Faculteit Toegepaste Wetenschappen. Optimalisatie van een vrachtschip voor de estuaire vaart: L eau Relie. Deel I: Tekst

Faculteit Toegepaste Wetenschappen Vakgroep Mechanische Constructie en Productie Voorzitter: Prof. Dr. Ir. J. DEGRIECK Afdeling Maritieme Technologie

Optimalisatie van een vrachtschip voor de estuaire vaart:

L’eau Relie

Deel I: Tekst Door:

Stefan PAPROCKI Benoît VANDEVOORDE Promotor: Prof. Dr. Ir. P. TRUIJENS

Scriptie ingediend tot het behalen van de academische graad van burgerlijk werktuigkundig-elektrotechnisch ingenieur, optie maritieme techniek. Academiejaar 2004-2005

Woord vooraf

Wij danken in de eerste plaats onze promotor Prof. dr. ir. P. Truijens, voor het begeleiden en sturen van onze werkzaamheden, en voor de vele constructieve discussies die daar bij te pas kwamen. Prof. dr. ir. M. Vantorre verdient eveneens onze dankbaarheid, voor het verschaffen van de hulpprogramma's om de Seaway-output te verwerken, en voor het advies daaromtrent. We wensen beide professoren overigens ook te bedanken voor de opleiding die ze ons de voorbije twee jaar verschaft hebben, en voor het zetelen in de leescommissie. Ook Prof. dr. ir. B. Verhegghe verdient een woord van dank voor zijn bijdrage in de berekeningen omtrent het dwarskrachtmiddelpunt en de wringing met verhinderde welving. We feliciteren SArah Goossens, FREderick Van Nuffel en STeven Coppens met het werk dat ze geleverd hebben in het voorontwerp, dat voor ons zowel een startpunt als een leidraad betekende. Ir. F. Van Nuffel (Exmar) wordt bovendien bedankt voor het zetelen in de leescommissie, en Ir. P. Moeyaert (Cobelfret en Lloyd's Register of Shipping Antwerpen) voor het delen van zijn ervaringen omtrent het estuair ro-ro schip Waterways. Tot slot vermelden we dhr. F. Depuydt, voor het verzorgen van de “vrolijke noot” in de tekenzaal te Zwijnaarde.

Dank aan pa en ma. Zij brachten jarenlang geduld op voor mijn spreekwoordelijke studieijver. Dank ook aan Benoît voor de erg aangename samenwerking. Stefan Uiteraard dank ik mijn ouders, dankzij wie ik deze studies heb kunnen voltooien, en Stefan, voor de steevast fijne samenwerking, tijdens en buiten het thesissen. Ik draag mijn werk echter op aan Elly. Voor haar opmerkingen (die soms op de meest onwaarschijnlijke wijze aan deze thesis bijdroegen), haar literaire talenten en voor haar aansporingen door te blijven gaan, maar vooral voor het haast onmetelijke geduld dat ze de voorbije tijden wist op te brengen ... Benoît


L’eau Relie Stefan PAPROCKI en Benoît VANDEVOORDE Scriptie ingediend tot het behalen van de academische graad van burgerlijk werktuigkundig-elektrotechnisch ingenieur, optie maritieme techniek. Academiejaar 2004-2005 Promotor: Prof. Dr. Ir. P. TRUIJENS Universiteit Gent Faculteit Toegepaste Wetenschappen Vakgroep Mechanische Constructie en Productie Voorzitter: Prof. Dr. Ir. J. DEGRIECK Afdeling Maritieme Technologie

Samenvatting Aan de Faculteit Toegepaste Wetenschappen van de Universiteit Gent werd in 2002-2003 door drie thesisstudenten volgens de nieuwe normen aangaande estuaire vaart van de scheepvaartcontrole een voorontwerp gemaakt voor een luikloos estuair containerschip, genaamd E.S. SAFREST. Uitgaande van drie voorbeeldschepen werd een klasse V binnenschip ontworpen (LOA: 110 m, B: 11.40 m, D: 6.50 m, T: 3.50 m) dat maximaal 196 containers van 20” zou kunnen vervoeren aan een snelheid van 10 kn, tot een significante golfhoogte van 1.60 m. In dit afstudeerwerk wordt dit voorontwerp geoptimaliseerd. De hoofdafmetingen worden overgenomen, zodat de L’eau Relie hetzelfde vaargebied bestrijkt als de E.S. SAFREST. De vorm van het voorschip wordt behouden, terwijl het achterschip hertekend wordt. • Een herontwerp van het grootspant wordt uitgevoerd, op basis van de LRreglementen voor zowel binnenschepen als zeeschepen. Ook de ADNRvoorschriften voor het vervoer van gevaarlijke stoffen op de Rijn worden gerespecteerd, en het hoofdruim is eveneens geschikt voor het vervoer van stortgoederen. •

•

• •

•

•

•

Een directe berekening van de containerondersteunende structuur leidt samen met de aangepaste indeling van het schip tot de mogelijkheid 208 containers van 20 voet in te laden, waar dit aantal bij de E.S. SAFREST slechts 188 bedroeg. Voor- en achterschip worden nauwkeurig gedimensioneerd, wat een betrouwbare schatting van het leeggewicht oplevert. Een verdere optimalisatie van de langsscheepse sterkte aan de hand van de zeegangsberekeningen resulteert in een reductie van de torsieboxen, met een belangrijke gewichtsbesparing tot gevolg. Het totale leeggewicht bedraagt uiteindelijk 650 ton, wat 62 ton lichter is dan het voorontwerp. Dit laat toe het toelaatbare gemiddelde containergewicht op te drijven tot 14.1 ton indien 208 containers geladen worden, en tot 15.4 ton wanneer slechts 200 containers meegenomen worden. Door het verbreden van de lastlijn van het achterschip is de stabiliteit van het geladen schip ruim toereikend. De aanvangsmetacenterhoogte van het schip geladen met 200 containers, bedraagt 41 cm. De herindeling van de ballasttanks biedt bovendien de mogelijkheid het schip in alle ladingscondities gelijklastig te leggen. Het benodigde vermogen om in geladen conditie 11 knopen te halen bedraagt 1240 kW; dienovereenkomstig wordt een ABC 6 DZC 1000 – 166 motor geselecteerd, die een Wageningen Series B4-100 schroef met een diameter van 2.15 m aandrijft. Ook worden hulpsets voor de energieproductie gekozen, en wordt een alternatief systeem uitgedacht om het gebruik van het geïnstalleerd vermogen in het schip te optimaliseren. Tot slot wijzen de zeegangsberekeningen uit dat het schip, mits een minieme aanpassing aan de bak, volgens de nieuwe normen van de Scheepvaartcontrole geschikt is om uit te varen tot een significante golfhoogte van 1.75 m.

Trefwoorden Estuaire vaart, binnenvaart, containerschip, zeegangsberekening

Inhoudstafel Hoofdstuk 1: Inleiding

1

Hoofdstuk 2: Veranderingen aangebracht aan het ontwerp van de E.S. SAFREST 1. Inleiding 2. Achterschip 2.1. Stabiliteitsproblemen bij de E.S. SAFREST 2.2. Aanpassing van het achterschip 3. Algemene indeling 3.1. Plaatsing van de stuurhut 3.2. Hoofdruim 3.3. Indeling voorschip 3.4. Indeling achterschip 4. Hydrostatische gegevens

4 4 4 4 5 7 7 8 9 10 11

Hoofdstuk 3: Ontwerp naar lokale belasting 1. Inleiding 2. Commentaar bij de onderdelen van het grootspant 2.1. Inleiding 2.2. Dubbele bodem 2.3. Zijwanden 2.4. Dwarsschotten 2.5. Onderzoek naar de toelaatbaarheid van een grotere diepgang op de binnenwateren 3. Gedeeltelijke zijzaathouten 3.1. Begroting van de onderdelen van de gedeeltelijke zijzaathouten 3.2. Controle met behulp van een eindige elementen-analyse 4. Voorschip en achterschip 5. Aanpassingen om een grotere minimale θf te bekomen 5.1. Toegang tot de machinekamer en de brug 5.2. Toegang tot het verblijf

