Qualitativer Vergleich zwischen Ein- und Zweischraubern ... - TUHH

Kleine Studienarbeit 

Qualitativer Vergleich zwischen 

Ein- und Zweischraubern am 

Beispiel von Gastankern 

Florian Kemper 

Matrikelnummer: 30427 

8. Juli 2008 

Betreuung: Prof.Dr.-Ing. S. Krüger 

In Zusammenarbeit mit Marine Service GmbH

Erklärung 

Hiermit versichere ich, dass ich die vorliegende Arbeit selbstständig verfasst 

habe. 

Hamburg, den 8. Juli 2008 

Florian Kemper 

orian.kemper@tuhh.de 1

TABELLENVERZEICHNIS 

Inhaltsverzeichnis 

1 Einführung 2 

2 Vorstellen der Vergleichsdaten 3 

3 Vergleich der Antriebsleistungen 3 

3.1 Vorstellen der durchgerechneten Varianten . . . . . . . . . . . 3 

3.2 Erläuterung des Prognoseverfahrens . . . . . . . . . . . . . . . 6 

3.3 Widerstand . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 8 

3.4 Propulsionsgütegrade . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 8 

3.4.1 Schiseinussgrad . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 8 

3.4.2 Gütegrad der Anordnung . . . . . . . . . . . . . . . . . 8 

3.4.3 Propulsorfreifahrtwirkungsgrad . . . . . . . . . . . . . 9 

3.5 Power delivered . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 10 

4 Vergleich der Qualität des Nachstromfeldes 12 

4.1 Bedeutung des Nachstromfeldes . . . . . . . . . . . . . . . . . 12 

4.2 Funktionsweise des Propellers . . . . . . . . . . . . . . . . . . 13 

4.3 Bewertungsverfahren . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 14 

4.4 Qualitätswerte und Vergleich mit anderen Schien . . . . . . . 15 

5 Schub- und Drehmomentschwankungen 17 

5.1 Wirbel-Gitter-Verfahren . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 17 

5.2 Nachstromfeld . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 17 

5.3 Modellierung der Propeller . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 18 

5.4 Durchgeführte Kombinationen . . . . . . . . . . . . . . . . . . 18 

5.4.1 Zweischrauber mit 5-ügligem Propeller (twin5) . . . . 18 

5.4.2 Zweischrauber mit 4-ügligem Propeller (twin4) . . . . 21 

5.4.3 Einschrauber mit 5-ügligem Propeller (single5) . . . . 24 

5.4.4 Einschrauber mit 4-ügligem Propeller (single4) . . . . 25 

5.5 Übersicht über die Ergebnisse . . . . . . . . . . . . . . . . . . 27 

6 Zusammenfassung der Ergebnisse 28 

Tabellenverzeichnis 

1 Hauptdaten der vorhandenen Vergleichsschie . . . . . . . . . 4 

2 Daten der Propeller der Vergleichsschie . . . . . . . . . . . . 4 

3 Hauptdaten der verschiedenen Varianten . . . . . . . . . . . . 5 

4 Vergleich der Schleppleistungen . . . . . . . . . . . . . . . . . 8 


ABBILDUNGSVERZEICHNIS 

5 Vergleich des Schiseinussgrades . . . . . . . . . . . . . . . . 8 

6 Vergleich des Gütegrades der Anordnung . . . . . . . . . . . . 8 

7 Vergleich des Propulsorfreifahrtwirkungsgrades . . . . . . . . . 9 

8 Schubbelastungsgrad und Fortschrittsgrad . . . . . . . . . . . 9 

9 Gütegrade der Propulsion und Propellerdrehleistungen . . . . 11 

10 Bewertung der Güte der Nachstromfelder . . . . . . . . . . . . 16 

11 Übersicht über die Schwankungen des Schubes und des Drehmomentes 

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 28 

Abbildungsverzeichnis 

1 Propulsorfreifahrtwirkungsgrade von Zwei- und Einschrauber 

mit den zugehörigen Fortschrittsgraden . . . . . . . . . . . . . 10 

2 Vergleich der Propellerdrehleistungen über dem Displacement 12 

3 Nachstromfeld des Zweischraubers (links) und des Einschraubers 

(rechts); die Propellerdurchmesser sind schwarz eingezeichnet 

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 13 

4 Anströmverhältnisse am Propellerügel . . . . . . . . . . . . . 14 

5 Berechnetes Freifahrtdiagramm des originalen 5-Flüglers . . . 19 

6 Gemessenes Freifahrtdiagramm des originalen 5-Flüglers . . . 20 

7 Schub des originalen 5-Flüglers des Zweischraubers (twin5) . . 20 

8 Moment des originalen 5-Flüglers des Zweischraubers (twin5) . 21 

9 Schub des 4-ügligen Propellers des Zweischraubers, mit bis 

auf die Flügelzahl unveränderter Geometrie . . . . . . . . . . . 22 

10 Schub des 4-ügligen Propellers des Zweischraubers mit vergröÿerter 

Steigung gegenüber twin5 (twin4) . . . . . . . . . . . 23 

11 Moment des 4-ügligen Propellers des Zweischraubers mit vergröÿerter 

Steigung (twin4) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 23 

12 Schub des 5-ügligen Propellers des Einschraubers (single5) . . 24 

13 Moment des 5-ügligen Propellers des Einschraubers (single5) 25 

14 Schub des 4-ügligen Propellers des Einschraubers mit unveränderter 

Flügelgeometrie gegenüber single5 . . . . . . . . . . . 26 

15 Schub des 4-ügligen Propellers des Einschraubers mit vergröÿerter 

Steigung (single4) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 26 

16 Moment des 4-ügligen Propellers des Einschraubers mit vergröÿerter 

Steigung (single4) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 27 


1 EINFÜHRUNG 

1 Einführung 

Sowohl Containerschie als auch LNG-Tanker sind in den letzten Jahren in 

ihrer maximalen Gröÿe deutlich gestiegen. Die Emma Maersk", ein Containerschi 

der neuesten Generation, trägt beispielsweise 12.000 bis 13.000 

TEU. Sie hat eine Länge von 398m und eine Breite von 56m. Vor einigen 

Jahren waren die gröÿten Containerschie noch weit entfernt von diesen Dimensionen. 

Bei LNG-Tankern galt bis vor kurzem noch ein Laderaumvolumen von 

190.000m 3 und eine Länge von ca. 280m als obere Grenze. Derzeit benden 

sich auf koreanischen Werften jedoch Schie mit Laderaumvolumina von 

216.000m 3 und 266.000m 3 im Bau. Die gröÿeren Schie, die sogenannte "Q- 

Max Serie", haben eine Länge von 332m. Diese neuen Gröÿendimensionen 

erfordern z.T. neue Antriebskonzepte. 

LNG-Tanker haben als besondere Entwurfsrandbedingung einen maximalen 

Tiefgang von ca. 12m, der durch die weltweit angefahrenen LNG-Terminals 

gegeben ist. Durch den maximalen Tiefgang ist auch der maximale Propellerdurchmesser 

festgelegt. Bei gleichbleibendem Propellerdurchmesser wird 

es jedoch schwierig, steigende Leistung zu übertragen. Durch das extreme 

Breiten-/Tiefgangsverhältnis (im Fall der "Q-Max Serie"B/T = 4, 48) bietet 

sich daher eine Zweischrauben-Antriebsanlage an. Die im Bau bendlichen 

Schie besitzen eine solche Antriebsanlage in Form von sogenannten "Twin- 

Skeg Rumpormen". Im Vergleich zu Zweischraubern mit achem Hinterschi 

und Wellenböcken bieten diese etwas mehr Verdrängung. Zudem fällt 

dadurch der Centerskeg weg. 

