 5 km/Std. Schleppgeschwindigkeit vorzunehmen.

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

102.75

60 = 305 mkg'.

.60 =

WPS. 75 2 n ns

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

_M _ J_ Ve² '1,25'

CO

1,180²

= 4,82

vor.

Hierfür bestimmen die Diagramme Abb. 20 einen dem Steigungsverhältnis H/D = 1,2 zugeordneten Slipgrad

es =    = 3,36

und einen entsprechenden Propellerwirkungsgrad ijp — 0,255. Der Motor wird daher nur auf

n — Cs .

V,

D =3,36.

1,180

= 3,17

1,25

Touren pro Sekunde = 190 Touren pro Minute kommen und hierbei nicht seine volle Leistung von WPS = 102, sondern, bei konstant angenommenem Dreh-

moment, etwa nur WPS •

©: o

190

= 81 abgebremste Wellenpferdestärken

abgeben können, so daß bei dem für diese Verhältnisse oben ermittelten reinen Propellerwirkungsgrad von ijp, SPS = WPS . rjp — 81 . 0,255 = 20,7 effektive Propellerschubpferdestärken und ein nutzbarer Schraubenschub von

= 102 •

240

s = SPS₁75 ₌ 202_75₌₁3,4kg

erzeugt werden.

Letzterer ist nach früheren Ausführungen wieder gleich der Summe aus dem nutzbaren Trossenzug Z und dem Schleppereigenwiderstand W, vermehrt den Propellersog :    •

um

Q_Z±W. ^ ^_ >

J.Z = S (1 — t) — W;

Scgziffer t mit 0,10 und Schleppereigenwiderstand W mit 40 kg eingesetzt, ergibt: Z - 1314 . 0,9 — 40 = 1142 kg.

Somit ergibt sich der Schleppgütegrad schließlich zu

Z 1142    .. /ro

WPS

■jü =14,1 kg/PS.

Damit dieser mit dem im Abschnitt J für den Dampfschlepper von JPS = I20 indizierten Pferdestärken ermittelten in Vergleich gesetzt werden darf, muß das Resultat nicht auf die abgebremsten Wellenpferdestärken WPS, sondern unter Annahme desselben (nominellen) Maschinen Wirkungsgrades rjm = 0,85 wie bei der Dampfmaschine auf die indizierten JPS bezogen werden, wobei sich ein (nomineller) Gütegrad für den Motorschlepper von

Z/',PS - WPS

■Vm= 14,1 -0,85 =11,99 kg/PS

sprechend JPS₀ =

ym

2

in welchem Falle der Gütegrad eigentlich nur noch    = -jTjo

= I20 (nominell) indizierten in Beziehung setzt,

ergeben würde. Dieses an sich bereits ungünstige Ergebnis tritt als solches noch mehr in die Erscheinung, wenn man den erzeugten Trossenzug Z mit der zur Verfügung stehenden, bei Wahl des betreffenden Propellers aber nicht ausnutzbaren Volleistung des Motors von WPS = 102 abgebremsten Wellenpferdestärken ent-WPS 102

0,85

1140

= 9,5 beträgt.

4- 1,25

= 4,23 arbeiten, wofür die Diagramme Abb. 20 ein Steigungs-

C₈ =

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

Unter diesen Verhältnissen können daher SPS = WPS . Vv — 102

Verhältnis H/D = 0,95 und einen diesem zugeordneten Wirkungsgrad = 0,250 bestimmen.

. 0,250 = 25,5 effektive Propellerschubpferdestärken und ein nutzbarer Schrauben -schub von

SPS • 75 _ 25,5-75

V. “ 1,180    g

erzielt werden, so daß sich bei sonst gleichen Annahmen wie oben ein nutzbarer Trossenzug Z = S (1 —t) —W = 1620 . 0,9 — 40 = 1420 kg und ein Schlepp-

gütegrad Z/WPS —

1420

102

= 13,90 kg/PS, bezogen auf die abgebremste Wellenpferde-

stärke und ein solcher von

JPS₀

- WPS • V = ¹³>⁹ • °’⁸⁵ - ¹¹ >8 kS/pS

mit Bezug auf die indizierte ergeben würde.

Aus diesen Untersuchungen geht bereits zur Genüge hervor, wie wichtig es ist, bei Motorschleppern, deren Maschinen nicht in gleicher Weise wie bei Dampfmaschinen mit variablen Füllungen und verschiedenen Drehmomenten arbeiten können, das Drehmoment des Propellers durch richtige Wahl der Steigung dem des Motors anzupassen. Eine Nachprüfung dieser Verhältnisse dürfte besonders für den besonderen Fall angebracht erscheinen, wo es sich darum handelt, mit ein und derselben Schraube nicht nur bei einer bestimmten Konstruktionsgeschwindigkeit günstige Gütegrade zu erzielen, sondern außerdem bei verschiedenen Schlepp -geschwindigkeiten und schließlich auch noch in der Periode der Anfahrt, während der Lastzug erst auf eine bestimmte Schleppgeschwindigkeit gebracht werden soll, mit möglichst gutem Wirkungsgrad unter Vollausnutzung der zur Verfügung stehenden Maschinenleistung zu arbeiten. Wie in folgendem nachgewiesen werden wird, läßt sich dies eigentlich nur durch Wahl eines Propellers mit steue-r baren Flügeln erreichen.

Stellt man die Forderung, daß unter Einhaltung aller übrigen Konstruktionsbedingungen der obige mit einer festflügligen Schraube nach Modell Nr. 7 von H/D = 1,2 Steigungsverhältnis und D = 1,25 m Durchmesser ausgerüstete Motorschlepper, für den ein Motor von WPS = 102 abgebremsten Wellenpferdestärken oder JPS₀ = 120 (nominell) indizierten bei ng = 240 Konstruktionstouren pro Minute vorgesehen ist, nicht nur, wie vorhin verlangt, bei der Schleppgeschwindigkeit von Vs = 5 km/Std., sondern auch noch bei der kleineren Geschwindigkeit von Vg = 4, sowie bei den größeren von 6, 7 und 8 km/Std. arbeiten soll, so ergeben sich unter Annahme eines mit dem Quadrat der Geschwindigkeit an wachsenden Schleppeigenwiderstandes W' auf Grund der Diagramme Abb. 20 die in

Tabelle 9 zusammengestellten Daten über die unter diesen verschiedenen Verhältnissen erreichbaren Touren, Trossenzüge und Gütegrade Z/JPS, wrobei letztere auf die jedesmalige wirklich verbrauchte Maschinenleistung JPS (Spalte 7) an (nominellen) indizierten Pferdestärken bezogen worden sind. Paßt man dagegen die betreffende Schraube von D = 1,25 m Durchmesser durch Steigungsänderung

Tabelle 9.

Ei n schraubenschlepper Modell Nr. 386. Rechnungsergebnisse für Motor von WPS = 102 abgebremsten Wellenpferdestärken entsprechend JPSÖ = 120 (nominell) indizierten mit ns — 240 Touren/Min. bei Konstruktionsleistung für verschiedene Schleppgeschwindigkeiten mit Propeller Modell Nr. 7 von D = 1,25 m Durchmesser.

km/Std.

⁽ 'dm

c.

ns

p. Min.

kg

JPS Z/JPS

CM CO    m

-T l-C © O CC

4,10    185

3,36

2,88

2,54

2,27

190

196

201

206

I 055    103    ! 10,24

Tabelle 10.

Ein sch rauben Schlepper Modell Nr. 38 6. Rechnungsergebnisse für Motor von WPS — 102 abgebremsten Wellenpferdestärken entsprechend JPS₀ = 120 (nominell) indizierten mit ns = 240 Touren/Min. bei verschiedenen Schleppgeschwindigkeiten und Wahl von Propellern mit D = 1,25 m Durchmessern und für die jedesmalige Geschwindigkeit zweckmäßigsten Steigungen.