12 12 14 14 15 18 22 22 24 27 31 31 32 33 34

Hoofdstuk 4: Ontwerp naar langsscheepse belasting 1. Inleiding 2. Langsscheepse belasting 2.1. Verticaal vlakwater moment 2.2. Golfbuigend moment 2.3. Lading torsiemoment en golf torsiemoment 3. Langsscheepse sterkte 3.1. De verticale en de horizontale weerstandsmodulus 3.2. Het dwarskrachtmiddelpunt 3.3. De wringstijfheid 3.4. De welfstijfheid 4. Spanningscombinaties in het grootspant 4.1. In vlak water 4.2. In kopgolven 4.3. In schuine golven 4.4. Welfspanningen aan de inklemming van de ruimschotten 5. Besluit

35 35 38 38 38 39 40 40 40 42 44 45 45 47 49 54 55

Hoofdstuk 5: Berekening van het gewicht en de zwaartepuntsligging van het lege schip 1. Inleiding 2. Berekening 3. Resultaten

56 56 57 58

Hoofdstuk 6: Ladingscondities 1. Inleiding 2. Ladingscondities 3. Gewichtsverdelingen

59 59 60 64

Hoofdstuk 7: Stabiliteitsnazicht 1. Wolfson 2. Criterium omtrent intacte stabiliteit van containerschepen langer dan 100 m 3. Criterium voor intacte stabiliteit toepasbaar op alle schepen 3.1. Criterium 3.2. Toetsing van de criteria 4. Weercriterium 4.1. Principe van de berekening 4.2. Berekening

66 66 67 70 70 71 71 71 72

Hoofdstuk 8: Zeegangsberekeningen 1. Inleiding 2. Methode 2.1. Seaway 2.2. Spectra 2.3. Voorlopige berekeningen 2.4. Controleberekeningen 2.5. Voorstelling van de overschrijdingskansen 3. Criteria 3.1. Slamming 3.2. Overnemen van water over boeg en hek 3.3. Overnemen van water over de zijkanten 3.4. Maximale rolhoek 3.5. Verticaal buigend moment 3.6. Intacte stabiliteit 3.7. Overige criteria 4. Slamming 4.1. Voorlopige berekeningen aan de hand van de gemiddelde spectra 4.2. Controleberekeningen aan de hand van de directionele spectra 5. Overnemen van water over boeg en hek 5.1. Voorlopige berekeningen aan de hand van de gemiddelde spectra 5.2. Controleberekeningen aan de hand van de directionele spectra 6. Water overnemen over de zijkanten van het schip 6.1. Voorlopige berekeningen aan de hand van de gemiddelde spectra met een vrijboord volgens Dienstnorm 8 6.2. Voorlopige berekeningen aan de hand van de gemiddelde spectra met het vrijboord horend bij de geladen conditie 6.3. Controleberekeningen aan de hand van de directionele spectra 7. Maximale rolhoek

75 75 76 77 80 83 85 86 88 88 88 89 89 90 90 90 91 92 93 94 94 95 97 97 98 99 100

8. Buigende en torsiemomenten 8.1. Inleiding 8.2. Vlakwater buigend moment 8.3. Verticaal golfbuigend moment 8.4. Horizontaal golfbuigend moment 8.5. Torsiemomenten 9. Boven water komen van schroef en tunnel 9.1. Voorlopige berekening aan de hand van de gemiddelde spectra 9.2. Controle met directionele spectra 10. Acceleraties 10.1. Geladen conditie 10.2. Ballastconditie

101 101 102 102 104 105 105 105 106 107 107 108

Hoofdstuk 9: Voortstuwing 1. Sleepweerstand en sleepvermogen 1.1. Inleiding 1.2. Holtrop input 1.3. Holtrop output 2. Schroefontwerp 2.1. Inleiding 2.2. Cavitatiecriterium 2.3. Eerste iteratiecyclus 2.4. Tweede iteratiecyclus 2.5. De schroefkarakteristieken KT, KQ en η0.ηR 2.6. Trek aan de paal 2.7. De schroefas 3. De propulsiemotor 3.1. Selectie van een geschikte motor 3.2. Reductieverhouding 3.3. Brandstofverbruik 3.4. Kanttekening 4. Besluit

109 109 109 109 110 111 111 112 113 114 115 116 117 117 117 118 118 118 119

Hoofdstuk 10: Uitrusting 1. Klassieke uitvoering (cf. Waterways) 1.1. Keuze van de boegschroef 1.2. Elektrische installatie 2. Boegschroef en generatorset: alternatieve uitvoering 2.1. Beschouwingen bij het geïnstalleerd vermogen en voorstelling van een alternatief 2.2. De hoofdgenerator: verschillende werkingsmodi 2.3. Brandstofverbruik 2.4. De boegschroefinstallatie als ballastpomp? 3. Besluit

120 120 120 123 124

Hoofdstuk 11: Besluit

131

Geraadpleegde werken

133

124 125 128 129 129

Hoofdstuk 1

Inleiding

Hoewel de haven van Zeebrugge algemeen een groeiend succes kent, delen de container- en bulkafdelingen van deze haven nauwelijks in deze expansie. Dit is grotendeels te wijten aan het ontbreken van een doeltreffende verbinding van deze regio met de rest van het dichte Belgische netwerk van waterwegen. Slechts 1 à 2 procent van de goederen verlaat de haven van Zeebrugge per binnenschip, terwijl dit cijfer bijvoorbeeld in Antwerpen 27 procent bedraagt. Plannen voor een kanaal dat min of meer rechtstreeks van Zeebrugge naar Gent leidt, bestaan, maar blijven echter een lange-termijnoplossing, en de uitvoering ervan laat op zich wachten. Een andere oplossing dringt zich daarom op.

Op het traject over zee tussen Zeebrugge en de Scheldemonding heersen milde golf- en windcondities, daarenboven bedraagt deze afstand nauwelijks 16 nautische mijl. Er bestaan een aantal kustvaarders waarvan de afmetingen geschikt zijn om op de binnenwateren te opereren, en die op dit ogenblik beperkte hoeveelheden goederen naar de Rijn vervoeren. Ze zijn echter ontworpen, bemand en uitgerust als kustvaarders, wat hun

aankoop

en

uitbating

een

stuk

duurder

maakt

dan

bij

vergelijkbare

binnenschepen. Het aandeel van de afgelegde afstand over zee in de totale vaartijd is miniem, en rechtvaardigt de hoge kostprijs van deze schepen niet.

Een andere werkwijze bestaat erin de “omgekeerde weg” te volgen: sinds 1962 geeft de Scheepvaartcontrole (toenmalige Belgische Zeevaartinspectie) reglementen uit omtrent zogenaamde estuaire schepen1. Dit zijn binnenschepen die net genoeg uitgerust en versterkt zijn om het traject op zee te kunnen afleggen, bij “gunstige golf- en

1

BELGISCHE ZEEVAARTINSPECTIE, Dienstnorm nr. 8 – Motorvrachtschepen voor estuaire vaart, Belgisch Ministerie van Verkeer, s.l., 1962

Hoofdstuk 1: Inleiding

Pagina 2

weersomstandigheden”. Hoewel deze condities verder niet omschreven zijn, is gebleken dat met deze schepen kan uitgevaren worden tot 5 Beaufort, wat in de bewuste regio overeenstemt met een significante golfhoogte van ongeveer 1.2 m, en toelaat ongeveer 305 dagen per jaar uit te varen.

Ondanks de “ongevallenloze” geschiedenis van deze norm, blijkt ze tegenwoordig niet meer te voldoen voor de reders, die hun estuair vrachtschip ook in minder gunstige omstandigheden willen kunnen gebruiken. Daarom werd door de Scheepvaartcontrole in nauw overleg met Lloyd’s Register of Shipping Antwerpen een nieuwe (thans nog voorlopige)

norm

opgesteld,

die

gebruik

maakt

van

een

probabilistische

ontwerpmethode. Aan de hand van deze laatste kan het schip ontworpen worden voor de gewenste toelaatbare weersomstandigheden.

De ro-ro car carrier Waterways, uitgebaat door Cobelfret, is reeds ontworpen volgens deze normen, en mag uitvaren tot een significante golfhoogte van 1.75 m. Ook mogen twee estuaire tankers uitvaren tot een significante golfhoogte van 1.60 m, sinds hun ontwerp werd getoetst aan de nieuwe norm.