Eine wesentliche Rolle spielt hierbei auch die Redundanz. Gastanker, die mit 

Verbrennungsmotoren ausgerüstet sind, benötigen nach Vorschrift ohnehin 

eine doppelte Ausführung der Maschinenanlage, die unter Umständen auf 

zwei voneinander getrennte Maschinenräume verteilt sein muss. Daher hat 

die Zweischrauben-Konguration nur bedingt Einuss auf die Auslegung der 

Motorenanlage. 

Im Fall der Containerschie ist es so, dass sämtliche Komponenten wie Propeller, 

Motor oder Welle an der Grenze der Verfügbarkeit liegen. Die Emma- 

Maersk"besitzt eine 14-Zylinder Maschine mit 980mm Kolbendurchmesser. 

Sie leistet 80.080kW und es ist der gröÿte Motor, den es derzeit auf dem 

Markt gibt. 

Auch die Redundanz sollte hier eine Rolle spielen, wenn man bedenkt was 

für ökologische und nanzielle Folgen ein Ausfall der einfach ausgeführten 

Antriebsanlagen haben könnte. 

Aus diesen Gründen lohnt es sich auch bei Containerschien, Zweischraubenkongurationen 

in Betracht zu ziehen. 


3 VERGLEICH DER ANTRIEBSLEISTUNGEN 

Es hat sich schon angedeutet, dass Twin-Skeg Schie gute Eigenschaften bzgl. 

Widerstand und Propulsion besitzen. Hierzu soll im ersten Aufgabenteil ein 

Vergleich gezogen werden. Allerdings sind bei solchen Schien in der Vergangenheit 

vermehrt Schwingungsprobleme aufgetreten. Deshalb wird im zweiten 

Aufgabenteil die Qualität des Nachtromfeldes bewertet, und im dritten 

Aufgabenteil werden Ein- und Zweischraubenkonzepte hinsichtlich der propellererregten 

Schub- und Drehmomentschwankungen in der Wellenleitung 

untersucht. Zudem wird dies für unterschiedliche Flügelzahlen durchgeführt, 

da sich hier noch kein deutliches Optimum herrausgestellt hat. 

2 Vorstellen der Vergleichsdaten 

Für die Berechnungen standen Daten von zwei Schien zur Verfügung: 

1. Der Bericht einer Modellversuchsanstalt über einen Twin-Skeg LNG 

Tanker mit ca. 266.000m 3 Ladevolumen. 

Enthalten waren darin Ergebnisse aus Widerstandsversuch, Propulsionsversuch, 

Propellerfreifahrtversuch, die zugehörigen Groÿausführungsprognosen 

und eine Nachstrommessung. Auÿerdem waren Teile 

der verwendeten Propellergeometrie gegeben (siehe Kapitel 5). 

2. Teile des Berichtes derselben Versuchsanstalt wie in 1. über einen Einschrauber 

mit ca. 155.000m 3 Laderaumvolumen. Enthalten waren darin 

Ergebnisse aus Widerstandsversuch, Propulsionsversuch, Propellerfreifahrtversuch 

sowie eine Nachstrommessung. 

Die Hauptdaten der beiden Schie sind in Tabelle 1 angegeben. Die Daten 

der zugehörigen Propeller sind in Tabelle 2 angegeben. 

Auällig bei diesen Abmessungen ist (wie schon in Kapitel 1 angedeutet), 

dass sich fast nur die Länge und Breite unterscheiden, während sich der 

Tiefgang nur unwesentlich ändert. 

3 Vergleich der Antriebsleistungen 

3.1 Vorstellen der durchgerechneten Varianten 

Basierend auf den vorhandenen Schien wurden einige Varianten durchgerechnet. 

Es wurde dabei geometrische Ähnlichkeit eingehalten. Die Varian- 



Schi Twinskeg Einschrauber 

Scale factor λ [-] 42,105 38,444 

Length L pp [m] 332,00 278,00 

Length L W L [m] 334,07 274,63 

Draft T [m] 12,00 11,60 

Beam B [m] 53,80 43,35 

Wetted surface S Hull [m 2 ] 22326 15279 

Proj. area above water line A T [m 2 ] 1689 1165 

Displacement ▽ [m 3 ] 170649 108938 

Cargo volume [m 3 ] 266000 155000 

Tabelle 1: Hauptdaten der vorhandenen Vergleichsschie 

Schi Twinskeg Einschrauber 

Number of propellers 2 1 

Number of blades 5 5 

Rotation direction inwards right 

Diameter D [m] 7,700 8,650 

Pitch ratio (P/D) 0,75R [-] 0,947 0,817 

Chord length c 0,75R [m] 1,83 2,211 

Maximum thickness t 0,75R [m] 0,087 0,108 

Tabelle 2: Daten der Propeller der Vergleichsschie 

ten, mit den denierten Bezeichnungen in Klammern gesetzt, sind folgende: 

• Groÿausführungsprognose Twin-Skeg original (twin266) 

• Groÿausführungsprognose Einschrauber, skaliert auf gleiche Verdrängung 

wie twin266 (single266) 

• Groÿausführungsprognose Twin-Skeg, skaliert auf gleiche Verdrängung 

wie der originale Einschrauber single155 (twin155) 

• Groÿausführungsprognose Einschrauber original (single155) 

Auf diese Weise hat man zwei Schisgröÿen (bzgl. Verdrängung), bei denen 

jeweils für einen Schistyp Versuchsdaten vorliegen. Dadurch erhält man ein 

etwas erweitertes Bild, als wenn man nur ein Schi auf die Gröÿe des anderen 

Schies skalieren würde. 

Auÿerdem wird später noch ein Zusammenhang zwischen Leistung und Displacement 

erstellt. Hierfür wurde noch jeweils eine Variante gerechnet, deren 



Verdrängung 216.000m 3 beträgt. Zu dieser Gröÿe gibt es noch weitere Daten, 

die zum Vergleich herangezogen werden können. Diese beiden Schie werden 

jedoch nicht in allen Einzelheiten betrachtet, sondern nur im Gesamtzusammenhang 

bzgl. der Leistung: 

• Groÿausführungsprognose Twin-Skeg mit 216.000m 3 (twin216) 

• Groÿausführungsprognose Einschrauber mit 216.000m 3 (single216) 

Die wichtigsten Hauptdaten der unterschiedlichen Varianten lassen sich 

Tabelle 3 entnehmen. 

Wie man leicht erkennt, haben die Schie noch unterschiedliche Abmes- 

Schi twin266 single266 twin155 single155 

Scale factor λ [-] 42,105 44,648 36,254 38,444 

Length L pp [m] 332,00 322,86 285,86 278,00 

Length L W L [m] 334,073 318,95 287,65 274,60 

Draft T [m] 12 13,47 10,33 11,60 

Beam B [m] 53,80 50,35 46,32 43,35 

Displacement ▽ [m 3 ] 170649 170649 108938 108938 

Tabelle 3: Hauptdaten der verschiedenen Varianten 

sungen. Insbesondere haben sie unterschiedliche Längen/Breitenverhältnisse 

und Breiten/Tiefgangsverhältnisse. Das lässt sich aufgrund der Verfügbarkeit 

der Vergleichsdaten nicht umgehen. In der Gröÿe des Twin-Skeg Schiffes 

(twin266) mit 266.000m 3 Laderaumvolumen gibt es keine vergleichbaren 

Schie mit einem Einschraubenkonzept. Daher musste auf den deutlich kleineren 

Einschrauber zurückgegrien werden. 