Vs

km/Std.

ilm

H/D

kg

JPS

Z/JPS

5,60

CM CC -rr lO

CO -4-    rn

4,80

4,27

3,86

3,52

5,28

4,23

3,52

3,02

2,65

—    o    ©    p

©    ©    ©    sD    ©

CO    O    CC    Ui    oc

0,205

0,250

0,288

0,326

0,363

1 474 I 418 1 342 1 282 I 238

den jedesmaligen Schleppgeschwindigkeiten in der Weise an. daß der Motor stets auf seine Konstruktionstouren kommen und daher auch seine volle Leistung abgeben kann, so lassen sich die in Tabelle 10 aufgeführten Verhältnisse erreichen. Wie aus einem Vergleich entsprechender Werte der Tabellen 9 und 10 zu ersehen ist, sind die Unterschiede besonders bei den ganz niedrigen Schlepp -geschwindigkeiten in den erzielbaren absoluten Trossenzügen Z (Spalte 6) bis zu 25% größer, so daß damit die Überlegenheit der Schraube mit steuerbaren Flügeln einer festflügligen gegenüber genügend im Prinzip gekennzeichnet sein dürfte.

L. Untersuchungen über den Propellerwirkungsgrad bei freifahrenden, d. h. nicht durch Trossenzüge belasteten Schleppern.

Während sich für die hohen Belastungsgrade, mit denen die in obigem untersuchten Schlepper bei den verhältnismäßig großen Trossenzügen und kleinen Schleppgeschwindigkeiten zu arbeiten bestimmt waren, durchweg die Schrauben mit kleineren SteigungsVerhältnissen als die günstigeren herausgestellt hatten, ist für die freifahrenden, d. h. nicht durch Trossenzüge belasteten Fahrzeuge, wie bereits im Abschnitt E erwähnt, das Gegenteil zu erwarten. Der experimentelle

Tabelle 11.

Ein schrauben Schlepper Modell Nr. 386 mit flachem Heck, freifahrend ohne Trossenzug bei verschiedenen Geschwindigkeiten mit Schrauben von verschiedenen Steigungsverhältnissen.

to

Prop.

ns

Nr.

km

p. Min.

WPS

>7

Bemerkungen

90

6,09

1,2

10

103,9

9,46

57,60

60,10

Konstr. Bedingung

11

117,1

14,20

61,50

9_    114,5

0,9    10    130,5

7,60

11,35

44,80

50,00

Konstr. Bedingung

11

146,9

16,70

52,80

162,1

10,50

33,00

0,6 ; io

182,9    15,25

36,25

Konstr. Bedingung

11

205,3

22,50

38,50

Nachweis hierfür kann durch die Ergebnisse von Bassin versuchen erbracht werden, welche mit dem Schleppermodell Nr. 386 (s. Abb. 8) und den Modellschrauben Nr. 7, 8 und 9 von H/D = 1,2—0,9 und 0,6 Steigungsverhältnissen bei verschiedenen Geschwindigkeiten bis zu Vs — 12 km/Std. ausgeführt wurden, erbracht werden. Die Diagramme der Versuchsresultate sind in Abb. 21 —23 graphisch aufgetragen

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0,8

0,7

Nr. 7,

19,0 m

Fahrtversuch :

Schraube

Schiffsmodell mit

ohne Trossenzug.

Daten des Schiffes: Nr- 386.

21,05

lO

93,5 cbm

118,795 qm

7.36

li il II II II II II II II

Länge zw. PP

in der Wasserlinie .

L wi-

Mil

Freite

Tv — Tiefgang ohne Kiel am VP.

III’.

im Mittel

Deplacement auf Spanten .

il II H

Mil

8\

S*

F benetzte Oberfläche

7\

= eingetaucht.Hauptsp.-Areal

0,604

0,560 S = 0,927 </>

Daten des Propellers: Nr. 7.

. = 1350 mm . = 270 „

. = 1620 „

. = 1,431 m²

Abb. 21.

Anzahl..............

D = äußerer Durchmesser . . d = Nabendurchmesser . . .

H = Steigung.........

A = Ü-A = Diskareal.....

4

Aa = abgewickeltes Flügelareal . = 1,248 m2 AP = projiziertes Flügelareal . . . = 1,080 m2 z = Anzahl der Flügel

0,6

90

o,s

-vm - Modeilgcschivindigkeit in m/Sek

~U    5    6~

l'~ = jchiffagscckwi.idigkeit in km/Side

6\- 60

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Sd/H Pun SdJ

und die zahlenmäßigen Werte derselben in Tabelle 1 I für die Freifahrtsgeschwindigkeiten von Vs — 9, 10 und 11 km/Std. zusammengestellt.

von

Wie aus letzteren zu ersehen, ist für diesen Fall der Propeller Nr. 7 mit dem größten der untersuchten Steigungsverhältnisse H/D = 1,2 als der günstigste anzusprechen, da bei Wahl desselben

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Fahrtversuch :

Schiffsmodell mit Schraube Nr. 8, ohne Trossenzug.

Daten des Schiffes: Nr. 38fl.

19,0 m

21.05

in

■    1,50

93,5 cbm

118,795 qm

Il II II

Länge zw. PP

in der Wasserlinie .

Freite

Tiefgang ohne Kiel am vP. —

Il II li II II

HP.

im Mittel. . .

Il    II    H    'I    li    II

a    i    *    ►    -    s

DsP = Deplacement auf Spanten

F benetzte Oberfläche . .

6§, = eingetaucht.il auptsp.-Areal

0,604

0,620 8 = 0,927 <p

Daten des Propellers: Nr. 8.

1350 mm

uj

CM

121

1,431 m²

1.248 m²

1,150 m²

cc

0,7

Abb. 22.

Il II II II

Il II II II

Anzahl

äußerer Durchmesser . .

11

d = Nabendurchmesser

Steigung

D² 71

II

Aa = abgewickeltes Flügelareal .

Ap = projiziertes Flügelareal . . .

Anzahl der Flügel

s;

0,9    0,5    0,6

= Mod edges chwindigkeif in m/Sek

5    6

vrn

Vs - Schifisgescinvindigkeif in km/Side

I III lilii

Mill

I I II I I I I I

Mill

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nur WPS = 9,46 abgebremste Wellenpferdestärken für Vs Fahrtgeschwindigkeit erforderlich sind, während bei Anwendung der Schraube Nr. 8 mit H/T) = 0,9 auf eine Maschinenleistung von WPS — 11,35 und schließlich bei Propeller Nr. 9, mit dem kleinsten der untersuchten Steigungs-

10 km/Std.

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0,9

0,8

0,7

Abb. 23.

Fahrtversuch :

- Schiffsmodell mit Schraube Nr. 9,

ohne Trossenzug.

Daten des Schiffes: Nr.

10,0 in

21.0.)

id

1,50

93,5 cbm

tili) oft/‘811

7,36

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Länge zw. PP

in der Wasserlinie .

llll

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_ B wi — Breite

Tiefgang: ohne Kiel am VP.

HP.

im Mittel

- I)sp = Deplacement aut Spanten .

- F benetzte Oberfläche

-    — eingetaucht.Hauptsp.-Areal

0,604

— 0,620 (f = 0,927 <p

Daten des Propellers: Nr. 9.

1350 mm

o o —

Ol GO

1,431 m²

8fSl

ii ii ii ii u ii

— Anzahl

= äußerer Durchmesser . .

Nabendurchmesser

22

Steigung

fi

oh

_Aa = abgewickeltes Flügelareal .

- Ap = projiziertes Flügelareal . . . = 1,215 m²

CO

ii

Anzahl der Flügel

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Verhältnisse von H/D = 0,6 auf eine solche von WPS == 15,25 gerechnet werden muß. Wenn diese Unterschiede bei Freifahrt von 20 bzw. sogar 60% zuungunsten der kleineren Steigungsverhältnisse relativ genommen auch verhältnismäßig bedeutend größer sind, als die prozentuale Überlegenheit der betreffenden Schrauben in Schleppfahrt, so wird dieser Umstand bei einem Kompromiß zur Wahl der für beide Fälle geeignetsten Propelier doch nicht allzu schwer ins Gewicht fallen, da es hierbei in erster Linie auf die absoluten Werte an Leistungsund Brennstoffersparnis für den wohl meistens den größten Teil des beabsichtigten Verwendungszwecks ausmachenden Schleppbetrieb ankommen dürfte.