Aan de Faculteit Toegepaste Wetenschappen van de Universiteit Gent werd in 20022003 door drie thesisstudenten volgens de nieuwe normen eveneens een voorontwerp gemaakt voor een luikloos estuair containerschip, genaamd E.S. SAFREST. Uitgaande van drie voorbeeldschepen werd een klasse V binnenschip ontworpen (LOA: 110 m, B: 11.40 m, D: 6.50 m, T: 3.50 m) dat maximaal 196 containers van 20” zou kunnen vervoeren aan een snelheid van 10 kn, tot een significante golfhoogte van 1.60 m.

Door deze studenten werd zeer degelijk en bewonderenswaardig werk geleverd. Vertrekkend van quasi-nul werd de romp getekend, het grootspant ontworpen, de voortstuwingsinstallatie gedimensioneerd, de ladingscondities opgesteld en het gedrag in zeegang gecontroleerd. Desondanks kunnen een aantal opmerkingen geformuleerd worden (waarvan enkele reeds door de thesisstudenten gesuggereerd werden):

•

Het grootspant is volledig ontworpen aan de hand van de reglementen van Lloyd’s Register of Shipping (hierna LR) voor zeeschepen. Men kan vermoeden dat indien het grootspant opnieuw gedimensioneerd wordt aan de hand van de LR-voorschriften voor binnenschepen en voldoende versterkt wordt, het geheel lichter zal uitvallen.

Hoofdstuk 1: Inleiding

•

Pagina 3

De stabiliteit in geladen conditie was oorspronkelijk ontoereikend, en er moesten een aantal aanpassingen doorgevoerd worden waardoor containerplaatsen verloren gingen.

•

Er werd niet voldoende rekening gehouden met de eisen van LR om ook stortgoed te kunnen vervoeren.

•

Het schip voldeed niet aan de ADNR-eisen voor het vervoer van gevaarlijke stoffen op de Rijn.

•

Een aantal details van de constructie waren voor verbetering vatbaar.

Het onderwerp van dit afstudeerwerk bestaat er bijgevolg in het voorontwerp te optimaliseren, en zoveel mogelijk rekening te houden met voorgaande bemerkingen: •

De hoofdafmetingen worden behouden, maar er wordt enigszins gesleuteld aan de indeling van het schip.

•

Vervolgens wordt het grootspant herontworpen volgens de LR-voorschriften voor binnenschepen, waarbij gepoogd wordt te voldoen aan alle andere eisen. Ook voor- en achterschip worden hierbij gedimensioneerd, om een betrouwbare schatting van het leeggewicht te bekomen.

•

De voortstuwingsinstallatie wordt ontworpen, alsook een deel van de uitrusting van het schip.

•

Nieuwe ladingscondities worden opgesteld, waarbij wordt nagegaan of ze voldoen aan de eisen van de IMO.

•

Het gedrag in zeegang van het schip wordt onder de loep genomen, met de vraag of het mogelijk is een grotere significante golfhoogte toe te laten.

Tot slot werd ook een nieuwe naam bedacht, en werd het schip herdoopt tot

L’eau Relie.

Hoofdstuk 10

Uitrusting

1. Klassieke uitvoering (cf. Waterways)

1.1. Keuze van de boegschroef

1.1.1. Omschrijving

We opteren voor de VethJet, type K-1300. Deze bijzondere boegschroef zuigt water verticaal op en spuwt het daarna horizontaal uit. De plaat die het water afbuigt, kan rond de verticale as roteren en het water naar de gewenste straalbuis leiden, bakboord dan wel stuurboord, teneinde stuwkracht in de tegenovergestelde zin te genereren. Het toestel staat afgebeeld in Figuur 10.1. Het is een veelgebruikte oplossing voor kleinere schepen met kleinere vermogens. Ook de Waterways is hiermee uitgerust. Het toestel wordt in zijn geheel geleverd, en inbouw ervan is eenvoudig. De straalbuizen zijn rechthoekige kanalen en aldus eenvoudig van constructie.

1.1.2. Aandrijving

Voor de aandrijving wordt een dieselmotor voorzien van het type: VOLVO TAMD165 A (442 kW bij 1800 o/m) Op de Waterways installeerde men een gelijkaardig vermogen.

Hoofdstuk 10 : Uitrusting

Pagina 121

1.1.3. De stuwkracht

De constructeur claimt een maximale stuwkracht van 11 kg/kW; met 442 kW motorvermogen bedraagt de maximale stuwkracht: Tontwerp = 47,6 kN = 4,85 ton

(10.1)

Deze waarde is de ontwerpwaarde, die enkel gehaald wordt als het schip stil ligt. De stuwkracht zakt wanneer de snelheid van het schip, in de richting van de stuwkracht, toeneemt. In het Maple werkblad Jet.mws (zie bijlage N) wordt het functieverband tussen de stuwkracht en de vaartsnelheid wiskundig begroot. De berekening gaat uit van de volgende redenering: •

De stuwkracht is evenredig met de (horizontale) snelheidstoename van het passerende water. Wanneer het schip in de richting van de stuwkracht reeds een zekere snelheid haalt, passeert het water met die snelheid onder de kiel. Dat water dient ‘afgeremd’ om verticaal de boegschroefinstallatie in te treden. Er onstaat een asymmetrische drukverdeling op de wanden van het zuigkanaal. Deze resulteert in een kracht tegengesteld aan de stuwkracht. Figuur 10.3 en 10.4 illustreren het principe.

•

De stuwkrachtfunctie is dus een dalende rechte; zij wordt nul wanneer de uittredesnelheid van de boegschroef even groot wordt als de vaartsnelheid. Deze snelheid wordt in het vervolg v0 benoemd.

•

In een eerste stap worden de intrede- en uittredesnelheid v1 en v2 bij stilliggend schip berekend, alsook de spoed van de schroef P, middels gebruik te maken van volgende relaties: ⋅

Tontwerp = ρ ⋅ V ⋅ v 2

(10.2)

V = A 1 ⋅ v1,ontwerp = A 2 ⋅ v 2,ontwerp

(10.3)

⋅

P=

v1

n motor ⋅ (1 − s ontwerp ) r

(10.4)

waarbij: A1 en A2 de doorsnede van het intrede- en uittredekanaal, en r de reductie. Voor de slip1 s van de schroef in het ontwerppunt wordt aangenomen: s ontwerp = 0,2

1

(10.5)

Zie: VANTORRE, M., Maritieme Hydrostatica en Hydrodynamica II, cursusnota’s, Universiteit gent, Faculteit Toegepaste Wetenschappen, H & H II, Figuur VII.13


Pagina 122

Daarmee wordt de spoed: P = 0,6 m •

(10.6)

Eens de vaartsnelheid verschillend van nul, dient eveneens rekening gehouden met volgend effect: door de ombuiging van het water, ontstaat er wervelvorming aan de intrede van het zuigkanaal. Deze bijkomende intredeweerstand zorgt voor een extra belasting van de boegschroef, waardoor de slip van de schroef toeneemt en het toerental van de aandrijving lichtjes zakt. Het waterdebiet dat de boegschroef passeert neemt dus ook wat af, net als v0.

•

•

Gemakshalve worden volgende veronderstellingen gemaakt: •

Bij v0 is de schroefbelasting met de helft toegenomen door de intredeverliezen.

•

De schroefkarakteristieken KT en KQ worden lineair met de slip ondersteld2.

•

De dieselaandrijving is een constant koppel machine, zie Figuur 10.6.

Met volgende theoretische functieverbanden indachtig: Q = K Q ⋅ ρ ⋅ n 2 ⋅ D5

(10.7)

T = K T ⋅ ρ ⋅ n 2 ⋅ D4

(10.8)

en de aangestipte onderstellingen wiskundig geformuleerd: Q = C te = Qmotor ⋅ r KT = kT ⋅ s K Q = kQ ⋅ s

(10.9) (10.10)

wordt de slip van de schroef bij v0 berekend: s0 = 0,26 i.p.v. 0,2

(10.11)

n motor ,0 = 1584 i.p.v. 1800 ( o / m)

(10.12)

Finaal kan v0 worden bepaald: v0 = P ⋅

n motor ,0 r

⋅ (1 − s0 ) = 5,67 (m / s)

(10.13)

De stuwkrachtfunctie staat afgebeeld op Figuur 10.5. Noot: De berekening werd uitgevoerd voor een voorwaartse stuwkracht bij een 4kanaalsuitvoering. De stuwkracht wordt daarom vermenigvuldigd met de cosinus van

2

Zie: VANTORRE, M., Maritieme Hydrostatica en Hydrodynamica II, cursusnota’s, Universiteit Gent, Faculteit Toegepaste Wetenschappen, Gent, 2001, Figuur VII.14


Pagina 123

de uittredehoek, gezien de betreffende straalbuis in het vlak uitkomt en een hoek maakt met de horizontale.