Es wird jedoch so vorgegangen, dass die Proportionen der Schie beibehalten 

werden. Würde man diese ändern, um bei beiden Konzepten die gleichen 

Hauptabmessungen zu erhalten, würde die geometrische Ähnlichkeit 

nicht eingehalten werden, und es wäre nicht mehr gewährleistet, dass die 

Versuchsdaten, insbesondere der Restwiderstandsbeiwert, übernommen werden 

könnten. 

Die im folgenden durchgeführten Berechnungen gelten für eine Geschwindigkeit 

von v = 19, 5kn, da dies bei beiden Schien der Designgeschwindigkeit 

entspricht. Auch der Ladefall mit den gegebenen Tiefgängen entspricht dem 

Design-Ladefall. 



3.2 Erläuterung des Prognoseverfahrens 

Um die benötigte Propellerdrehleistung vorherzusagen, benötigt man folgende 

Modellversuche [1]: 

• Widerstandsversuch, bei dem bei verschiedenen Geschwindigkeiten der 

Schleppwiderstand gemessen wird 

• Propulsionsversuch, bei dem das Schi durch den eigenen Propeller 

angetrieben wird, und Drehzahl, Drehmoment und Schub abhängig von 

der Geschwindigkeit gemessen wird 

• Propulsorfreifahrtversuch, bei dem der Propeller in homogener Zuströmung 

arbeitet, und bei dem abhängig von der Anströmgeschwindigkeit 

Schub und Drehmoment gemessen wird (bei konstanter Drehzahl) 

Die Geschwindigkeit wird über die Froudesche Ähnlichkeit berechnet. D.h. 

das Wellenbild des Modells bei der Geschwindigkeit v m ist in etwa gleich dem 

Wellenbild des Schis bei der Geschwindigkeit v s . Es gilt: 

v s = v m 

√ 

λ (1) 

Der gemessene Widerstand wird durch benetzte Oberäche, Dichte und Geschwindigkeit 

dimensionslos gemacht. Man erhält den Widerstandsbeiwert 

des Modells. Er teilt sich auf in Reibungswiderstandsbeiwert und Restwiderstandsbeiwert. 

Es wird davon ausgegangen, dass der Restwiderstandsbeiwert 

übernommen werden kann (wegen der Froude Ähnlichkeit), und sich der Reibungswiderstandsbeiwert 

ändert. Der Reibungswiderstandsbeiwert errechnet 

sich nach der ITTC 1957 folgendermaÿen: 

c F 0 = 

0, 075 

(log Re − 2) 2 (2) 

Dabei ist Re die Reynoldszahl des Schies. Der Reibungswiderstandsbeiwert 

wird jeweils für Modell und Schi berechnet. 

Nun wird für die Groÿausführung noch ein Windwiderstandsbeiwert, hervorgerufen 

durch den Fahrtwind, berechnet, der beim Modellversuch wegen der 

geringen Windhauptspantäche und der geringen Geschwindigkeit vernachlässigt 

wird. 

Durch Addition der einzelnen Anteile erhält man den Widerstandsbeiwert 

für das Schi. 

Aus diesem lässt sich nun die Schleppleistung P e ermitteln. 

Die Propulsionsfaktoren lassen sich mit Hilfe aller drei Versuche folgendermaÿen 

ermitteln: 



Die Sogzier t wird über den Vergleich zwischen Widerstand aus dem Widerstandsversuch 

und dem Schub aus dem Propulsionsversuch ermittelt, wobei 

noch ein beim Propulsionsversuch aufgebrachter Reibungsabzug berücksichtigt 

werden muss. Die Sogzier des Modells wird ohne Korrekturen für die 

Groÿausführung übernommen, da der Sog hauptsächlich auf Potentialeekten 

beruht. 

Der im Propulsionsversuch gemessene Schub wird durch Dichte, Drehzahl 

und Propellerdurchmesser dimensionslos gemacht und es ergibt sich daraus 

der sogenannte Schubbeiwert des Propellers. Es wird nun davon ausgegangen, 

dass der Propeller hinter dem Schi genau dann denselben Schubbeiwert 

besitzt wie der Propeller im Propulsorfreifahrtversuch, wenn die Anströmgeschwindigkeit 

gleich ist. Man nennt dies Schubidentität. Durch dieses Vorgehen 

erhält man den Fortschrittsgrad J, in dem die Anströmgeschwindigkeit 

enthalten ist. Er ist folgendermaÿen deniert: 

J = v a 

nD 

Hierbei ist v a die Anströmgeschwindigkeit, n die Drehzahl und D der Propellerdurchmesser. 

Mit dem bekannten Fortschrittgrad lässt sich die Nachstromzier w sowie 

der Gütegrad der Anordnung bestimmen. Der Gütegrad der Anordnung des 

Modells wird ohne Korrekturen für die Groÿausführung übernommen. Die 

Nachstromzier wird noch korrigiert. Die Korrektur ist erforderlich, da der 

Nachstrom hauptsächlich durch Reibungseekte entsteht. Die Reibung ist 

beim Modell jedoch stark überzeichnet. Es wird daher für das Schi eine 

neue Nachstromzier aus der des Modells berechnet, die etwas kleiner als 

beim Modell ausfällt. Es gehen dabei die Gröÿen Sogzier, Rauhigkeit der 

Auÿenhaut, Formfaktor, der von der Versuchsanstalt angegeben wird, sowie 

die Reibungswiderstandsbeiwerte von Modell und Schi ein. 

Nun muss noch der Propulsionspunkt ermittelt werden. Dieser liegt dort, wo 

die Gleichgewichtsbedingung Schub = W iderstand + Sog erfüllt ist [1]. Dies 

ist der Fall, wenn die schiseitige Belastungskurve die Kurve des propellerseitigen 

Schubbeiwertes schneidet. Die schiseitige Belastungskurve lautet 

folgendermaÿen: 

k T = J 2 R T 

· 

(4) 

ρD 2 (1 − t)v m2 (1 − w) 2 

Mit dem gefundenen Fortschrittsgrad erhält man aus dem Diagramm des Propellerfreifahrtversuchs 

den Schubbeiwert, den Momentenbeiwert sowie den 

Propulsorfreifahrtwirkungsgrad. 

Über das Drehmoment und die Drehzahl lässt sich jetzt die Propellerdrehleistung 

P D errechnen. 

orian.kemper@tuhh.de 7 

(3)


3.3 Widerstand 

Die Widerstände können in Tabelle 4 betrachtet werden. Es ist zu erkennen, 

dass die Widerstände von Ein- und Zweischrauber noch sehr ähnlich sind. 


Widerstand R T s [kN] 2114,42 2126,65 1679,22 1689,86 

Leistung P e [MW] 21,21 21,33 16,84 16,95 

Tabelle 4: Vergleich der Schleppleistungen 

3.4 Propulsionsgütegrade 

3.4.1 Schiseinussgrad 


Sogzier t [-] 0,190 0,219 0,192 0,227 

Nachstromzier w [-] 0,272 0,318 0,273 0,325 

Schiseinussgrad η H [-] 1,112 1,144 1,111 1,145 

Tabelle 5: Vergleich des Schiseinussgrades 

Hier sieht man, dass sowohl Sogzier als auch Nachstromzier beim Einschrauber 

deutlich gröÿer sind als beim Zweischrauber. Man erhält dadurch 

einen Unterschied im Schiseinussgrad von etwa 3% zu Gunsten des Einschraubers. 