M. Untersuchungen über den Einfluß des Verhältnisses des projizierten

Flügelareals zur Diskfläche.

Da die weiteren Versuche über den Einfluß der Flügelfläche mit den in obigem behandelten Schlepper-Modellpropellern Serie ,,M“ infolge der Kriegsverhältnisse bisher noch nicht abgeschlossen werden konnten, so mögen zur Ergänzung des erörterten Themas Versuchsergebnisse über diese Frage von einer (anderen) Propellerserie ,,A“ gebracht werden, welche ebenfalls in der Königlichen Versuchsanstalt für Wasserbau und Schiffbau, Berlin untersucht worden ist. Wenn die 20 verschiedenen, systematisch voneinander abgeleiteten Modellpropeller dieser Serie an sich zwar auch nicht für die Schrauben

von Schleppern bestimmt waren, so sind die Resultate derselben doch für deren

#

Zwecke der Einheitlichkeit wegen in der gleichen Weise ausgewertet, wie es oben mit den Ergebnissen der Serie ,,M“ geschehen ist.

Die Abmessungen und Daten der betreffenden M o d e 11 p r o -p e 1 1 e r Serie A waren die folgenden :

Durchmesser D = 120 mm;

Nabendurchmesser d = 20 mm =    ;

Anzahl der Flügel z = 3.

Die Erzeugende der Flügeldruckseite war geradlinig und unter Vs nach hinten geneigt.

Das Flächenverhältnis Ap/A (projiziertes Flügelareal zur Diskfläche) betrug bei den fünf verschiedenen Gruppen mit verschiedenen Steigungsverhältnissen 25, 30, 40, 50 und 60%.

Ap = projiziertes Flügelareal aller 3 Flügel;

= Schraubendiskareal —    .

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CO

Versuchsserie A.

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— 5,22%. — Steigungsverhältnisse g rr 0,6; 0,8; 1,0; 1,2. — Flächenveyhältnisse — 0.25; 0,30; 0,40; 0,50; 0,60.

Anzahl der Flügel Z = 3.

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Prop. 42

= 1.0

0.61

II

Prop. 38

Prop. 34

Prop. 30

Prop. 65

1,0

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Abb. 24.

1.0

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Dickenverhältnis

5,22X25

Prop. 63 - ₆₀

5,22X30

Prop. 28    ₆₀

5,22X40

Prop. 32    ₆₀

Systematische Propellerversuche, Serie A.

5,22% .Dickenverhältnis.

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Abb. 25.

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Prop. 42

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Die Schraubensteigung war in jedem Falle konstant.

Unter der Steigung H ist durchwegs die mathematische der Propellerdruckseite zu verstehen. Die vier verschiedenen Steigungsverhältnisse H/D der fünf

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Propeller Nr.

in % 5,22

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Systematische Prooellerversuclie, Sene A.

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Abb. 26.

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verschiedenen Gruppen mit verschiedenen Flächen Verhältnissen betrugen 0,60, 0,80, 1,00 und 1,20.

Die Erzeugende der Propellerrückenseite war ebenfalls geradlinig.

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Systematiscne vropeuerversuche, Serie A.

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Das Dickenverhältnis (ideelle) Dicke des Flügelquerschnittes an der Propellerdrehachse.

Die Flügelform war in der Projektion unsymmetrisch und hatte den in der Abb. 24 dargestellten Umriß, der bei den verschiedenen SteigungsVerhältnissen

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genau kongruent und bei den verschiedenen Flächenverhältnissen in gleichem Verhältnis ähnlich eingehalten wurde.

Die Flügelquerschnitte waren auf ganzer Propellerlänge, besonders aber

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nach der Nabe zu auf der Druckseite vorn nach oben aufgeholt und hatten ihre größte Dicke nicht, wie gewöhnlich, auf halber Breite des Flügelblattes, sondern auf Vs der Breite von der eintretenden Kante ab gerechnet.

In der Zusammenstellung der Photos Abb. 25 sind die 20 verschiedenen

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0,6

0,60

0,643

5,22

3S oiiii ii.Steigung _ H Durchmesser — D Proj.Flügel-Ar. _AP ~~ A

Abgew.Flüg.-Ar. _ Aa ~~ A

Disk-Areal

Disk-Areal Dickenverliält.oi . n, a. d Achse j3 in /« Flügelzahl z ... .

oz

3h

,, 0,6

TTn , / ll

Wh

w

\n

Jul

//

5 j/r-

C& ’’îjTÿç ” Durchmesser - Be/astungsgrad

10

////

Modellpropeller gruppenweise nebeneinander bei gleichen Flächenverhältnissen und verschiedenen Steigungsverhältnissen und untereinander bei gleichen Steigungsverhältnissen und verschiedenen Flächenverhältnissen geordnet. Die Zahlen-bezeichnungen hinter den betreffenden Propellernummern bedeuten :

rr

S5

o/₀ ui pDjSsßuni/jiMja/pdojfj    --

-,

ri

"S

08

70

60

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<51 -i 1 II —I

ISO

160

65 j 66

0,323

5,22

0,302

5,22

061.

Ol

.0,8

%\

tO I £Q I

0.270 I 0,285

5,22

5,22

Systematische Propellerversuche, Serie A.

Gruppe mit 25 %    .    !

__—-—-rdf-

■ 0J.

sup,n

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M-

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LM

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120

1 ’rop<-1!<• r Nr. Abge w. Fliig.-A r.

Disk-Areal Dicken verhält. <h a. d. AcJ Flügelzahl z

100

Abb. 31.

66 '!

I 63

Propeller Nr.

I!

0,6 ! 0,8 ¹ 1,0 ¹ 1,2

0,25    0,25    0,25    0,25

08

Nomin. Stei g un g H Durchmesser    D

Projiz. Fltig-Ar. AP Disk-Areal    A

20    W    60

Cn = -ęr£- -]/Ś~- Touren - Belastungojrad

ff /

II

Uh

■»«3 g

Dickenverhältnis x Flächenverhältnis

Steigungsverhältnis

alle in Prozenten, z. B. beim ersten Propeller Nr. 63: 5.22 x 25

II i I i I i i j T i i i i

5?

60

% ui pvußiißurDjjiÄuaii'jdojfj -    —:---—

¹¹ l'àk

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TT

TT

TT

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pDjùai/g =^ = *0

ISO

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30 I 31

IS'O

5,22

160

„JA

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!    23    !    20

0,325 i 0,344 i 0,366

5.22    5.22 i 5,22

3 I 3 I 3

1W

in u/o

rad

siipi

Systematische Propellerversuche, Serie A. 1    Gruppe mit 30% “

'u

OA

--

Propeller Nr.

' in 0/0 Jf'

Sl'P

<V

c»*.

I 28 ! 29 I 30 I 31 II

AbgewiekJFlftg.-Ar. _ A« Diak,-Areal Dickenverhältn. <h a. d. Achse II Flügelzahl z

1,2

1,0

0,8

0,6

0,30

0,30

0,30

0,30

120

100

SO

60

Abb. 32.

.X

Propeller Kr.

JTY

il

/-/ /4-v

i /    /    /

NomiuellejSteigiing _ H Durchmesser ~ D J Yojiz-Flügel-Areal AP Disk-Areal

20

Cn - -rfe ■ 1/S= Touren - Be/astungsgrad

lÜÜi.

-a

(O

ài

d. i. 5,22% Dicken Verhältnis -jy ;

25% Flächen Verhältnis    ;

60% Steigungsverhältnis H/D.

o/₀ u/ pojßgßunyj^MJSHadoj,-] =

h % t "s-

\9

CS d

\80

70

\60

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I I l I I l ~\Q

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V/O

! 32 i 33 I 34 i 35

0,512

5,22

160

0,481

0,453

0,431

5,22

5,22

5,22

OH

rctà

Slips

-Ai

Propeller Nr.

Ab ge w.FI ii g.-Ar. _ Aa D su-Areal ~ A Dicken verhält. A .

a. d. Achse j) ¹¹¹ '° Flügelzahl z . . . . .

OZL

100

Abb 33.