1.1.4. De boegschroef als noodvoortstuwing

In 4-kanaalsuitvoering kan het systeem dienen als noodvoortstuwing, gezien er ook een stuwkracht naar voor en naar achter kan ontwikkeld worden. De snelheid die men in deze opstelling maximaal kan bereiken wordt bepaald door het snijpunt van de stuwkracht- en de weerstandfunctie, zie Figuur 10.5. Zij bedraagt: v max = 5,5 ( kn )

(10.14)

Dit is de helft van de ontwerpsnelheid, en ruim voldoende om veilig de haven te bereiken.

1.2. Elektrische installatie

Er worden 3 elektrische netten geïnstalleerd: i.

400 V, 50 Hz, 3 fases Alle elektromotoren (ballastpompen, hydraulische pompen, lieren, …) en andere zware stroomverbruikers zijn rechtstreeks op dit net aangesloten.

ii.

230 V, 50 Hz, 1 fase Dit net voedt de verlichting, ventilatie, navigatie en bediening, en allerhande ‘huishoudtoepassingen’ in de woonruimte.

iii. 24 V, DC Dit systeem bestaat uit enkele accusets, elk geladen door een acculader die wordt gevoed vanuit het 230 V net. Deze eenheden staan in voor het starten van de hulpmotoren en de voeding van navigatie en bedieningsinstrumenten in geval van nood. Het elektrische vermogen wordt opgewekt door twee dieselgeneratoren, beide van het type: VOLVO D7A TA (130 kWe bij 1500 o/m) Het beschikbare vermogen is voldoende om naast de noodzakelijke elektrische toepassingen enkele extra’s te voorzien; voeding van het koelsysteem van koelcontainers bijvoorbeeld.


Pagina 124

Zoals steeds wordt een noodgenerator voorzien, type: VOLVO D5 T (71 kWe bij 1500 o/m) Om stroomvoorziening te garanderen bij schade of brand in de hoofdmachinekamer, kan deze in de machinekamer van de boegschroef geplaatst worden.

2. Boegschroef en generatorset: alternatieve uitvoering

2.1. Beschouwingen bij het geïnstalleerde vermogen en voorstelling van een alternatief

In

de

klassieke

uitvoering

zoals

hier

boven

beschreven,

zijn

bovenop

de

voortstuwingsmotor nog vier dieselmotoren voorzien, geïnstalleerd in beide machinekamers, met een totaal slagvolume van ongeveer 35 liter. Gezien deze motoren nooit alle tegelijk maximaal vermogen leveren, is er eigenlijk teveel dieselvermogen geïnstalleerd. Daarom wordt de dieselaandrijving van de boegschroef vervangen door een elektromotor met hetzelfde vermogen (450 kW). De aandachtige lezer merkt op dat het probleem gewoon wordt verschoven naar de generatorset, die een aanzienlijk bijkomend elektrisch vermogen moet leveren. Men kan echter ook opmerken dat de boegschroef slechts wordt ingezet bij het manoeuvreren, dat is bij sterk gereduceerde vaartsnelheid. De voortstuwingsmotor draait bij die condities doorgaans onder deellast en kan al zo voor de extra stroomopwekking worden ingezet. Daartoe worden de hoofdgenerator en haar dieselaandrijving gescheiden opgesteld. Beide zijn met elkaar verbonden door een planeetoverbrenging, die tijdelijk ook de voortstuwingsmotor in de aandrijving kan betrekken. De hulpdieselmotor drijft het zonnewiel aan, de planetendrager drijft de generator. De as van de voortstuwingsmotor is door een tandwieloverbrenging en een koppeling K2 met het ringwiel verbonden. Figuur 10.9 illustreert deze overbrenging in detail. De algemene indeling van de machinekamer is weergegeven op Figuur 10.8. Zoals aangegeven, wordt de voortstuwingsmotor slechts bij pieklast in de opstelling betrokken; wanneer en hoe dat gebeurt, wordt uitvoerig beschreven in de volgende paragraaf.


Pagina 125

2.2. De hoofdgenerator: verschillende werkingsmodi Voor de dieselaandrijving van de generator wordt volgende motortype weerhouden: VOLVO D9-575 Deze recente motor levert ondanks zijn bescheiden slagvolume (9.4 liter) een erg groot maximum vermogen: 423 kW bij 2500 o/m Het is aangewezen het maximale toerental slechts korte tijd aan te houden. Gezien deze motor slechts onder tijdelijke pieklast hoge toerentallen draait, vormt deze restrictie geen probleem. In wat volgt wordt deze ‘hulpmotor’ genoemd, en de voortstuwingsmotor ‘hoofdmotor’.

2.2.1. In volle vaart of in rust

De planeten van de planeetoverbrenging worden geblokkeerd en ontstaat er een vaste, verliesvrije verbinding tussen de generator en haar aandrijving. Koppeling K2 op Figuur 10.8 is open. Een eenvoudige regelkring houdt het toerental op 1500 o/m. Deze configuratie levert maximaal: P1 = N1 ⋅

1500 1 ⋅ = 280 kWe 60 ⋅ 2 ⋅ π ηgenerator

(10.15)

waarin: η generator

het generatorrendement = 0.94

N1

het koppel van de hulpmotor bij 1500 o/m = 1950 Nm

Het beschikbare vermogen is ongeveer even groot als in de klassieke uitvoering en voldoende om naast de noodzakelijke elektrische toepassingen enkele extra’s te voorzien, zoals de voornoemde koelcontainers. Zie Figuur 10.10 (Energiestroom) en Figuur 10.11 (Regelkring).


Pagina 126

2.2.2. Boegschroef in werking

Het beschikbare elektrische vermogen van de hierboven beschreven configuratie, 280 kWe, is duidelijk niet afdoende om bovenop de gebruikelijke elektrische toepassingen de zware motor van de boegschroef te voeden (450 kW). Daarom wordt de planeetoverbrenging gedeblokkeerd, en door koppeling K2 te sluiten wordt de hoofdmotor ingeschakeld, die het ringwiel drijft. Volgende betrekkingen bepalen het verband tussen de verschillende omwentelingssnelheden in de planeetoverbrenging: r2 =

r1 + r3 2

(10.16)

r1 ⋅ Ω1,min + r1 ⋅ Ω3,max   2  + r ⋅Ω r ⋅Ω r2 ⋅ Ω 2 = 1 1,max 1 3,min   2 r2 ⋅ Ω 2 =

(10.17)

De indices 1, 2 en drie staan voor zonnewiel, planetendrager en ringwiel. Hierbij: •

draait de planetendrager met een constant toerental: Ω 2 = 1500 o / m

•

(10.18)

draait het ringwiel, op een factor na, even snel als de hoofdmotor. Het toerental van de hoofdmotor varieert, onder de betreffende condities, tussen 375 en 750 o/m: Ω3,min = k 2 ⋅ 375 o / m   Ω3,max = k 2 ⋅ 750 o / m 

(10.19)

De ondergrens is het stationaire toerental. De bovengrens wordt bepaald door de schroef- en generatorlast, afgeleid in de sectie ‘Generatorwerking’ van de Maplesheet Schroef.mws. De redenering is dezelfde als gebruikt in §2.6 van Hoofdstuk 9. Formule (9.28) wijzigt door de vermogensafname: (10.20)

K Q ⋅ ρ ⋅ n2 ⋅ D5 = Q − QPTO •

ligt het nuttige toerentalbereik van de hulpmotor tussen 1250 en 2500 o/m: Ω1,min = 1250 o / m   Ω1,max = 2500 o / m

(10.21)