3.4.2 Gütegrad der Anordnung 

Tabelle 6 zeigt die Gütegrade der Anordnung. Diese Werte unterscheiden 


Gütegrad der Anordnung 0,995 1,003 0,994 1,006 

η R [-] 

Tabelle 6: Vergleich des Gütegrades der Anordnung 

sich nicht sehr stark. Es gibt einen Unterschied von ca. 0,7% zu Gunsten des 

Einschraubers. Dies ist jedoch ein geringer Einuss. 



3.4.3 Propulsorfreifahrtwirkungsgrad 

Beim Propulsorfreifahrtwirkungsgrad zeigen sich groÿe Unterschiede. Er ist 

in Tabelle 7 zu sehen. Der Unterschied im Propulsorfreifahrtwirkungsgrad 

beträgt ca. 8%. Dies ist eine erhebliche Dierenz. 


Propulsorfreifahrtwirkungsgrad 

0,694 0,610 0,685 0,600 

η O 

[-] 

Tabelle 7: Vergleich des Propulsorfreifahrtwirkungsgrades 

In diesem Wert zeigt sich der entscheidende Vorteil des Zweischraubers. 

Um dies zu verdeutlichen wird in Tabelle 8 (exemplarisch für twin266 und 

single155, da dies die originalen Schie sind) noch der Fortschrittsgrad sowie 

der Schubbelastungsgrad angeführt. Letzterer ist folgendermaÿen deniert: 

c T H = 

T 

v 2 a · A 0 · ρ/2 

(5) 

Dabei ist T der Schub des Propellers, v a die Anströmgeschwindigkeit und A 0 

die Kreisäche, die durch den Propellerdurchmesser beschrieben wird. 

Schi twin266 single155 

Propellerdurchmesser D [m] 7,7 8,65 

Anzahl der Propeller [-] 2 1 

Propellerkreisäche A 0 [m 2 ] 93,13 58,77 

Anströmgeschwindigkeit v a [m/s] 7,305 6,774 

Schubbelastungsgrad c T H [−] 1,025 1,581 

Drehzahl n [1/s] 1,424 1,444 

Fortschrittsgrad [-] 0,666 0,542 

Tabelle 8: Schubbelastungsgrad und Fortschrittsgrad 

Man erkennt, dass der Einschrauber einen deutlich höheren Schubbelastungsgrad 

aufweist. Da die Anströmgeschwindigkeit im Vergleich zu den anderen 

Gröÿen sehr ähnlich ist, bedeutet es, dass mehr Schub auf der vorhandenen 

Propellerkreisäche übertragen werden muss. Dies geschieht dadurch, 

dass der Propeller bei einem geringeren Fortschrittsgrad arbeitet. Dies erzeugt 

durch den vergröÿerten Anstellwinkel mehr Schub und benötigt mehr 

Drehmoment. 



Bei einem niedrigeren Fortschrittsgrad sinkt jedoch auch der Propulsorfreifahrtwirkungsgrad, 

der sein Maximum bei einem höheren Fortschrittsgrad 

hat. Diesen Zusammenhang zeigt Abbildung 1. Es sind die beiden Propulsorfreifahrtwirkungsgrade 

über dem Fortschrittsgrad aufgetragen. Auÿerdem 

sind die Fortschrittsgrade von twin266 (0,666) und single155 (0,542) markiert. 

In diesem Bereich ist der Propulsorfreifahrtwirkungsgrad monoton steigend. 

Daraus folgt, dass er bei geringerem Fortschrittsgrad ebenfalls geringer 

wird. 

Daraus resultiert letztendlich der oben genannte Unterschied von etwa 8%. 

0,8000 

0,7000 

0,6000 

0,5000 

0,4000 

0,3000 

0,2000 

0,1000 

0,0000 

0,0000 0,1000 0,2000 0,3000 0,4000 0,5000 0,6000 0,7000 0,8000 0,9000 1,0000 

Wirkungsgrad Einschrauber 

Fortschrittsgrad Einschrauber 

wirkungsgrad Zweischrauber 

Fortschrittsgrad Zweischrauber 

Abbildung 1: Propulsorfreifahrtwirkungsgrade von Zwei- und Einschrauber 

mit den zugehörigen Fortschrittsgraden 

3.5 Power delivered 

Zusammenfassend werden in Tabelle 9 die Gütegrade der Propulsion und die 

resultierende Propellerdrehleistung gegeben. Diese werden auÿerdem in Abbildung 

2 graphisch über der Verdrängung aufgetragen. Es sind die anfangs 

vorgestellten Schie twin266, single266, twin155, single155, twin216 und single216 

gezeigt. Auÿerdem werden Werte aus einer Studie der "DEAWOO 



Shipbuilding and Marine Engineering Co., Ltd. eingefügt. Diese zeigen ebenfalls 

den Vergleich zwischen Ein- und Zweischraubern unterschiedlicher Gröÿe. 

Die Studie von DAEWOO zeigt zwar etwas andere Zahlen, sie geben jedoch 

die selbe Tendenz an. 

Es zeigt sich sowohl aus den Groÿprognosen der Modellversuche, als auch aus 

den anderen o.g. Daten, dass Zweischrauber hinsichtlich der Propulsion den 

Einschraubern überlegen sind. Die Dierenz beträgt dabei bis zu 3000kW. 

Wie schon vorher erwähnt, steckt der gröÿte Unterschied im Propulsorfreifahrtwirkungsgrad. 

Es ist sicher noch kritisch zu sehen, dass die miteinander verglichenen Schie 

unterschiedliche Hauptabmessungen haben. Jedoch ist der Unterschied in der 

Leistung recht deutlich. Auÿerdem ist man beispielsweise im Falle des vergröÿerten 

Einschraubers (single266) auf der sicheren Seite, da der Propellerdurchmesser 

ebenfalls hochskaliert wurde, und daher etwas zu groÿ ausfällt. 

Durch diese Tatsache wird die Leistung eher etwas zu gering kalkuliert. 

Im Allgemeinen entsprechen die Ergebnisse aber den Erwartungen und decken 

sich mit der Theorie. 


Gütegrad der Propulsion η D 0,768 0,700 0,756 0,692 

Propellerdrehleistung P D 27,627 30,478 22,278 24,503 

[MW] 

Tabelle 9: Gütegrade der Propulsion und Propellerdrehleistungen 


4 VERGLEICH DER QUALITÄT DES NACHSTROMFELDES 

[MW] 

36 

34 

P_D über Displacement 

Daewoo twinskeg 

32 

30 

28 

26 

Daewoo singlescrew 

single155, single216 und 

single266 

twin155, twin216 und 

twin266 

24 

22 

20 

100.000 110.000 120.000 130.000 140.000 150.000 160.000 170.000 180.000 

[m³] 

twin155, twin216 und twin266 single155, single216 und single266 daewoo twinskeg daewoo singlescrew 

Abbildung 2: Vergleich der Propellerdrehleistungen über dem Displacement 

4 Vergleich der Qualität des Nachstromfeldes 

4.1 Bedeutung des Nachstromfeldes 

Beim Nachstrom wird generell unterschieden zwischen nominellem und eektivem 

Nachstrom [1]. Der eektive Nachstrom wird aus den Modellversuchen 

gewonnen. Er gibt den Unterschied zwischen dem Propellerverhalten hinter 

dem Schi und der Propellerfreifahrt an. Er wird ausgedrückt in der Nachstromzier 

w (siehe auch Kapitel 3). 

Der nominelle Nachstrom wird im Modellversuch bei fahrendem Schi ohne 

Propeller in der Propellerebene gemessen. Es wird die dreidimensionale 

Geschwindigkeit auf 24 oder 36 Winkeln und auf 4 bis 7 Radien (je nach 

Versuchsanstalt) erfasst. Im Folgenden ist der nominelle Nachstrom gemeint. 