Systematische Propellerversuche, Serie A.

Gruppe mit 40% -It.

■>r

K

' o/o

in

32 I 33 I 34 I 35 ii

0,40

/ / ÿ/

/ / K'*y

V    y    *    /

/ «fi

Propeller Nr.

0,8 i 1,0

0,40 I 0,40

80

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To

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a i

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Nom in. Ste gung H Durchmesser D Projiz. Flüg.-Ar. _ AP | Disk-Areal "X ⁰⁴⁰

c.o

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--

i i I I I II

J-L I I

20

Cn — -yj- ■ ]/S = Touren - Befastungsgrad

fl

Iii i/i i i

Die Versuchsmethode war die gleiche wie die bereits im Abschnitt C. beschriebene, mit dem Unterschied, daß zwecks Feststellung der Konstanten und Wirkungsgrade für verschiedene Slipverhältnisse nicht wie bei den Modellpropellern

% ut pDjßsfiunifj/Mjg/pc/ojrf ,, ^ Il

g?    S _^    g    ^

i i i ii i i i i 11 i i i i i I r i ii i i i i i'i r i r i i i i i rp i M i

_____z__-

"d

orrrr

180

I 36    37 I 38 [ 39

0,634

0,596

0,563

0,537

5,22

5,22

5,22

160

1U0

Jur

____ —I —vfTi#///

__

—    —xr"::'

«iß.

shpy

Propeller Nr.

Abgew. Fliig.-Areal _ A» j Disk-Areal ~ Dickenverhältnis    „

a. d. Achse “d¹¹¹ % | 5,22 Flügelzahl z

om

Systematische Propellerversuche, Serie A.

—I Gruppe mit 50%a^P-A

O/o

I 36 ] 37 1 38 I 39 II

1,2

1,0

0,8

0,6

0,50

0,50 ■

0,50

0,50

U. t j-u Lu.

100

Abb. 34.

80

09

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Xv:/ /    /

X%X ⁷

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Propeller Nr.

Nominell. Steigung _ H

~~5

Projiz, Flüg.-Areal _ AP Disk-Areal —

Durchmesser

C;l = jp- ■ l/S~ ⁼ Touren -Be/as1ungsgrao/

0/

/ 11 / / /

II /

11/

i! i

lin

der Serie „M“ bei gleicher Fahrtgeschwindigkeit verschiedene Touren, sondern umgekehrt gleiche Touren (durchweg 15/sec) bei verschiedenen F ah rtgeschwindigkeiten eingehalten wurden.

% ui pDjßsßunyji/ujdnadojfj = K .

^    ^ _S

sr.

80

02

60

50

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30

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II

TT

JT

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i _2L - ?9

0-v. J

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180

4—1.

40 I 41 :    42 ¹    43

0,756

0,711

0,673

0,643

5,22

160

5,22

5,22

OH

5,22

Ti,m

Tr

ÿr

raP

Propeller Nr.

*oj>

Systematische Propellerversuche, Serie A.

Gruppe mit 60%

V$~SÏ>P9

CćJi

Abgew.Flüg.-Ar. _ Aa Disk-Areal “ A Dickenverhält, <h .

p-m%

a. d. Achse Flügelzahl z

120

100

Abb. 35.

Ä.

dus

i4—-

I 40 I 41 I 42 I 43 II

1,2

0,60

1,0

0,60

0,60

08

's*

Propeller Nr.

Nomin. Steigung _ H i    [

Durchmesser “Dl’ I ’ Proji/.Fliig.-Ar. _ AP Disk-Areal “ A

0,60

J_i.

09

Of!

20

Yo

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tu

Cn - -jpg- ■ ]/S~ = Touren -Be/astungsgrad

ik

Ill L

Die Auswertungsdiagramme für die fünf einzelnen Gruppen von Propellern der Serie ,,A“ mit 25, 30, 40, 50 und 60% Ap/A-FlächenVerhältnissen bei den verschiedenen Steigungsverhältnissen von H/D = 0,6—0,8—1,0 und 1,2 werden

o/₀ u/ d/p ua//au/u/ou =    -/ = vs

S

Cs

Serie A.

Systematische Propellerversuche,

\80

Wo

\60

\50

Om

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TT

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'0

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4/ :    ./

i 63 I 64 I 65 I 66

0,323

0,302

0,285

0.270

5,22

CO —

15

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"À

Propeller Nr.

A\< f

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- “S B

£,«1-<1 Q

Flügelzahl z

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\ _\ \Vj

A Yv\ '

\ \ ^

\    \ SA

A,

I 63 I 64    ! 65 j 66 II

10

Abb. 36.

N.

Propeller Nr.

iO

O    e*

T-^    O

»P

g

-Jl

Durchmesser

0,25

ii

I g

Ph

Disk-Areal

2 3rw 0 6 = n-Vyç = Touren-Moment-Grad

Cnm

OTT

21 -

WH J0j' % w pru6 'b'unifjiMjaiiacIojrf L &lt.

ebenfalls wieder in Form der Wirkungsgrade tjv, der Slipgrade Cs — der nominellen Slips sn und zwar in Abb. 26—30 als Funktion der Durchmesser-

Ve

so wie

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S3

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I I ! ! I I r ri ! I I II I I I I I I i I I I i I I i ; ! I ! ! I i i I I i i I I I i II I IM

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i I I I i I ! I LM i i i i i i i ] i ii i l.i I i i i i ii i|

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MMT rrr;

1.

S3

cs

I I I I I I I I i I ! U I I i 1 I I I ! 1 I !

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I I PT]On I \\ ! I I

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I I l\l I I

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V,

I 28 I 29 1 30 I 31

168*0

5,22

0,366

0,344

0,325

5,22

5,22

5,22

16

a-5lip3

Propeller Nr,

°k

Abgewick.Fliig.-Ar. _ A» Disk.-Areal    A

Dickenverhältn. <h .    0/

a. d. Achse p in /o Flügelzahl z . . .

ZI

37.

in

Systematische Propellerversuche, Serie "A.

j~~ ’ Gruppe mit 30%

süp

28 I 29 I 30 | 31

1,2

1,0

8‘0

0,6

Äp

S*’’/

Propeller Nr.

L—i

TI

Nominelle Steigung _ H ~D

Durchmesser

0,30

0,30

0,30

0,30

Projiz.Flügel-Areal _ AP ~ A

Disk-Areal

I I II I I I ! I

2 3/r * 6 Crjm = ri ■ y-ÿj- = Touren - Moment- Grad

i/ii ii i

TT

belastungsgrade Cd =

grade Cn = j/~S~ • y ₂ , in Abb. 36—40 als Funktion der Tourenmomentgrade

DVP

in Abb. 31 —35 als Funktion der Tourenbelastungs-

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"T

% u? 4/5 ;§_

J3//9UIIMOU - -l=US

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o/₀ u; pojßsßunyjiMJdnecloJd    —=

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-,

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M " ' I i ¹ I ' | M pvjßdfig = jJfc = Sj

**    u V.

S?

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18

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I 32 I 33    [ 34    [    35

0,453 0,481 i 0,512 5,22    5,22 ! 5,22

0,431

5,22

10

■\

S-

co

'\4

Propeller Nr.

Abgew.PI Bg.-Ar. A« Disk-Areal A DickenverhH.lt. & .

a. d. Achse« j) 111 Flügelzahl z.....

12

Abb. 38.

Systematische Propellerversuche, Serie A

\ \ k\

\ \ \\

* \ v\-.

\ ivA

Y \ Hv \ \ S;

\. \

cPA,

^ @/ff Jpj' % u/ pDJÔ.'b'oi/v/ji/vua/iac/oj^

34 1 35 i|

32 I 33

Propeller Xr.

1,2

0,40

0,6 j 0,8 I 1,0

0,40 j 0,40

0,40

Xoniin.Steigung    H |

Durchmesser    D I

Projiz. Fliig.-Ar, _ Ap

Disk-Areal

1377T/

' / / 1/

ot

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«a

Cum -—

n f. M

Ve⁵

und schließlich in Abb. 41—45 als Funktion der Durchmesser-

momentgrade Cdm =

D ' Ve2

M

gebracht. Zahlenmäßige Auswertungen für be-

% W dl/ç J3//3WW0U = AA — / =~US

$ _ 'S    a A

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I I I I ty I

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38 | 39

0,634

5,22

0,596

5,22

16

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0,563

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0,537

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Propeller Nr.