In de Maplesheet generator.mws (zie Bijlage O) wordt het principe in detail uiteengezet, en

de

diameterverhouding

van

zonnewiel

en

ringwiel

overbrengingsverhouding van hoofdmotor naar ringwiel:

berekend,

alsook

de


Pagina 127

k1 =

k2 =

Ω3,min 375

r3 = 1. 5 r1

=

Ω3,max 750

(10.22) = 2.22

(10.23)

Het beschikbare vermogen van deze opstelling volgt uit deze diameterverhouding:

(1 + k1 ) ⋅ N 2 ⋅ ηplaneet ⋅ 2 ⋅ π ⋅ ηgenerator = 585 kWe

(10.24)

Hierbij is: N2

het koppel dat de hulpmotor kan leveren tussen 1250 en 2500 o/m = 1615 Nm

Verder werd ondersteld: •

ηgenerator

= 0.94

•

ηplaneet

= ηreductie = 0.98

Dat is ruim voldoende om zowel de boegschroefmotor als andere, courante, elektrische toepassingen te voeden. Verduidelijking in Figuur 10.12 (Energiestroom) en Figuur 10.13 (Regelkring). Er dient opgemerkt dat maximale trek aan de paal stuwkracht bij maximale elektrische vermogensafname zakt tot ongeveer 5.5 ton. Dat is vergelijkbaar met de stuwkracht van de VethJet. Bekijk voor de berekeningen werkblad Schroef.mws. Noot: Bij de berekeningen werd telkens ondersteld dat de motorbelasting niet meer mag bedragen dan 90 % van de maximale belasting, zoals die door de fabrikant werd opgegeven.

2.2.3. Hoofdmotor in onbruik

Als de hoofdmotor het laat afweten, wordt deze met koppeling K1 (zie Figuur 10.8) losgekoppeld van de rest van de aandrijving. De hoofdgenerator wordt eveneens geblokkeerd, en alle noodzakelijke elektrische toepassingen worden gevoed door een noodgenerator van het type: VOLVO D5 T (71 kWe bij 1500 o/m) Koppeling K2 is gesloten, zodat een rechtstreekse verbinding tussen de hulpmotor en de schroef ontstaat. In het werkblad generator.mws wordt de totale overbrengingsverhouding berekend: k 6 = −12.3

(10.25)


Pagina 128

Deze blijkt negatief. De keerkoppeling dient aldus in achteruit geschakeld om vooruit te varen. De maximale bereikbare snelheid met de geschetste noodvoortstuwing, volgt uit deze vergelijkingen: K Q ( J ) ⋅ n 2 ⋅ ρ ⋅ D5 = −k 6 ⋅ N 2 ⋅ ηplaneet ⋅ ηG ⋅ ηS K T ( J ) ⋅ n 2 ⋅ ρ ⋅ D4 =

J=

PE (1 − t )

v n⋅D

(10.26) (10.27) (10.28)

Waarbij K(J), K(T) en PE in Hoofdstuk 9 werden afgeleid. De oplossing van het stelsel geeft de maximaal bereikbare snelheid: vmax = 7.5 kn

(10.29)

en het toerental van de hulpmotor bij die snelheid: m = 2250 o / m

(10.30)

Met deze noodaandrijving kan een stuk hogere snelheid bereikt worden dan met de Veth-Jet3. De verklaring moet gezocht worden in het betere rendement van de klassieke schroefoverbrenging. Daarenboven is totale reductieverhouding k 6 , die voor de generatorwerking geselecteerd werd, toevallig erg geschikt voor de noodaandrijving. De hulpmotor haalt bij vollast namelijk bijna zijn maximaal toerental. Zie Figuur 10.14 (Energiestroom).

2.2.4. Hulpmotor in onbruik

Als de hulpmotor het laat afweten, voedt de noodgenerator alle noodzakelijke elektrische toepassingen. Het gebruik van de boegschroef wordt opgeschort4.

2.3. Brandstofverbruik

De hulpmotor verbruikt bij halve belasting aan 1500 ongeveer 215 gr/kWu. Bij een gemiddeld elektriciteitsverbruik van 100 kWe (ηgenerator = 0,94), bedraagt het uurverbruik:

3

Zie § 1.3. Indien men ten alle prijs de boegschroef wil gebruiken, dient de generator rechtstreeks aan de hoofdmotor gekoppeld. De frequentie wordt hierdoor gereduceerd, en is niet langer constant. 4


Pagina 129

23 kg/u of 27.5 l/u

(10.31)

2.4. De boegschroefinstallatie als ballastpomp?

In bepaalde omstandigheden5 wordt erg veel ballastwater aan boord genomen, tot in de ruimen toe. De vraagt rijst of de VethJet, in wezen een grote axiaalpomp, als ballastpomp kan worden ingezet. Dit vereist enkele bescheiden aanpassingen: -

de schroef moet in twee richtingen te kunnen draaien

-

het vierde kanaal dient naar de dubbele bodem te leiden

In het werkblad Jet.mws wordt onderzocht of de schroef de gevraagde opvoerhoogte kan leveren, en welk vermogen de aandrijving vraagt. Voor de schroefwerking wordt het vereenvoudigde model uit §1.1.3 gebruikt, en de elektrische aandrijving wordt een constante snelheid machine ondersteld (zie Figuur 10.7). Al snel wordt duidelijk dat de schroef de bijkomende statische opvoerhoogte niet aankan; de slip van de schroef wordt dermate hoog dat: -

de zin van het water omkeert en het debiet met andere woorden negatief wordt

-

het gehanteerde model niet langer opgaat

Gezien de lift van de schroefbladen evenredig is met de schroefsnelheid in het kwadraat, biedt een hoger schroeftoerental soelaas. Dat resulteert echter in onrealistische aandrijfvermogens (van de orde 1 MW), zodat deze denkpiste wordt opgeborgen. Fabrikant Veth heeft in het productengamma ook enkele klassieke ballastpompen, te zien op Figuur 10.2, met een debiet tot 1000 m³/u. Vijf dergelijke pompen verplaatsen de maximale hoeveelheid ballastwater in minder dan 25 min.

3. Besluit De alternatieve uitvoering die in §2 wordt uiteengezet biedt ook na verificatie in enkele rekencycli niet te miskennen voordelen:

5

-

het aantal hulpdieselaandrijvingen is gehalveerd.

-

het totaal slagvolume van de hulpdieselaandrijvingen is meer dan gehalveerd.

-

de voorste machinekamer is zo goed als onderhoudsvrij.

Leeg schip in zware zee


-

de

boegschroef

Pagina 130

kan

het

met

twee

kanalen

stellen,

aangezien

de

noodvoortstuwing via de klassieke schroef verzekerd wordt. Of de sturing van de opstelling praktisch realiseerbaar is, dient nader onderzocht te worden. Een mogelijk thesisonderwerp voor een student mechanische energieproductie, elektrische energieproductie of regeltechniek?

Hoofdstuk 11

Besluit

Bij de aanvang van dit academiejaar, toen onze activiteit aan dit afstudeerwerk hoofdzakelijk bestond uit het bedenken welke pistes zouden gevolgd worden, zijn een aantal overwegingen gemaakt omtrent het veranderen van de hoofdafmetingen. Uit het voorontwerp bleek immers dat een aantal containerplaatsen moesten worden opgeofferd om de stabiliteit te garanderen, een gegeven waarop kennelijk trouwens gelijkaardige ontwerpen waren vastgelopen. Ontwerpers spitsen zich tegenwoordig toe op grotere schepen, met een laadruim dat vijf of zelfs zes containers in de breedte kan bevatten. Aangezien het vaarbereik hierdoor dan toch ingeperkt wordt, redeneert men dat de totale breedte van het schip minder cruciaal is, en wordt meteen een bredere dubbele huid gehanteerd, waardoor de vereiste stabiliteit verzekerd is. Dergelijke schepen bieden bovendien een lagere kostprijs per vervoerde container, wat uiteraard in de smaak valt bij kandidaat-kopers. Indien een vloot van deze bredere schepen in de vaart zou komen, zou echter het deel van het afzetgebied dat enkel te bereiken is met Klasse V-schepen op zijn honger blijven zitten. Deze overweging, alsook enkele voorlopige berekeningen, overtuigden ons verder te werken met de oorspronkelijke hoofdafmetingen van het voorontwerp, mits een verbreding van de lastlijn van het achterschip. Een pluspunt van deze aanpassing is de efficiëntere benutting van de ruimte in het schip, met een winst van enkele containerplaatsen tot gevolg. Hierop werd werk gemaakt van een herontwerp van het grootspant, op basis van de LR-reglementen voor binnenschepen, aangepast met de voorschriften voor zeeschepen. Deze werkwijze kadert in de filosofie die aangehouden werd bij het opstellen van de nieuwe normen omtrent estuaire schepen door de Scheepvaartcontrole en Lloyd’s