Abbildung 3 zeigt die Nachstromfelder der vorhandenen Vergleichsschie. 

Die Graphik stellt die relative lokale Anströmgeschwindigkeit va 

v s 

in der Propellerebene 

relativ zur Schisgeschwindigkeit dar. 

Das Nachstromfeld bildet die Grundlage für den gesamten Propellerentwurf. 

Die Qualität des Nachstromfeldes hat einen wesentlichen Einuss auf 

die vom Propeller erregten Vibrationen. Sie entstehen sowohl durch Schwan- 



Abbildung 3: Nachstromfeld des Zweischraubers (links) und des Einschraubers 

(rechts); die Propellerdurchmesser sind schwarz eingezeichnet 

kungen des Schubes und des Drehmomentes, als auch durch Druckimpulse 

an der Auÿenhaut. 

4.2 Funktionsweise des Propellers 

Um zu verstehen, wie die Schwankungen zustande kommen, muss zunächst 

die Funktionsweise des Propellers betrachtet werden. Hierzu ist in Abbildung 

4 der Schnitt eines Flügels eines Propellers gezeigt. 

Hierbei ist β der hydrodynamische Steigungswinkel. Für ihn gilt: 

tan(β) = 

v A 

2 · π · r · n 

Der Anstellwinkel des Prols gegen die Fahrtrichtung wird durch den Winkel 

δ beschrieben. Für ihn gilt: 

tan(δ) = 

P 

2πr 

Die Dierenz dieser beiden Winkel ist der Winkel α, unter dem das Prol 

durch das umgebende Fluid angeströmt wird. 

Während der Winkel δ durch die Geometrie des Propellers vorgegeben wird, 

ist der Winkel β abhängig von der Anströmgeschwindigkeit v a , sowie vom 

Radius r und der Propellerkreisfrequenz ω. 

orian.kemper@tuhh.de 13 

(6) 

(7)


α 

P 

v 

v a 

2 · π · r · n 

β 

δ 

2 · π · r 

Abbildung 4: Anströmverhältnisse am Propellerügel 

Es treten neben diesen Gröÿen auch noch tangentiale und propellerinduzierte 

Anteile auf. Diese werden in diesem Abschnitt zur Vereinfachung jedoch 

ausgelassen. In dem Verfahren, das in 4.3 erläutert wird, sind diese Anteile 

aber berücksichtigt. 

Der Auftrieb und der Widerstand des Flügels entsprechen beim gesamten 

Propeller dem Schub und dem Drehmoment. Dadurch wird deutlich, warum 

eine lokale Veränderung der Anströmgeschwindigkeit in der Propellerebene 

einen groÿen Einuss auf das Vibrationsverhalten des Schies hat. 

4.3 Bewertungsverfahren 

Das verwendete Verfahren zur Bewertung der Qualität des Nachstroms [2] basiert 

auf den Veränderungen des hydrodynamischen Steigungswinkels. Hierbei 

werden sowohl Axial-, Radial als auch Tangentialkomponenten des Nachstroms 

berücksichtigt. 

Die Gesamtgüte des Nachstromfeldes 

1 

wird in einen Umfangsgütegrad und 

einen radialen Gütegrad unterteilt. Er lautet: 

Die einzelnen Komponenten ergeben sich wie folgt: 

η N = η R · η U (8) 



• Radialer Gütegrad: 

η R = 1 − 

√ 

Dβ ′ m · dβ ′ m (9) 

Hierbei steht Dβ ′ m für die Dierenz aus dem gröÿten und dem kleinsten 

auftretenden Wert der mittleren radialen Anstellwinkel. 

Der Wert dβ ′ m steht für die mittlere Abweichung der radialen Anstellwinkel. 

Diese beide Werte müssen nun noch über alle Messradien integriert 

werden. 

• Umfangsgütegrad: 

η U = 1 − 

√ ∆β ′ · ( dβ 

dϕ ) max (10) 

Beim Umfangsgütegrad werden die verwendeten Anstellwinkelschwankungen 

und -gradienten zusätzlich noch durch den dimensionslosen 

Propellerradius r gewichtet. 

R 

Hier beschreibt der Wert ∆β ′ Das Integral der maximalen Anstellwinkelunterschiede 

über die Radien. 

Der Wert ( dβ ) dϕ max beschreibt das Integral der maximalen Anstellwinkelgradienten 

über die Radien. 

Die vollständige Herleitung des Verfahrens lässt sich in [2] nachlesen. 

4.4 Qualitätswerte und Vergleich mit anderen Schien 

Die in Kapitel 4.3 angegebenen dimensionslosen Gröÿen zur Bewertung der 

Qualität des Nachstromfeldes sind für die vorhandenen Nachstromfelder des 

Zweischraubers und des Einschraubers in Tabelle 10 gegeben. 

Hier ist zu sehen, dass der Einschrauber einen etwas besseren Wert hat 

als der Zweischrauber. 

In [2] sind einige Werte gegeben, mit denen man die beiden Werte absolut 

einordnen kann. Die untersuchten Zweischrauber sind jedoch bis auf zwei 

Ausnahmen nicht in Twin-Skeg-Ausführung, sondern besitzen Wellenböcke. 

Daher ist es zweckmäÿig, die Werte mit denen der Einschrauber zu vergleichen, 

wie es in [2] ebenfalls getan wurde. Die Grenze für gute bzw. schlechte 

Gütegrade wurde basierend auf vorherigen Ergebnissen der SVA Potsdam 

zu 0,62 gesetzt. Entsprechend liegt der Einschrauber knapp darüber, der 

Zweischrauber knapp darunter. Damit liegen sie jedoch in der vorhandenen 

Auswahl aus Container-Schien, Bulkern, Tankern und RoRo-Schien in der 



Schi Zweischrauber Einschrauber 

Dβ m ′ 0,231 0,208 

dβ m ′ 0,066 0,054 

η R 0,877 0,894 

∆β ′ 0,579 0,575 

( dβ ) dϕ max 0,189 0,138 

η U 0,669 0,718 

η N 0,587 0,642 

Tabelle 10: Bewertung der Güte der Nachstromfelder 

besseren Hälfte. Die beiden in [2] untersuchten Twin-Skeg-Varianten haben 

äuÿerst schlechte Werte von 0,205 und 0,375. 

Um aber eine qualiziertere Aussage über die absolute Güte des Nachstroms 

zu treen wäre es notwendig, weitere LNG-Tanker im Vergleich zu haben. 

Daher liegt hier der Hauptaugenmerk auf dem Vergleich der beiden Schie 

miteinander. 

Es wird in Kapitel 5 nocheinmal auf diese Ergebnisse eingegangen werden. 


5 SCHUB- UND DREHMOMENTSCHWANKUNGEN 

5 Schub- und Drehmomentschwankungen 

Wie in Kapitel 5 schon erwähnt, bekommt der Propeller ein ungleichförmiges 

Nachstromfeld, in dem er arbeiten muss. Die über den Umfang ungleichförmige 

Anströmgeschwindigkeit sowie die tangentiale Komponente im Zustrom 

bewirken ständige Schwankungen des Anstellwinkels. Auf den einzelnen Flügel 

bewirken diese eine Veränderung des Widerstands und des Auftriebs. Betrachtet 

man den ganzen Propeller entsprechen diese Veränderungen Schwankungen 

des Drehmoments und des Schubes. 

Um dies zu erfassen, wird eine Rechnung mit einem sog. Wirbel-Gitter- 

Verfahren (Vortex-Lattice Method) durchgeführt. Das Verfahren soll im Folgenden 

kurz erläutert werden. 