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m 11

a. d. Achse

Flügelzahl z

12

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10

Abb. 39.

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\ \ L\

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CO

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\ \ %\

Systematische Propellerversuche, Serie A.

Gruppe mit 50 % j

\ i\X

V\

.id||Odojfj

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II

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Durchmesser

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2    3/w V    6

= n = Touren-Moment-Grad

WUJ

J^T % w pojb ?à'unj/jiAM3//gdojcj

stimmte vorliegende Konstruktionsfälle können an Hand dieser Diagramme in der gleichen Art vorgenommen werden, wie es bereits in den Abschnitten E;s und J, an den betreffenden Beispielen der Propellerserie ,,MU geschehen ist. Ferner sei an dieser Stelle auf die Veröffentlichung des Vortragenden über das be-

l!

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A 60

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0,756

0,711

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5,22

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16

0,643 j 0,673 5.22 ! 5,22

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ß, Sl'M

Proroller Kr,

Systematische Propellerversuche, Serie A.

-----i Gruppe mit 60% ^5-.    —H-

Abgev.l'liig.-Ar. _ Aa Disk-A real — A Dicken*, er.biîlt. . u a. <1. Achse f> 1,1 '» Fliigelzahl ■/......

TT'TT

I_40 I 41 I 42 i 43 jl

Propeller Kr.

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0,8

0,6

0,60

0,60

0,60

0,60

Komin.Steigung _ H Durchmesser ~ D Projiz.Fliig .-Ar. _ AP “ A

Disk-Areal

10

Abb. 40.

Touren - Moment - Grad

/ .{ /

/ /il

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Gib ~ ⁷¹

treffende Kapitel („Schiffbau“, 1916, Nr. 8) verwiesen, in welchen der Einfluß, welchen das Flächen Verhältnis auf den Wirkungsgrad schwer belasteter Schlepperschrauben ausiibt, in ausführlicher Weise behandelt worden ist. In folgendem sollen daher nur noch die Verhältnisse näher erörtert werden, welche

% U! dl/Ç J3//9UIUIOU =    —/ = ■“ S

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80

70

I I I I | I I I I M I I I | I 1 I I M I I M I

% u/ pa~/D9Dunyj/MJd//dcfoJc/ = ull

TTT

Cs

II

TT

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—irta

Systematische Propellerversuche, Serie A.

Gruppe mit 25 %

Ap

i 63    ! 64    ! 65 I 66

Propeller Nr.

I 63 i 64 I 65    ! 66

Propeller Nr.

0,323

5,22

II

0,302

5,22

0.285

5,22

5,22

Ahgcw.Flüg.-Ar. _Aa_ Disk-Areal A Dickenverhält. m .

a. d. Achse p ¹¹¹ " Flügelzahl z.....

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iC\\

\\

1,2

0U

0,6 j 0,8

Nomii). S(.e:giing 11 Durchmesser D

0,25

0,25

0,25 ; 0,25

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3,5

Abb. 41.

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Projiz. Flüg-Ar. A

Disk-Areal A

X-

X-

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X\ X

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Xx

XX

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Xn

2,0

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h?£-

Durchmesser - Mcmerrf- Grad

cJ-łfĘ-

bei Standversuchen in Frage kommen und für die mit den Modeilpropellern der Serie A bei der gewählten Versuchsmethode (konstante Touren bei verschiedenen Geschwindigkeiten ) einschließlich Geschwindigkeit gleich N u 11 ohne weiteres Ermittlungen gemacht werden konnten.

rmr

TT

TT

% U! d//Ç J 3//3LU Ul OU -    = uff

Sś    S    ¹⁰

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pojßdl/l =    Sj

csa    u

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S'h

Systematische Propellerversuche, Serie A.

Gruppe mit 80%

E_.

! 28 I 29 I 30 I 31

0,311

5,22

0>

Propeller Nr.

31 II

I 28 I 29 I 30

Propeller Nr.

0,366

0,344

0,325

5,22

5,22

5,22

in %

Ahge w i ck.Fliig.-Ar. _ Aa_ Disk.-Areal    A

Dickenverhältn. m a. d. Acl Flügel zahl z

ise

//

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3,5

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2,5

Abb. 42.

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0,30

1,0

0,30

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2,Q.

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0,6

0,30

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_. Nominel le Steigung II

~ D

Dilivhmi>.-er

Projiz.Flügel-Areal _ AP ~ A

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A / \/\ i

1,0

Disk-Areal

0,5

Cdm ~ /f ’ ]/fê⁼ Durchmesser -Moment - Grad

Sch

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ffä

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N. Auswertung der systematischen Propellerversuche Serie A für Standproben.

Wenn man auch den in der Praxis vielfach üblichen, sogenannten Pfahl- -TI proben nur einen beschränkten Wert zusprechen darf, so liefern sie doch für y

Æ

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5?

% U/ c///ff J3//3U/WOU ~ JÙ.

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I I I II I

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\\ \ \\\ \ V\ \ \

jS

Systematische Propellerversuohe, Serie A.

Gruppe mit 40%

! 32 I 33    ! 34 I 35

Propeller Nr.

i 32 I 33 I 34 i 35

Propeller Nr.

0,512

0,481

0,431

5,22

5,22

5,22

Abgew.Flüg.-Ar. _ Aa_ Disk-Areal ~ A Dickenverhält. <?i .

a. d. Achse j) ¹¹¹ >° Flügelzahl z.....

S‘I

0,40

1,0

0,40

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0,40

Nomin. Ste'gmig- 11 Durchmesser D Projiz. Fliig.-Ar. _ AP — ~ A

Disk-A real

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Abb 43.

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Schlepper, die unter hohen Belastungsgraden, d. h. bei kleinen Geschwindigkeiten mit großen Trossenzügen fahren sollen, einen relativen Maßstab zur Beurteilung des Gütegrades der Schrauben. Aus diesem Giunde ist in folgendem zunächst eine Auswertung der systematischen Propellerversuche Serie A für Standproben vor-

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i 11 Jî

0,50

0,596

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0,563

5,22

0,50

0,537

5,22

fe

Systematische Propellerversuche, Serie A.

Ps

Ap.

Gruppe mit 50% —-

-ï

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&.

/M . '///* //r

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Ci,

Propeller Kr.

Nomin. Steigung _ H Durchmesser ~ D Pro j. Flügel- Ar. _AP ~ A

Abgew.Flüg.-Ar. Aa

Disk-Areal

Disk-Areal „ A Dickenverhält, h .

a. d. Achse j) in /o Flügelzahl

3,0

2,5

Abb. 44.

OS

<Ÿ/

i//

'V

//

7//

///

//

'V

41

Ai

₀\°1

11

r¹’⁰ 1 ³fW ¹'5    2'°

Cdm ’ ~q y z - Durchmesser - Moment- Grad

ç'o

-ś

genommen worden. Um Trugschlüssen vorzubeugen, die aus den Ergebnissen der Stand versuche gezogen werden könnten, mag nochmals die bereits oben nachgewiesene Tatsache angeführt werden, daß, nach den Resultaten der Modell-propellerversuche zu urteilen, gerade diejenigen Propeller, welche bei Schlepp-

% U! dl/ç J3//3UIUJ0U »    - US

8 A

SO

\70

09]

\50

O/y- f

'S»-

Iw

‘I

i Nł

oz

1 'I

<A;

V,

to

9,5

O'ii

Systematische Propellerversuche, Serie A.

Gruppe mit 60% A.

I 40 I 41 I 42 !    43

Propeller Nr.

I 40 I 41 i 42 I 43 I!

Propeller Nr.

0,711 I 0,756

0,673

0,643

5,22 I 5,22

5,22

5,22

«R

Ahgi-w l-'lüg.-Ar. _ Aa Di.-k-Aroal ~ A Dickenvorhiilt. <h . 0 a. d. A dise j) ln 'o Flügelzahl z.....