Pagina 131

Register of Shipping Antwerpen, die stelt dat een estuair schip moet zijn wat men er oorspronkelijk mee bedoelde: een versterkt binnenschip. Bovendien werden de ADNRregels voor het vervoer van gevaarlijke stoffen op de Rijn gerespecteerd, en werd erover gewaakt dat het hoofdruim geschikt zou zijn om stortgoederen te vervoeren. In de dubbele bodem van het ruim werd voor de containerondersteunende punten een bijkomende

constructie

voorzien,

gedimensioneerd

aan

de

hand

van

directe

berekeningen. De verhoopte gewichtsbesparing ten opzichte van de oplossing die door LR aangeboden wordt, kwam tot uiting in een betrouwbare gewichtsberekening die mogelijk was door de uitwerking van een gedetailleerd ontwerp van voor- en achterschip. Het opstellen van de ladingscondities, die geverifieerd werden aan de hand van de stabiliteits- en weercriteria van de IMO, leidde tot de vaststelling dat de herindeling van het schip de mogelijkheid biedt 208 20”-containers van 14.1 ton te vervoeren, of 200 containers van 15.4 ton. Met deze ladingscondities werden vervolgens de zeegangsberekeningen uitgevoerd. Dit gebeurde hoofdzakelijk aan de hand van gemiddelde golfspectra; enkele detail- en controleberekeningen werden overgedaan met de (meer correcte) directionele spectra. In het bijzonder bleek uit deze laatste dat, indien men uitvaart tot een maximale significante golfhoogte van 1.75 m, er nauwelijks versterkingen nodig zijn aan het grootspant. Dit betekent dat de torsieboxen die in het voorontwerp werden aangebracht, grotendeels achterwege kunnen gelaten worden. Ook aan de andere criteria van de Scheepvaartcontrole is voldaan, indien de eerder vermelde maximale significante golfhoogte geëerbiedigd wordt. Naast deze structurele aanpassingen werd tijd besteed aan een herdimensionering van de voortstuwingsinstallatie, die uitwees dat het met een vermogen gelijkaardig aan dat van equivalente binnenschepen, mogelijk is op zee een snelheid van 11 knopen te bereiken. Als denkoefening werd eveneens een optimalisatie van het gebruik van het aan boord geïnstalleerde hulpvermogen doorgevoerd. Dit alles leidde tot een aantal belangrijke gewichtsbesparingen, die toelieten het leeggewicht uit het voorontwerp van 712 ton terug te brengen tot 650 ton, wat hoe dan ook een verlaging van de kostprijs van het schip zou betekenen.


Pagina 132

Uiteraard is het onmogelijk in één thesis alle aspecten van het ontwerp van een schip aan te snijden, laat staan in detail uit te werken. In een volgende ontwerpronde zou men zeegangsberekeningen kunnen uitvoeren aan de hand van de directionele spectra voor alle criteria uit de normen voor estuaire schepen, wat mogelijks zou leiden tot het overbodig blijken van de torsieboxen. Onderzoek naar de implicaties van niet-homogene ladingscondities op de langsscheepse sterkte, eventueel met behulp van eindige elementenberekeningen, zou kunnen leiden tot het opstellen van een load manual. En meer fundamenteel – met het oog op de lage kans op het overnemen van water over de gangboorden – zou een vermindering van de holte het overwegen waard zijn. Ondanks het pessimisme uit professionele hoek en de bevindingen uit het voorontwerp is gebleken dat met de gekozen afmetingen een estuair schip kan gebouwd worden dat een voldoende groot aantal containers kan vervoeren over het traject Zeebrugge – Scheldemonding – Zeebrugge, en dit gedurende 95% van de tijd, zonder de constructie noemenswaardig te moeten versterken ten opzichte van die van een binnenschip. Het geheel overschouwend, menen we te kunnen spreken van een geslaagde optimalisatie, en hopen we dat de L’eau Relie ooit haar naam waar kan maken ...

Hoofdstuk 2

Veranderingen aangebracht aan het ontwerp van de E.S. SAFREST

1. Inleiding

Naast de structurele veranderingen, die een groot deel van het onderwerp van deze thesis uitmaken, werden eerst een aantal aanpassingen aangebracht aan de romp en aan de algemene indeling van het schip. Deze keuzes worden hierna opgesomd en toegelicht.

2. Achterschip

2.1. Stabiliteitsproblemen bij de E.S. SAFREST De E.S. SAFREST verliest haar stabiliteit wanneer ze geladen wordt met 4 lagen containers van 15 ton elk. De reden hiervoor ligt bij de ongunstige stapelverhouding van de containers: 4 hoog tegenover 4 containers breed. De stapelhoogte en de stapelbreedte bepalen respectievelijk de hoogteligging van het zwaartepunt en de breedte van het schip, die beide de aanvangstmetacenterhoogte GM beïnvloeden:

Hoofdstuk 2: Veranderingen aangebracht aan het ontwerp van de E.S. SAFREST

Pagina 5

GM = (KB + BM) - KG

(1)

met: KB = de hoogteligging van het drukkingspunt boven de kiel KG = de hoogteligging van het zwaartepunt boven de kiel BM = de metacenterstraal, waarbij geldt:

BM =

I xx ∀

(2)

De ontwerpers van de E.S. SAFREST herstelden de stabiliteit door het schip in de eerste plaats in de dubbele bodem en de dubbele zijhuid te ballasten, waardoor het zwaartepunt

lager

kwam

te

liggen.

Dit

bleek

onvoldoende,

en

enkele

containervolumes in de onderste laag werden door ballasttanks vervangen, waardoor het deplacement toenam en de diepgang de ontwerpwaarde overschreed. Enkele containers in de bovenste laag werden opgeofferd, zodat de diepgang verkleinde en het zwaartepunt nog wat zakte. Het resultaat was afdoende. Echter, een geladen schip ballasten blijft een te mijden oplossing, want nuttig laadvermogen wordt vervangen door ‘nutteloze’ ballast.

2.2. Aanpassing van het achterschip

Meer elegante mogelijkheden voor de aanpassing van het achterschip zijn te vinden in formule (1): i.

Het deplacement verminderen, door: •

het eigengewicht te reduceren, zie hiervoor HOOFDSTUK 3.

•

het deadweight te begrenzen, zie hiervoor HOOFDSTUK 7.

ii.

Het traagheidsmoment van de lastlijn vergroten, door: •

de breedte aan te passen; I xx ∝ L ⋅ B 3 . Daarmee wordt buiten de afmetingen van een Groot Rijnschip getreden (110 x 11.4 x 3.5 m), waarmee het vaargebied wordt ingeperkt. Het lijkt dan zinvoller om de afmetingen ineens fors op te trekken, en de stapelverhoudingen gunstiger te kiezen: 4 containers hoog tegenover 5 breed, of 5 hoog tegenover 6 breed. Mits de lengte op 135 m te brengen, bekomt men een schip ter grootte van de Jowi.


Pagina 6

de lastlijn van het achterschip te verbreden, zodat deze bij de ontwerpdiepgang

•

zo goed als vierkant wordt. Een oplossing die bijvoorbeeld wordt toegepast op (container)schepen met eigen laadkranen. De laatst vermelde oplossing werd in de praktijk gebracht, met een hertekening van het achterschip tot gevolg. Het achterschip van de E.S. SAFREST is na herschaling overgenomen van een vrachtschip van de rederij Conoship. Het huidige ontwerp is specifiek en houdt rekening met enkele concrete vereisten. De vorm is een aaneensluiting van oppervlaktes, elk door een wiskundige vergelijking gedefinieerd. De geïnteresseerde lezer

kan

de

opbouw

van

de

vorm

volgen

in

het

Maple-bestand

“\Ontwerp\achterschip4.mws”, waarin ook enkele 3D-plots vervat zijn, evenals een plot van het het spantenraam. Zie hiervoor Bijlage A. Dit nieuwe ontwerp heeft als bedoelingen:

•

De lastlijn te verbreden.