5.1 Wirbel-Gitter-Verfahren 

Das Wirbel-Gitter-Verfahren beruht auf der Potentialtheorie [4]. In der Potentialtheorie 

wird der Strömungsbereich als inkompressibles, reibungs- und 

rotationsfreies Fluid angenommen. 

Zur Berechnung des Auftriebs eines Flügels werden Quellen, Senken sowie 

Wirbel auf dem Prol platziert. Hierbei simulieren die Quellen und Senken 

die Form des Prols, die Zirkulationen der Wirbel modellieren die auftriebserzeugenden 

Eekte. Für diese Singularitäten sind einfache analytische Lösungen 

bekannt, die anschlieÿend überlagert werden. Die Berechnung dieser 

Gröÿen erfolgt durch Aufstellen und Einhalten der Randbedingungen. 

Das Verfahren lässt sich hier anwenden, da der Auftrieb eines Flügelprols 

hauptsächlich durch Potentialeekte hervorgerufen wird. Da alle Geschwindigkeitskomponenten 

erfasst werden, lassen sich auch die instationären Berechnungen 

im Nachstromfeld durchführen. 

Das Verfahren ist implementiert in E4. Dies ist ein schibauliches Entwurfsprogramm, 

mit dem die Berechnungen durchgeführt werden. Genauere Beschreibungen 

des Verfahrens lassen sich in [4] oder [3] wiedernden. 

5.2 Nachstromfeld 

Um die instationäre Rechnung durchzuführen wird das Nachstromfeld des 

jeweiligen Schies benötigt. Die vorhandenen Nachstromfelder wurden in einem 

Modellversuch gemessen. Es gibt vier Messradien, auf denen die dreidimensionalen 

Geschwindigkeiten in 15 ◦ -Schritten gemessen wurden. Diese 

Geschwindigkeiten liegen mit ihren jeweiligen einzelnen Komponenten tabellarisch 

und graphisch vor (siehe Abbildung 3). 



5.3 Modellierung der Propeller 

Um das Verfahren anzuwenden, benötigt man das Modell des Propellers. Der 

Propeller wird folgendermaÿen modelliert: 

Es gibt über den gesamten Propellerradius 12 Radien, zu denen jeweils ein 

Prolschnitt deniert wird. Der Prolschnitt wird deniert durch die Art des 

Prols (z.B. NACA), die maximale Dicke, die Wölbungstiefe und die Sehnenlänge. 

Anhand dieser Parameter werden die Dicken-Koordinaten des Prols 

über die relative Länge erstellt. Die einzelnen Prolschnitte liegen auf der 

Erzeugenden (Generator Linie). Durch diese ergibt sich auÿerdem die Rücklage 

(Skew). Hinzu kommt noch die Verdrehung des Flügels, die über die 

Steigung der einzelnen Schnitte beschrieben wird. Natürlich muss auch die 

Flügelanzahl bekannt sein. 

Die Grundlage für den Propeller, der bei den Rechnungen verwendet wird, 

bilden die Daten desjenigen Propellers, der im Modellversuch des Zweischraubers 

verwendet wurde. Vorhanden waren hierbei die Gröÿen Propellerdurchmesser, 

Nabendurchmesser, Flächenverhältnis sowie Steigung, Sehnenlänge 

und maximale Dicke der einzelnen Schnitte. Die Art des Prols und die Wölbungstiefe 

sind nicht vorhanden. 

5.4 Durchgeführte Kombinationen 

Die Berechnung der Schwankungen sollen für folgende Kombinationen durchgeführt 

und verglichen werden: 

• Nachstromfeld des Zweischraubers mit 5-ügligem Propeller (twin5) 

• Nachstromfeld des Zweischraubers mit 4-ügligem Propeller (twin4) 

• Nachstromfeld des Einschraubers mit 5-ügligem Propeller (single5) 

• Nachstromfeld des Einschraubers mit 4-ügligem Propeller (single4) 

Es wurden 4- bzw. 5-üglige Propeller gewählt, da dies derzeit die gängigen 

Flügelzahlen sind. Diese werden jeweils am Ein- und Zweischrauber 

untersucht. Die Rechenfälle bzw. die Namensgebung ist nicht mit den Fällen 

aus Kapitel 3 zu verwechseln. Hier wurden nur die beiden originalen Schie 

verwendet, mit jeweils zwei verschiedenen Propellern. 

5.4.1 Zweischrauber mit 5-ügligem Propeller (twin5) 

Propellermodellierung Da kein Proltyp gegeben ist, wurde dieser zu einem 

NACA16a08 gewählt. Dieses Prol besteht aus einer NACA16-Tropfenform. 



Zusätzlich fällt die Wölbung der Skelettlinie ab x/c = 0, 8 linear bis auf null 

ab. Es ist bei Propellern ein sehr häug verwendetes Prol. 

Um die Wölbungstiefe zu ermitteln, wird eine Zeichnung des Flügels vergröÿert, 

aus der die Wölbung nun ausgemessen wird. Der Verlauf der Wölbung 

über den Radius wird anschlieÿend noch gestraakt, um keine Sprünge zu bekommen. 

Nun verwendet man das Programm Xfoil. Mit diesem Programm lassen sich 

die Koordinaten der Proloberäche erzeugen, wenn man die o.g. Parameter 

eingibt. Nun hat man die Prolschnitte für 12 Radien. All diese Daten 

werden in eine sogenannte p-Datei eingegeben, die anschlieÿend in E4 eingelesen 

werden kann. 

Berechnung Für diesen Propeller wird nun das Freifahrtdiagramm berechnet. 

Aus dem Modellversuch liegt auÿerdem das gemessene Freifahrtdiagramm 

vor. Die Abbildungen 5 und 6 zeigen den Vergleich dieser beiden. 

0.8 

KT, 10KQ, Eta 

0.7 

0.6 

KT, 10KQ, Eta 

0.5 

0.4 

0.3 

0.2 

0.1 

0 

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 

Advance coefficient J[-] 

P043 : KT P043 : 10KQ P043 : eta 

Abbildung 5: Berechnetes Freifahrtdiagramm des originalen 5-Flüglers 

Betrachtet man die Abbildungen 5 und 6, so stellt man fest, dass sie gut 

übereinstimmen. Daher wird davon ausgegangen, dass das Rechenverfahren 

für die folgende Bewertung hinreichend genau ist. 

Nun lässt sich die instationäre Rechnung durchführen, bei der der Propeller 

im Nachstromfeld arbeitet. Die Abbildungen 7 und 8 zeigen den Verlauf des 

Schubes bzw. des Momentes über den Drehwinkel. Die rote Kurve gilt für 



0,8000 

0,7000 

0,6000 

0,5000 

0,4000 

0,3000 

0,2000 

0,1000 

0,0000 

0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 

K_Tm 10K_Qm eta_0 

Abbildung 6: Gemessenes Freifahrtdiagramm des originalen 5-Flüglers 

einen einzigen Flügel, die schwarze stellt die Überlagerung aller Flügel dar. 