'//

1,0

0,60

0,6 0,8

0,60 0,60

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3,5

3,0

2,5

Abb. 45.

frffî

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y/* i

Cat

2,0

i w

!#/

Nomin.Steigung_ H Durchmesser ~ D Pro j i z. F lüg ,-Ar. _ Disk-Areal ~ A

fs

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71

/ A/A

/I

ÇÏ

O't,

0,5

* 2 J ’ [//Ï = Durdirr&ssei— Monenf - Grad

f ährten die günstigsten Ergebnisse auf weisen, sich für das freifahrende, d. h. nicht mit Trossenzug belastete und mit höherer Geschwindigkeit fahrende Schiff als die

80

NW

Systematische Propellerversuche, Serie A, Standproben.

___ g

Sohubkonstanten Ci —

il² D² H²

uji-

= fl®.

\\\\\\\

aZ-

60

wx

IW

50

aW?m

-tó.

.30

für

verschiedene Ap/A abhängig von H/ß

für

verschiedene Hf abhängig von

^70

⁰_00_

H/D

0,8

1,2 85%

30 .    0/ W

Apf A m ho

50

60

Abb. 46.

16

TTT

Systematische Propellerversuche, Serie A, Standproben.

n²D²lP

Momentenkonstanten C2 =    ^ -t

12

01

10

\\\

OJL

S3

'<Kf

„ JA-- —

2g

iß.

iff

«S

für

verschiedene dp/A abhängig von

für ver

schiedene H/ß aOhängig

voß Ap/A

0,6'

h/d

0,8

1,0

1,2 25

³⁰    ,    ■ n, “0

dp/A in %

50

60

Abb. 47.

unvorteilhafteren herausstellen werden, so daß man bei der Wahl von Schrauben für Schlepper, die nicht nur im schleppenden Zustande, sondern auch freifahrend ohne Belastung durch den Trossenzug einen den Umständen entsprechenden guten Wirkungsgrad aufweisen sollen, einen Kompromiß zwischen beiden auseinanderstrebenden Anforderungen zu schließen genötigt sein wird.

In den Diagrammen Abb. 46 sind zunächst die mit den Modellpropellern

bei n

sowohl

g

= 15 Touren/sec in Stand ermittelten Schubkonstanten c₁= n2~j)2jj2

als Funktion der untersuchten Steigungsverhältnisse H/D = 0,6—1,2 als auch der Flächen Verhältnisse Ap/A = 25—60% graphisch aufgetragen. Ein gleiches ist in Abb. 47 mit den in derselben Weise festgestellten Momentenkonstanten

C2 —

n² D²1F

Eine weitere Auswertung dieser Ergebnisse wurde nach folgenden Gesichtspunkten vorgenommen :

geschehen.

Bei der Stand- oder Pfahlprobe (100% Slip) ist für die Tourenzahl n pro Sekunde eines bestimmten Propellermodells der Schub in kg :

S = cx n² D² H²;

und das Drehmoment in mkg :

M = c₂ n² D² H³;

mithin die abgebremste Wellenpferdestärke

^ • c₂ n³ D². H³ ;

WPS =

2 n n M

75

schließlich der Wert des Propellerschubes in kg pro abgebremste Wellenpferdestärke

75

nH

• S ./. WPS = ₀

Z 71

H/D = k = Steigungsverhältnis; H=kD;

folglich

Cl c₂ k n D

Auf die abgeleitete Beziehung S./.WPS-Propellerschub pro abgebremste Wellenpferdestärke ist in Anlehnung an die Praxis aus dem Grunde zurückgegriffen worden, weil dieselbe, und zwar in gewissen Grenzen nicht mit Unrecht, auch einen relativen Maßstab zur Beurteilung des Gütegrades von Schlepperschrauben liefern dürfte, die in der Regel unter hohen Slip Verhältnissen (großen Belastungen durch den Trossenzug bei kleinen Schleppgeschwindigkeiten) arbeiten sollen.

Aus der obigen Gleichung läßt sich zunächst der Schluß ziehen, daß das Verhältnis S./.WPS um so größer sein wird, je kleiner das Produkt nD ist, d. h.

je kleiner bei gegebenem (beschränktem) Propellerdurchmesser D die Tourenzahlen und je kleiner bei gegebener Tourenzahlen der Durchmesser D gewählt ist. Damit aber ein bestimmtes Propellermodell den verlangten Schub S erzeugt, muß es infolge der Beziehungsgleichung

S = c₁. n² D² H²

mit der Tourenzahl

rs

" 1/c7 ' DH

arbeiten ;

H = kD;

folglich

l/s

7cTk ’ &

oder nD =

VS

k V~öl D

18rHZ

Systematische Propellerversuche, Serie A.

16-38

A

Gruppe mit 25% ^ •

n -3v

12-30

<-T>

Auswertung der Standproben:

TT

Einfluß des Steigungsverhältnisses -w bei gleichem Durchmesser-yg-

belastungsgrad —g-

ot

10-26

8-22

2k

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Ci

6V-18

-n

2 -10

ßff

0\- 6

22

⁵ V5/d

10

15

20

25

30

35

65

50

55

60

65

70

Abb. 48.

Setzt njan diesen Wert von n D in die oben abgeleitete Gleichung

Ci

75    1

2n ' k ’ c₂ nD

ein, so erhält man

c₂

wobei die erforderliche Tourenkonstante, wie abgeleitet, sein muß.

■ Während Cn in direktem linearen Verhältnis zu demselben

Cn = n D =

Wie hieraus zu ersehen, ist bei einem vorliegenden bestimmten Propellermodell sowohl der sogenannte Gütegrad S./.WPS für die Standprobe als auch die Tourenzahlkonstante Cn — n D eine einfache Punktion von dem Durchmesserbelastungsgrad

steht, ist S./.WPS diesem umgekehrt proportional; so daß die Werte von Cn, als Funktion von

1/ S

je— für die einzelnen Gruppen mit Ap/A = 25—30—40—50 und 60% bei SteigungsVerhältnissen H/D = 0,6—0,8—1,0 und 1,2 aufgetragen

Systematische Propellerversuche, Serie A.

16-38

Ad

Gruppe mit 30% / .

m su

12 -30

10-26

VW

Y\%

Auswertung der Standproben: Einfluß des Steigungsverhältnisses ^ bei gleichem Durclimesser-

fg-

belastungsgrad ——-

IJ

----Tip

Joü

8 -22

\4.

6-18

4-14

Sa g

11

2-10

Sag*

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Vs/o

10

15

20

25

30

35

40

45

50

55

60

65

70

Abb. 49.

ver-

(s.Abb. 48—52), von dem Koordinaten-Anfangspunkt ausgehende gerade Linien nD und die von S./-WPS Hyperbeln ergeben. Soll demnach ein dem untersuchten Modellpropeller genau ähnlicher von bestimmtem Durchmesser im Stand den

zu er-

langten Schub S ausüben, so braucht man nur den Abszissen wert

mittein und kann aus den bei diesem hegenden Ordinatenwerten von S. /. WPS und Cn = n D sowohl die erforderlichen abgebremsten Wellenpferdestärken WPS als auch die zugehörige Tourenzahl n errechnen.

Zahlenbeispiel:

Gegeben: Propellerdurchmesser D = 1,4 m;

Verlangt : Propellerschub in Stand S = 2000 kg mit Propellermodell Nr. 30 von H/D = I und Ap/A =30%.

16Y28

Systematische Propellerversuche, Serie A.

Gruppe mit 40%

14-31

V'

I*

12-30

Auswertung der Star.dproben: Einfluß des Steigungsverhältnisses bei gleichem Durchmesser-

momentgrad J/ gj

bis

10 25

h/0-

tflü

Tö£

8 22

6\-18

s>

4-14

? s A ^ 2-10

ih«.

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Vs/o

10

15

20

25

30

35

40

45

50

55

60

70

Abb. 50.

18 r42

Systematische Propellerversuche, Serie A.

16 -38

An _____

Gruppe mit 50% A '

14 -34

12 -30 —

tEL

Auswertung der Standproben :

Einfluß des Steigungsverbält.iisses -jj-hei gleichem Durchmesser-

f¥

belastungsgrad

10-26

nt?