•

Het gedeelte van het hek onder water te beperken, om wervelafscheiding minimaal te houden.

•

De hoek tussen de huid en de vaarrichting beperkt te houden, ook in de aanloop naar de schroeftunnel, om wervelafscheiding te vermijden. Eenvoudig gezegd: het achterschip moet gestroomlijnd blijven1.

•

De hoek die de onderkant van de achtersteven met de horizontale maakt voldoende groot te houden, teneinde bij brutale intrede in het water door de stampen dompbeweging, slamming van het achterschip te vermijden.

De hertekening van het achterschip betekende ook een uitstekende gelegenheid om bijkomende aanpassingen door te voeren: i.

De vorm van het achterschip van de E.S. SAFREST begrenst de achterzijde van het hoofdruim: in beide hoeken gaat een containerplaats verloren. Het nieuwe

1

In de berekening van de sleepweerstand houdt het programma Holtrop overigens rekening met de wervelafscheiding.


Pagina 7

achterschip laat toe van het ruim een regelmatige rechthoek maken en beide containerplaatsen te recupereren. ii.

Het doorvoeren van een herindeling van het achterruim, zodat nu ook daar vier containers naast elkaar kunnen staan, en 16 containers kunnen worden meegenomen. Dit is even veel als in het vorige ontwerp2, maar het zwaartepunt van de lading in het achterruim wordt bijna anderhalve meter naar onder verlegd, wat uiteraard de stabiliteit ten goede komt.

iii. Het vergroten van de schroefdiameter, zie daarvoor Hoofdstuk 9. In Figuren 2.1 en 2.2 worden respectievelijk de oude en nieuwe lastlijn afgebeeld.

3. Algemene indeling

3.1. Plaatsing van de stuurhut

De stuurhut wordt in tegenstelling tot het vorige ontwerp terug achteraan, boven de machinekamer geplaatst. Dit heeft de volgende voordelen: •

Er is geen permanentie meer vereist in de machinekamer, aangezien men eenvoudig van de stuurhut naar de machinekamer kan gaan, ook op zee.

•

Wanneer de stuurhut op het voorschip geplaatst wordt, verliest de stuurman al snel het overzicht over de positie van het achterschip ten opzichte van de oevers. Indien de stuurhut achteraan geplaatst wordt, kan de romp van het schip gebruikt worden om te “mikken”, en behoudt men steeds het zicht op het hele schip3.

Er zijn echter ook een aantal nadelen verbonden aan deze plaatsing van de stuurhut: •

Er is een mechanisme nodig om de verticale positie van de stuurhut te veranderen, zodat de stuurman boven de containers kan uitkijken. Bovendien moeten de lokale

2

Een onvolmaaktheid van het vorige ontwerp was trouwens het feit dat de containers achteraan niet “hoek op hoek” werden gestapeld. Dit is ontoelaatbaar, en is rechtgezet in dit ontwerp. 3 Dit is het klassieke argument dat door schippers gebruikt wordt, en kennelijk als vrij belangrijk ervaren wordt, hoewel het hier wellicht eerder om een traditie gaat, die overigens niet overal geëerbiedigd wordt (cruiseschepen, hefschepen, sleepboten, ...).


Pagina 8

acceleraties in zeegang in de hoogste stand van de stuurhut bekeken worden, en moet het hefmechanisme hierop voorzien worden. •

Er is een verminderd zicht op eventuele obstakels vóór het schip. Volgens de Europese norm EN1864 mag bij binnenschepen de blinde vlek gemeten vanaf de boeg niet langer zijn dan 250 m, in alle ladingscondities. Hieruit volgt de minimale hoogte die de telescopische stuurhut moet kunnen aannemen (zie hoofdstuk 8, §10.1).

3.2. Hoofdruim

3.2.1. Dwarsschotten

In het ruim worden twee dwarsschotten geplaatst, op één derde en twee derde van de lengte, om de volgende redenen: •

De ADNR-reglementen eisen in geval van een dubbele huid smaller dan 0.80 m de aanwezigheid van dwarsschotten of steunpijpen op een onderlinge afstand van maximaal 32 meter. Dwarsschotten komen bovendien de dwarsscheepse sterkte en de torsiestijfheid ten goede.

•

Door het weglaten van de ballasttanks die bij het ontwerp van de E.S. SAFREST in het ruim voorzien waren, vermindert de ballastcapaciteit. Om in ballastvaart toch voldoende diepgang te behouden (onder meer om slamming te vermijden) wordt de mogelijkheid ingebouwd water mee te nemen in het ruim4. De schotten maken het mogelijk dit ballastwater te concentreren in een deel van het ruim, waardoor het vrije vloeistofoppervlak beperkt blijft. Ook biedt dit een gemakkelijk middel om de trim van het schip in te stellen.

3.2.2. Ligging

Om ruimte te creëren voor de dwarsschotten wordt het ruim verlengd van 75.35 meter tot 76 meter, en bovendien 0.5 meter naar voren opgeschoven. Aldus blijft nog 13 meter over voor de tanks, de machinekamer en het verblijf in het voorschip.

4

Zie ook Hoofdstuk 10, in verband met het eventuele gebruik van de boegschroef als ballastpomp.


Pagina 9

3.3. Indeling voorschip

3.3.1. Ballasttank in de voorpiek

Deze tank wordt verlengd tot 5.2 meter, met een inhoud van 71.57 m³. Het voorpiekschot wordt gevormd door de achterste begrenzing van deze tank.

3.3.2. Verblijf en machinekamer

Vanaf de voorkant van het ruim strekt het verblijf zich over 5.2 meter uit, met twee verdiepingen van 2.5 meter hoog; de vloeren bevinden zich op 3 meter en 5.5 meter boven de kiel. De totale vloeroppervlakte bedraagt 93.9 m², en het volume 236.7 m³. Onder het verblijf is er nog ruimte voor een machinekamer (oppervlakte 49.6 m²), die onder meer de boegschroef zal huisvesten. Als boegschroef wordt één VethJet5 gebruikt, terwijl in het vorige ontwerp (om ietwat onduidelijke redenen) twee van deze toestellen voorzien waren. De dubbele bodem, die dezelfde hoogte heeft als in het middenschip, loopt door tot aan de voorkant van de machinekamer.

3.3.3. Drinkwater-, smeerolie- en brandstoftanks.

Tussen het verblijf en de machinekamer enerzijds, en de ballasttank anderzijds blijft nog 2.6 meter over voor de drinkwater-, smeerolie- en brandstoftanks met volgende volumes:6 •

Drinkwater (stuurboord): 33.7 m³

•

Smeerolie (bakboord): 17.0 m³

•

Brandstof (bakboord): 20.7 m³

De brandstoftank wordt gescheiden van de smeerolietank en de drinkwatertank door middel van kofferdams7. Hoewel de indeling van het vorige ontwerp min of meer behouden blijft, wordt de bovenkant van deze tanks opgetrokken tot het niveau van

5

Zie hoofdstuk 10. Alle volumes en oppervlakken worden uitgerekend in het programma Rhinoceros®, op basis van de lijnentekeningen die in AutoCAD 2004® gemaakt werden. 7 LLOYD’S REGISTER OF SHIPPING, Rules and regulations for the Classification of Inland Waterways Ships, London, 2002, Deel 3, Hoofdstuk 7, p. 1 6


Pagina 10

de bovenste vloer van het verblijf. Aan dek wordt op deze manier een uitsparing (2.6 op 6.75 meter) gecreëerd om een wagen te plaatsen. De indeling van de tanks wordt geïllustreerd in Figuur 2.3.