1400 

Thrust vs. Angle 

1200 

1000 

Thrust [KN] 

800 

600 

400 

200 

0 

0 50 100 150 200 250 300 350 400 

Angle [Deg], 00=6o’clock, 90=9o’clock (view from aft) 

P036 : x-thrus P036 : x-thrus 

Abbildung 7: Schub des originalen 5-Flüglers des Zweischraubers (twin5) 

Auch hier lässt sich nochmal der Vergleich zu den vorhandenen Werten 

ziehen. Die Rechnung ergibt einen Schub von 1294kN und ein Moment von 



-200 

Torque vs. Angle 

-400 

-600 

Torque [KNm] 

-800 

-1000 

-1200 

-1400 

-1600 

0 50 100 150 200 250 300 350 400 


P036 : x-torqu P036 : x-torqu 

Abbildung 8: Moment des originalen 5-Flüglers des Zweischraubers (twin5) 

1438kNm. Aus der Groÿprognose des Modellversuchs liest man einen Schub 

von 1314kN und ein Moment von 1557kNm ab. Hier gilt es zu beachten, dass 

diese Werte nur für einen Propeller gelten. Bei den Berechnungen für den 

Zweischrauber müssen diese daher noch mit zwei multipliziert werden. 

Diese Werte zeigen auch wieder eine gute Übereinstimmung. 

Betrachtet man die Kurven genauer, erkennt man deutlich das Maximum im 

Verlauf des einzelnen Flügels bei 180 ◦ . Dies entspricht der 12-Uhr Positon im 

Nachstromfeld. Durch die hier verminderte Geschwindigkeit im Nachstrom 

(siehe Abbildung 3) ergibt sich ein vergröÿerter Anstellwinkel, aus dem ein 

gröÿerer Schub sowie ein ein gröÿeres Moment resultiert. 

Die Überlagerung der einzelnen Kräfte und Momente ergibt nun eine Schwingung, 

die eine Erregung für das gesamte Schi darstellt. Die Amplitude beträgt 

ca. 50kN bzw. 50kNm. 

5.4.2 Zweischrauber mit 4-ügligem Propeller (twin4) 

Propellermodellierung Die Basis für den 4-ügligen Propeller bietet 

twin5. Um einen sinnvollen Vergleich herstellen zu können, ist es notwendig, 

dass der Schub beider Propeller in etwa gleich ist. Hierzu könnte man 

beispielweise die Parameter Sehnenlänge, Steigung oder Wölbung verändern. 

Als erste Näherung wird hier die identische Flügelgeometrie verwendet, die 

Flügelzahl beträgt vier. 



Berechnung 

Den Verlauf des Schubes zeigt Abbildung 9. Es ergibt sich 

1300 


1200 

1100 

1000 

900 

Thrust [KN] 

800 

700 

600 

500 

400 

300 

200 

0 50 100 150 200 250 300 350 400 



Abbildung 9: Schub des 4-ügligen Propellers des Zweischraubers, mit bis 

auf die Flügelzahl unveränderter Geometrie 

ein Schub von 1193kN. Dies ist noch etwas weniger als der benötigte Schub 

von 1294kNm. Als erster Ansatz wird versucht, die Sehnenlänge der Prolschnitte 

zu verändern. Dies hat jedoch nur wenig Einuss auf den Schub, 

und man erreicht nicht die notwendige Gröÿe. Eine andere Möglichkeit ist es, 

die Wölbung der einzelnen Prolschnitte zu vergröÿern. Hierzu müsste man 

jedoch wieder mit dem Programm Xfoil alle Schnitte einzeln erzeugen, was 

insgesamt zu aufwändig ist, um es hier iterativ zu tun. 

Daher wird als nächstes versucht, die Steigung zu vergröÿern. Im nächsten 

Versuch wird die vorhandene Steigung von 7,29m auf 7,60m vergröÿert. Das 

Ergebnis zeigt Abbildung 10. Man erhält einen Schub von 1288kN und ein 

Moment von 1446kNm. Dies stellt eine hinreichende Übereinstimmung mit 

dem Schub des 5-Flüglers dar. 

Das entsprechende Moment zeigt Abbildung 11. 

Man erkennt hier eine Amplitude von etwa 56kN beim Schub und 53kNm 

beim Moment. 

Auällig ist hierbei die deutlich andere Form der Schwingung. Während bei 

dem 5-Flügler eine nahezu sinusförmige Schwingung vorliegt, erhält man 



1400 


1200 

1000 

Thrust [KN] 

800 

600 

400 

200 

0 50 100 150 200 250 300 350 400 



Abbildung 10: Schub des 4-ügligen Propellers des Zweischraubers mit vergröÿerter 

Steigung gegenüber twin5 (twin4) 

-200 


-400 

-600 

Torque [KNm] 

-800 

-1000 

-1200 

-1400 

-1600 

0 50 100 150 200 250 300 350 400 



Abbildung 11: Moment des 4-ügligen Propellers des Zweischraubers mit 

vergröÿerter Steigung (twin4) 



beim 4-Flügler noch eine Unterschwingung. Diese bildet eine zusätzliche Erregung 

mit der doppelten Blattfrequenz. 

5.4.3 Einschrauber mit 5-ügligem Propeller (single5) 

Propellermodellierung Für den Einschrauber sind als Daten für den Propeller 

nur die Gröÿen Propellerdurchmesser, Nabendurchmesser, Steigung auf 

dem Radius 0,75R, Sehnenlänge auf dem Radius 0,75R und maximale Dicke 

auf dem Radius 0,75R bekannt. Die Werte für die übrigen Radien sowie eine 

Skizze sind nicht vorhanden. Daher wird folgendermaÿen vorgegangen: Als 

Basis dient wieder twin5. Es werden die Prolschnitte mit den zugehörigen 

Koordinaten verwendet. Es werden die Gröÿen Durchmesser, Steigung und 

Sehnenlänge von den Daten von twin5 auf die Daten von single5 skaliert. 

Siehe dazu auch Tabelle 2 

Berechnung Den Verlauf des Schubes zeigt Abbildung 12. 

2200 


2000 

1800 

1600 

Thrust [KN] 

1400 

1200 

1000 

800 

600 

400 

200 

0 50 100 150 200 250 300 350 400 



Abbildung 12: Schub des 5-ügligen Propellers des Einschraubers (single5) 

Der berechnete Schub beträgt 1967kN. Aus der Groÿausführungsprognose 

erhält man einen benötigten Schub von 2162 kN. Dies sind noch ca. 10% 

Abweichung. Dies liegt daran, dass nicht die vollständige Geometrie des Propellers 

vorliegt, und man daher viele der Gröÿen von dem anderen Propeller 

übernehmen muss. Dieser ist jedoch nicht optimiert für den vorliegenden 



Fall. Allerdings ist es für diese Anwendung hinreichend genau, da hier nur 

der Verlauf des Schubes, bzw. des Momentes betrachtet werden soll. 

Das zugehörige Moment beträgt 2069kNm. Es ist in Abbildung 13 zu sehen. 

Die Amplitude des Schubes beträgt 140kN und die des Momentes 150kNm. 

-200 


-400 

-600 

-800 

Torque [KNm] 

-1000 

-1200 

-1400 

-1600 

-1800 

-2000 

-2200 

0 50 100 150 200 250 300 350 400 



Abbildung 13: Moment des 5-ügligen Propellers des Einschraubers (single5) 

5.4.4 Einschrauber mit 4-ügligem Propeller (single4) 

Propellermodellierung Das Modell des 4-ügligen Propellers des Einschraubers 

ergibt sich aus single5. Es wird die Geometrie des Flügels übernommen. 

Es wird lediglich ein Flügel weggelassen. 

Berechnung Der Schub von single4 ist in Abbildung 14 zu sehen. 

Man erhält einen Schub von 1869kN. Um in etwa den gleichen Schub zu 

erhalten wie single5 wird nun wieder die Steigung verändert. Die Steigung 

betrug vorher 7,07m. Die Steigung wird nun auf 7,2m vergröÿert. Den Schub 

zeigt Abbildung 15. 