8-22-

„„coU

Cj

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VS/D

10

15

20

25    30

35

10

15

50

55

60

65

70

Abb. 52.

Bei der Übertragung dieser Modellpropeller-Versuchsresultate und deren Auswertung auf das ausgeführte Schiff mag gleich von vornherein auf folgenden Umstand aufmerksam gemacht werden. Wie bereits erwähnt, wurden die ohne Schiffsmodell untersuchten Modellpropeller in der Kgl. Versuchsanstalt durchweg in einer Tiefenlage der Achse gleich dem Propellerdurchmesser unter der Wasseroberfläche gefahren, so daß ein Lufteinsaugen bei der konstant eingehaltenen

Tourenzahl n = 15 sec nicht auftrat.

18r6Z

16

-38

16 -36

12 -30,

10-26

8-22

10

flL 5

—^⁵vs/d¹⁰

20

in

1.4

— 3,57/sec = 214/min.

Systematische Propellerversuche, Serie A.

Gruppe mit 60%    ---

Auswertung der Standproben:

TT

Einfluß des Steigungsverhältnisses -S-bei gleichem Durchmesser-yg"

belastungsgrad - ^ ■

(jr»_

55

cP

-o

35

To'

-0x

55

J’

.1J.

S'

te z

to

60

65

70

= 117,5;

WPS —

/ S Ÿ 2000

1,4

= 31,93;

Gesucht : WPS und n.

hierfür bestimmen die Diagramme Abb. 49

S./. WPS = 17; und n I) = 5;

folglich beträgt die abgebremste Wellenpferdeleistung

2000

17

und die Propellertourenzahl

Bei ausgeführten Schiffen, namentlich Schleppern dagegen, ist man oft infolge des meistens beschränkten Tiefgangs

genötigt, die Schrauben so weit der Wasseroberfläche zu nähern, daß bei hohen Belastungsgraden, wie sie im Schleppzustande vorliegen, namentlich aber bei der Pfahlprobe, die Möglichkeit des Lufteinsaugens nicht ausgeschlossen ist. In diesem

18r-02

Systematische Propellerversuche, Serie A.

16-38

....    „    . H

Gruppe mit yy — 0,6.

10-30

12-30

Auswertung der Standproben:

Einfluß des Flächenverliältnisses

A

— bei gleichem Durchmesser-

belastungsgrad

VS

10-26

",

(<oÇ

SB«

«/•

-22

-1Ô

C'c

-10

2.-10

⁵ m10    15

20

25

30

35

00

05

50

55

60

65

Abb. 53.

18 [-02

16-38

Systematische Propellerversuche, Serie A. H

Gruppe mit yy — 0,8.

10-30

\___

12-30

_______

Auswertung der Standproben:

Einfluß des Flächenverliältnisses y~ bei gleichem Durchmesser-V~S~

belastungsgrad ^ -

OL

10-26

a-

v:

.to

0/

re£!

yst

O/o

8-22

6-18

-10

w.

Ws

2-10

50%

% 0.25%

5    — , 10    15

Vs/d

20

25

30

35

00

05

50

55

60

65

70

Falle wird eine Diskontinuität in den Verhältnissen eintreten. Die Propeller ,.brennen durch“ und erzeugen bei weiterer Erhöhung der Tourenzahl nicht mehr einen sonst ziemlich gesetzmäßig mit dem Quadrat derselben zunehmenden Schub,

16 -38

10

12 -30

Systematische Propellerversuche, Serie A.

_t    H    _

Gruppe mit -jg- = 1,0.

Auswertung der Standproben:

Einfluß des Flächenverhältnisses

A

yg-

bei gleichem Durchmesserbelastungsgrad ^ -

cP

10-26

CS-

to

8-22

6-18

Cr£

-fnllCS'

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S5a

-10

’ÿrÂ,

30%

*0%

30%

OL 6

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⁵ V5/d

10    15

20    25    30

35

00

05

50

55

60

65

70

Abb. 55.

18r02

16-38

10-30

12-30

Systematische Propellerversuche, Serie A.

Gruppe mit -g-

Answertung der Standproben:

Einfluß des Flächenverhältnisses —■

A

bei gleichem Durchmesser-

tś

belastung8grad jj—

- 1,2.

10-26

.cP

8-22

wSs!::

S'

2-10

*4,

50%

OL 6

40%

30%

5    _ 10    15

VÏ/D

20

25

30

35

00

05

50

55

60

65

35%

70

sondern meistens einen ganz wesentlich geringeren, der sogar noch kleiner sein kann, als bei bedeutend niedrigen Umdrehungen, bei denen ein Lufteinsaugen noch nicht vorhanden war. Von einer näheren Erörterung dieser Verhältnisse soll der Ein-. heitlichkeit dieser Abhandlung wegen aber Abstand genommen werden.

Aus den Diagrammen Abb. 48—52 lassen sich noch folgende S c h 1 u ß -folger ungen ziehen :

KS

d. h. bei gegebenem Propeller -

Je größer der Durchmesserbelastungsgrad

durchmesser der verlangte Schub ist, desto größer ist naturgemäß die Tourenzahlkonstante n D (daher auch die Tourenzahl n selbst) und desto kleiner ist der Propellergütegrad S. /. WPS.

Bei gleichem Durchmesserbelastungsgrad ist die Tourenzahlkonstante und daher auch die Tourenzahl selbst für alle Gruppen von Flächen Verhältnissen, wie ]eicht erklärlich, um so größer, je kleiner die Steigungsverhältnisse sind.

Bei gleichen Durchmesserbelastungsgraden sind die Gütegrade um so höher, e kleiner die Steigungsverhältnisse sind, und zwar prozentual in einem mit Erhöhung der Belastungsgrade immer größer werdenden Maße.

Bei den einzelnen Gruppen mit gleichem Flächen Verhältnis ist bei gleichen Belastungsgraden der prozentuale Unterschied in den Gütegraden für verschiedene Steigungsverhältnisse um so größer, je kleiner die Flächenverhältnisse sind.

Um dies noch anschaulicher kenntlich zu machen, sind in den Abb. 53—5b ( i( Ergebnisse der Untersuchungen für die Standprcben nochmals für die ein-7 eli en Gruppen von gleichem Steigungsverhältnis, aber verschiedenen Flächen-Verhältnissen ebenfalls als Funktion der Belastungsgrade graphisch zur Darstellung gebracht.

IS

d. h. gleichem Schub und gleichem

Es geht hieraus ferner noch hervor, daß die Tourenzahlkonstanten und somit auch die Touren selbst bei gleichem Propellerdurchmesser um so größer sind, je kleiner die Flächen Verhältnisse sind. Tabelle 12 enthält die aus den Diagrammen der Abb. 48—52 für den be-

l/o

stimmten Belastungsgrad W = 35    (d. h. bei 1,5 m Propellerdurchmesser,

S = 1,5 . 35 = 2760 kg Schub) entnommenen absoluten Werte der Gütegrade S./. WPS für die beiden im Grenzfalle untersuchten Steigungsverhältnisse von H/D = 0,6 und ! ,2 bei den verschiedenen Flächenverhältnissen Ap/A von 25 bis 60%.

ft

Tabelle 12.

Nr.

Ap/A

Werte von S./.WPS

für

in o/o

H/D = 1,2

H/D = 0,6

der Werte in Spalte 8 gegenüber den in Spalte 2

25

30

40

50

60

cn cn cn 4^ co

CO CS © io cs

CO

o co O'' Ln ca

28,7

23,2

17,4

14,1

14,0

Wie hieraus (Spalte 4) zu ersehen, beträgt die Überlegenheit des kleineren Steigungsverhältnisses H/D = 0,6 gegenüber dem größeren von H/D = 1,2*) bei Ap/A =60% dagegen nur noch ca. 14,0%.

aus

Außerdem sind in folgender Zusammenstellung in Tabelle 13 noch die

1/S

= 35 entnommenen

den Diagrammen Abb. 53—56 bei dem Belastungsgrad

Gütegrade S/WPS für die beiden im Grenzfalle untersuchten Flächenverhältnisse Ap/A = 25 und 60% bei den verschiedenen Steigungsverhältnissen H/D von 0,6 bis 1,2 aufgeführt.

Tabelle 13.

Nr.

H/D in o/₀

Werte von S./.WPS

für

Ap/A = 25 Ap/A = 60

Überlegenheit in % der Werte in Spalte 8 gegenüber den in Spalte 2

Ol co ^

© © 'io © oo cs

co cn © <1 cs o >- cn

üi V] co co © ©

co

O'    © po

to O CO ©>

*) Bei Ap/A = 25 % etwa 28,7 %.

Hiernach beträgt die prozentuale Überlegenheit des größeren Flächenver-hältnisses Ap/A = 60% gegenüber dem kleineren von Ap/A = 25%, bei H/D — 0,6 etwa 2,9%, bei H/D = 1,2 dagegen 16,2%.

Von der ganzen Serie weist demnach der Propeller

mit dem größten Steigungs Verhältnis H/D = 1,2

und

dem kleinsten Flächen Verhältnis Ap /A = 2 5 % den kleinsten

mit dem kleinsten

Gütegrad S. /. W P S = 13,6

und der

Steigungs Verhältnis H/D =0,6 und größten Flächenver-

h ä 11 n i s Ap /A = 60 % den besten auf, und zwar beträgt die Überlegenheit des letzteren gegenüber

Gütegrad S./. WPS =18,0

dem er ster en 32,4 %. Die Tourenkonstanten Cn = n D haben den Wert

von 5,35 bzw. 6,40, so daß die zugehörigen Touren, um bei

l/S :

35 mit den

betreffenden Propellern von D = 1,5 m einen Schub von S = 2760 kg im Stand

5 35    5

zu erzeugen, im erste ren Falle n = ' v ‘ • 60 = V

6.40

• 60 = 214 pro Minute und

im letzteren n =    • 60 —

• 60 = 256 pro Minute betragen müßten. Hier-

S 2760 3,6 i 3,6

— u = 153 abgebremste Wellenpferdestärken erforderlich. Die Le i-stu gsersparnis beträgt also demnach ebenfalls etwa 32,5%.

1,5

bei wären im ersteren Falle WPS =

- 203 und im letzteren WPS

cc cs

Man

sieht auch in der Praxis für letzteren Fall meistens Flächenverhältnisse bis zu 60 % und noch mehr vor, sucht jedoch auch bei Schleppern vielleicht mit Rücksicht auf einen nicht zu schlechten Wirkungsgrad in Freifahrt ein Steigungsverhältnis von H/D = 1 nicht wesentlich zu unterschreiten. Für den zum Ver- .

Es geht aus diesen Zahlenbeispielen zunächst die bekannte Tatsache hervor, daß Propeller von kleinen Flächenverhältnissen und höheren Steigungs ve r h ä 11 n i s s e n , wie man sie in der Regel für freifahrende, d. li. ohne Trossenzüge belastete Schiffe von höherer Geschwindigkeit wählt, für den Schleppbetrieb unzweckmäßig sind.

gleich herangezogenen Belastungsgrad von

Vs

= 35 weist das Steigungsver-

hältnis von H/D = 1,0 beim Flächen Verhältnis Von Ap/A = 60% einen Gütegrad

S./.WPS = 17,1 und eine Tourenkonstante nD = 4,8 auf, so daß in diesem Falle

S

die abgebremsten Wellen Pferdestärken WPS = r=-

forderlichen Touren n

4.8

. 60 =

1,

2760 17,1 - 17,1

. 60 = 192 pro Minute sein müßten.

= 161 und die er-

Diesem gegenüber weist das kleinere Steig u-ngsverhältnie von H/D = 0,6 immer noch eine Ersparnis an Maschinenleistung von 5,2% auf und gestattet dabei die Wahl einer um 33,4% höheren Tourenzahl für die Maschine. Es dürfte besonders der letztere Umstand sein, welcher den größeren Vorteil mit sich bringt, da die Möglichkeit der Anwendung e i n e r so erheblich höheren Tourenzahl für die Maschine das Gewicht der letzteren und damit auch die K o s t en für rung nicht unwesentlich verringert. Der mit der Wahl eines so geringen Steigungsverhältnisses bei Schleppern, die auch gelegentlich freifahrend bei höheren als Schleppgeschwindigkeiten noch einen nicht allzu ungünstigen Propellerwirkungsgrad haben sollen, bereits erwähnte Nachteil dürfte demgegenüber nicht so sehr in Betracht kommen, da selbst eine schätzungsweise zu 30 % angenommene Wirkungsgrad Verschlechterung infolge der verhältnismäßig geringen bei Freifahrt erforderlichen Maschinenleistung einen verhältnismäßig nur unbedeutend größeren Brennstoffverbrauch mit sich bringen würde.

die Bau aus

Eine weitere Auswertung der Versuchsergebnisse der Standproben-Propeller-serie ,,A“ wurde zum bequemen Gebrauch für den Konstruktionsfall vorgenommen, daß eine Maschine, die ihre volle Leistung bei einer bestimmten Umdrehungszahl und daher auch mit einem ganz bestimmten Drehmoment abgibt, einen Propeller vom (beschränkten) Durchmesser D bei der Pfahlprobe auf gewisse Touren bringen soll. Zu diesem Zweck ist folgendes Verfahren gewählt worden.

Nach früherem ist

75

c₂

Momentenkonstante :

C- “ n² D² H³ ~ n² D² k³ D3 ;

uD =

l/M-

V D³’

75

Ci

]/M

S./.WPS-^ •

1 Tl

Wie aus den beiden letzten Gleichungen zu ersehen, ist sowohl die Tou ren -konstante Cn = n D als auch der sogenannte Gütegrad S./.WPS eine einfache

c₂

D³'

, da alle übrigen Werte für ein .

Funktion vom Durchmessermomentgrad j/ und dasselbe Propellermodell für die Standprobe gleich groß sind. Trägt daher die Werte von Cn und S./.WPS über denen von ]/ ^

man

wie dies in den

>r

tut

ie einzelnen Propellergruppen mit 25—30—40—50 und 60% bei den verschiedenen SteigungsVerhältnissen von H/D n ist, graphisch auf, so kann man an Hand dieser Diagramme

Systematische Propellerversuche, Serie A.

Gruppe mit 25% T

Auswertung der Standproben:

TT

Einfluß des Steigungsverhältnisses -g bei gleichem Durchmesser-

A.

momentgrad

10-26

-o

.0

8-22

<h.

Xj

6-18

■«

-14

I

G ^ 2-10

/?L 6

—*■ Ym/d*

10

15

20

25

Abb. 57.

Systematische Propellerversuche, Serie A.

16 38

Gruppe mit 80% ~jr~. j

14-34

12 -30

Auswertung der Standproben :

Einfluß des Steigungsverhältnisses bei gleichem Durchmesser-

H'C.

momentgrad

10-26

LP

C3>

Cj

6-18

6-14

'S 5

» I

G ^ ' 2-10 r

10

15

20

25

Sch

zahlenmäßige Auswertungen für den durch folgendes Beispiel erla strukt ionsfall vornehmen.

Aufgabe: Es sei für einen Schlepper eine Maschine (Motor) vorg

Systematische Propellerversuche, Serie A.

16-38

Gruppe mit 40%

11 -31

12 -30

10-26

CP

Auswertung der Standproben :

Einfluß des Steigungsverhältnisses bei gleichem Durchmesserbelastungsgrad    ykfê

GA

GIB

ob

■è.

U,

Pt

yó.

re

•1 I

2-10

ZO₎

Oa

0,6

Vïï/cfi

10

15

20

25

Abb. 59.

18 y 12

16 -38

11-31

12-30

10-26

Systematische Propellerversuche, Serie A.

Ą __________

Gruppe mit 60%

,______ Ausweisung der Standproben:

Einfluß des Steigungsverhältnisses bei gleichem Durchmesser-

3^

momentgrad

'O

BIG

0.§

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1'

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6-18

1-11 f 1 2-10

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111-15590

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