2000 


1800 

1600 

1400 

Thrust [KN] 

1200 

1000 

800 

600 

400 

0 50 100 150 200 250 300 350 400 



Abbildung 14: Schub des 4-ügligen Propellers des Einschraubers mit unveränderter 

Flügelgeometrie gegenüber single5 

2000 


1800 

1600 

1400 

Thrust [KN] 

1200 

1000 

800 

600 

400 

0 50 100 150 200 250 300 350 400 



Abbildung 15: Schub des 4-ügligen Propellers des Einschraubers mit vergröÿerter 

Steigung (single4) 



Mit der veränderten Steigung beträgt der Schub nun 1952kN. Dies entspricht 

nahezu dem Schub von single5. 

Das Moment beträgt 2064kNm und die Amplitude 75kNm. 

Man erkennt in dem Verlauf des Schubes über dem Winkel, dass die Amplitude 

der Schwingung kleiner ist als beim 5-Flügler (single5). Sie beträgt ca 

70kN. 

-400 


-600 

-800 

-1000 

Torque [KNm] 

-1200 

-1400 

-1600 

-1800 

-2000 

-2200 

0 50 100 150 200 250 300 350 400 



Abbildung 16: Moment des 4-ügligen Propellers des Einschraubers mit vergröÿerter 

Steigung (single4) 

5.5 Übersicht über die Ergebnisse 

Die Tabelle 11 gibt einen Überblick über die errechneten Werte. Die Werte 

beim Zweischrauber wurden jeweils mit zwei multipliziert, so dass sie für das 

gesamte Schi gelten. Die relative Amplitude gibt den Quotient aus Amplitude 

und Eektivwert in Prozent an. 

Betrachtet man die Kurven nur eines Flügels im Nachstrom so erkennt 

man, dass das Maximum beim Zweischrauber deutlich ausgeprägter ist. Beim 

Einschrauber hingegen ist kein deutliches Maximum zu erkennen. Auf den 

ersten Blick verwundert diese Tatsache ein wenig. Da in der 12-Uhr Position 

eine deutliche Nachstromdelle zu sehen ist, erwartet man auch ein Maximum 

im Schub- und Momentenverlauf des einzelnen Flügels. Betrachtet man jedoch 

den Propellerdurchmesser, der in Abbildung 3 schwarz eingezeichnet 


6 ZUSAMMENFASSUNG DER ERGEBNISSE 

Schi Zweischrauber Einschrauber 

Propeller twin5 twin4 single5 single4 

Flügelzahl [-] 5 4 5 4 

Schub [kN] 2590 2576 1967 1952 

Amplitude [kN] 100 112 140 70 

relative Amplitude [%] 3,9 4,3 7,1 3,6 

Moment [kNm] 2876 2892 2069 2064 

Amplitude [kNm] 100 106 150 75 

relative Amplitude [%] 3,5 3,7 7,2 3,6 

Tabelle 11: Übersicht über die Schwankungen des Schubes und des Drehmomentes 

ist, so sieht man, dass der Nachstrom innerhalb dieses Durchmessers sehr viel 

homogener ist. Die Nachstromdelle liegt dadurch nur teilweise innerhalb des 

Propellerdurchmessers, und zu groÿen Teilen auÿerhalb. Der Propellerdurchmesser 

wird auch bei der Nachstrombewertung in Kapitel 4 berücksichtigt, 

bei der der Einschrauber auch den besseren Wert erzielt. 

In der Überlagerung ergibt sich allerdings ein etwas verändertes Bild. Bei drei 

der vier Kombinationen ergibt sich eine relative Amplitude im Schub von ca. 

3,5 bis 4%. Einzig beim Einschrauber mit 5-ügligem Propeller ergibt sich eine 

sehr ungünstige Überlagerung. Im Verlauf des Schubes und des Momentes 

des Einzelügels sind drei leichte Maxima zu erkennen. Diese fallen ziemlich 

genau zusammen, so dass eine relative Amplitude von 7,1% entsteht. 

Zusätzlich ist zu beachten, dass bei der Kombination Zweischrauber mit 4- 

ügligem Propeller eine zusätzliche Unterschwingung auftritt. Diese zeigt sich 

in Form von zwei weiteren Wendestellen während eines Flügeldurchgangs. 

Diese Tatsache muss bei Schwingungsrechnungen beachtet werden, da eine 

zusätzliche höhere Erregerfrequenz entsteht. 

6 Zusammenfassung der Ergebnisse 

Nachdem die einzelnen Aspekte untersucht worden sind, zeigt sich insgesamt, 

dass der Zweischrauber in diesem Segment groÿe Vorteile bietet. Der wesentliche 

Punkt ist die Propulsion, bzw. die benötigte Antriebsleistung. Durch 

den höheren Propulsorfreifahrtwirkungsgrad bei einem niedrigeren Schubbelastungssgrad 

kann erheblich Leistung gespart werden. 

Wie auch schon in der Einführung erwähnt, wird die Redundanz durch ein 

Zweischraubenkonzept verbessert. Auf diesen Punkt wurde in dieser Arbeit 


LITERATUR 

nicht näher eingegangen. Es ist jedoch eine Tatsache, dass das Schi selbst 

bei Ausfall einer Antriebsanlage selbständig weiterfahren kann. Das beinhaltet 

im Gegensatz zum Einschrauber auch einen Ausfall der Wellenleitung. 

Diese Fahrzustände wurden von der Versuchsanstalt ebenfalls getestet. 

Die Probleme, die durch das Twin-Skeg-Konzept verursacht werden könnten, 

sind Schwingungen bzw. Vibrationen. Stärkere Schwankungen des Schubes 

und des Drehmomentes als beim Einschrauber konnten hier jedoch nicht 

festgestellt werden. Auch die Flügelzahl des Propellers (in diesem Fall vier 

oder fünf) ist nicht kritisch. Sie lässt sogar noch Spielraum zur Optimierung 

der Antriebsleistung. Hierzu müsste man die unterschiedlichen Propellervarianten 

noch auf ihre Wirkungsgrade hin untersuchen. Dies wurde hier 

jedoch nicht betrachtet. Allerdings ist es bekannt, dass Propeller mit geringeren 

Flügelzahlen höhere Wirkungsgrade erzielen können, da die propellerinduzierten 

Geschwindigkeiten die auftriebserzeugenden Eekte weniger 

beeinussen. Durch den geringeren Schubbelastungsgrad des Zweischraubers 

ergibt sich die notwendige Freiheit im Propellerentwurf, um die Antriebsleitung 

weiter zu verringern. 

Auÿerdem treten bei geringerem Schubbelastungsgrad weniger Kavitationsprobleme 

auf. Diese erzeugen Druckimpulse an der Auÿenhaut und können 

sogar den Propeller beschädigen. Dieser Aspekt wurde jedoch nicht näher 

vertieft. 

Literatur 

[1] Stefan Krüger, Grundlagen der Propulsion, Technische Universität Hamburg 

Harburg, 2004, Manuskript zur Vorlesung Widerstand und Propulsion 

[2] Marc Fahrbach, Bewertung der Güte von Nachstromfeldern, 2004 Diplomarbeit 

Technische Universität Hamburg Harburg 

[3] Dr. K. Y. Chao und Dr.-Ing. H. Streckwall, Berechnung der Propellerumströmung 

mit einer Vortex-Lattice Methode 

[4] Dipl.-Ing. Wilfried Abels, Zuverlässige Prognose propellererregter Druckschwankungen 

auf die Auÿenhaut mittels Korrelation direkter Berechnung, 

2006 Technische Universität Hamburg Harburg

Qualitativer Vergleich zwischen Ein- und Zweischraubern ... - TUHH

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