3.4. Indeling achterschip

Het 21 meter lange stuk achter het hoofdruim werd grondig heringedeeld. Uiteraard blijft het achterruim, geschikt voor 16 20”-containers (2 in de lengte, 4 in de breedte, 2 hoog), aanwezig. Tussen de twee ruimen is 7.5 meter beschikbaar om de machinekamer en de stuurhut te huisvesten. De machinekamer wordt begrensd door het achterschot van het hoofdruim, en door het achterpiekschot, dat ook het achterruim langs voren afbakent. Langs de zijkanten loopt de dubbele huid van het hoofdruim door in de machinekamer, en vindt aansluiting op de dubbele huid in het achterruim. Over de lengte van de machinekamer worden twee dubbele huidtanks voorzien voor brandstof, gescheiden van de andere tanks door kofferdams. Deze brandstoftanks hebben elk een inhoud van 13.89 m³, zodat de totale capaciteit voor brandstof (samen met de tank in het voorschip) 45.20 m³ bedraagt. De dubbele bodem in de machinekamer is 1.30 m hoog en wordt, wegens de vorm van de schroeftunnel, achterin verhoogd tot 1.70 m. In de dubbele bodem wordt enkel een tank voorzien voor gebruikte olie. Het plafond van de machinekamer bevindt zich op 4 meter boven het vlak, net als de tanktop in het achterruim. Bijgevolg is er boven de machinekamer en tussen de gangboorden een holte, die wordt opgevuld door een ruimte voor controle van en toegang tot de machinekamer en voor het mechanisme dat de stuurhut omhoog moet tillen. Tussen het achterste ruim en de huid bevindt zich ook nog heel wat bruikbare ruimte. Over de voorste helft van dit ruim wordt daarom een waterballasttank voorzien (volume 223.13 m³), waarvan de voor- en eindschotten respectievelijk dienen als deel van het achterpiekschot en als dwarsscheepse ondersteuning van de containerhoeken in het midden van het ruim. Van de nog resterende ruimte wordt de achterste helft (plus +/- 1 meter tot het hek) bestemd voor de roerstuurmachine, terwijl de voorste


Pagina 11

helft in beslag wordt genomen door vier tanks die zich in het vorige ontwerp in de machinekamer bevonden: Drinkwater (stuurboord): 7.64 m³ Afvalwater (stuurboord): 29.74 m³ Smeerolietanks (bakboord): 28.25 m³ en 7.26 m³ De volledige tankindeling van het achterschip wordt afgebeeld in Figuur 2.4.

4. Hydrostatische gegevens

Nu de vorm van de romp volledig gekend is, kunnen met het programma Wolfson de hydrostatische gegevens worden afgeleid. Volgende gegevens zijn te vinden in het Excel-bestand “\Hydrostatica\ Hydrostatica.xls”, en worden uitgezet in functie van de diepgang in Figuren 2.5 tot en met 2.12:

•

Het deplacement.

•

De vormcoëfficiënten: blokcoëfficiënt, prismatische coëfficiënt, grootspantcoëfficiënt en lastlijncoëfficiënt.

•

De lengte- en hoogteligging van het drukkingspunt, en de lengteligging van het zwaartepunt van de lastlijn.

•

De hoogteligging van het dwarsmetacenter boven de kiel.

•

De hoogteligging van het langsmetacenter boven de kiel.

•

De kromme van de trimmomenten.

•

De Bonjean-krommen.

Hoofdstuk 3

Ontwerp naar lokale belasting

1. Inleiding

Aangezien het ontwerp dat in dit werk beoogd wordt, niet te klasseren valt onder één van de categoriëen die door LR behandeld worden, zal het erop neerkomen een synthese te maken van de geldende regels, waarbij volgende filosofie aan de basis lag:

•

Het is de doelstelling het schip, dat in eerste instantie voor containervervoer bedoeld is, eveneens geschikt te maken voor het vervoer van grondstoffen in bulk. Dit vereist enkele aanpassingen aan de structuur van de dubbele bodem. Voor het ontwerp van de binnenhuid en haar verstijvingen geldt dan ook het LR-hoofdstuk dat bulkcarriers behandelt, als leidraad.

•

Het spreekt voor zich dat ook de voorschriften omtrent containerschepen op de binnenwateren op hun bruikbaarheid voor dit ontwerp getoetst werden, en dit hoofdzakelijk omtrent de implicaties op de structuur van de dubbele bodem.

•

Wat de dubbele bodem betreft, en meer bepaald de ondersteuning van de containerhoeken, rijst de nood aan een aangepaste constructie. Dit wordt uitgewerkt in §3.

•

Om containers met gevaarlijke stoffen te mogen vervoeren op de Rijn moet een schip voldoen aan de ADNR-reglementen, die onder meer stipuleren dat de dubbele huid minstens 80 cm breed moet zijn1. Hierop worden zowel voor dwarsverstijfde als voor

1

CENTRALE COMMISSIE VOOR DE RIJNVAART, Reglement voor het vervoer van gevaarlijke grondstoffen over de Rijn, s.l., 2003, Hoofdstuk 9, p. 693

Hoofdstuk 3: Ontwerp naar lokale belasting

Pagina 13

langsverstijfde schepen uitzonderingen toegelaten. Voor deze laatste is het mogelijk de minimale breedte te verminderen tot 60 cm, mits er voldaan is aan de volgende voorwaarden: •

De afstand tusen de langsspanten mag maximaal 60 cm bedragen.

•

Deze spanten moeten ondersteund worden door raamspanten die niet meer dan 1.80 m van elkaar verwijderd zijn, en gesteund worden door de dwarsverstijvingen in de bodem.

•

Het laadruim moet minstens om de 32 m overbrugd worden door een dwarsschot of een steunpijp.

Deze voorwaarden werden als volgt geïmplementeerd: •

De spantafstand in de dubbele huid van het vorige ontwerp (71.25 cm) werd verlaagd tot 60 cm. Bovendien werd de onderkant van de torsiebox voorlopig 10 cm lager gelegd, om samen te vallen met het spant dat zich 5 meter boven het vlak bevindt. Op deze manier worden er in totaal vier langsspanten uitgespaard.

•

De gevraagde dwarsramen worden om de 1.57 m geplaatst. Op die manier valt één dwarsraam op twee samen met een wrang terwijl de overige worden ondersteund met een bordje dat aansluit op de kimknie. Bovendien vallen de langsspanten in de dubbele huid door de kleine afstand tussen de dwarsramen een stuk lichter uit.

•

In het ruim worden twee dwarsschotten geplaatst, met een tussenafstand van vier 20’-containers.

•

Tot slot is het zo dat de buitenhuid en haar verstijvingen ontworpen worden volgens de reglementen voor zeeschepen, omdat de overeenkomstige regels voor binnenschepen geen rekening houden met de omstandigheden op zee.


Pagina 14

2. Commentaar bij de onderdelen van het grootspant

2.1. Inleiding

In dit hoofdstuk worden enkel de resultaten van de berekeningen vermeld, vergezeld van eventuele commentaren en achterliggende ideeën. Voor de berekeningen, alsook voor de referenties naar de betrokken regels wordt verwezen naar het Excel-bestand “\ontwerp\Grootspant.xls”, tabblad “Ontwerp”. (Zie Bijlage B.) Een tekening met maataanduidingen van het grootspant is te vinden in het AutoCAD-bestand “\Tekeningen\Grootspant.dwg”. (Zie Bijlage C voor een vereenvoudigde grootspanttekening.) In het Excel-bestand worden bovenaan de algemene gegevens van het schip vermeld:

2

L2 B T D CB Spantafstand DB3 Spantafstand DH Wrangafstand Dwarsraamafstand ns4 nt K kL FB

104.925 11.4 3.5 6.5 0.862 0.63 0.6 3.14 1.57 1 of 0.5 4 1 1 1

FD CW

1 5.098385

m m m m m m m m

De lengte van de waterlijn die overeen komt met een diepgang van 3.5 m, bedraagt 108.17 m. Voor de parameter L die gebruikt wordt in de regels moet 96 à 97 procent van deze waarde genomen worden. In dit geval is 0.97 ⋅108.17m = 104.925m . 3 Door de aanwezigheid van de gedeeltelijke zijzaathouten worden de binnenste zijzaathouten 75 mm naar het midden van het schip opgeschoven, zodat de reële spantafstanden lichtjes verschillen van de gemiddelde waarde die hier gegeven is, en waarmee gewerkt wordt in de berekeningen. 4 ns is de “number of stacks”, zijnde het aantal stapels containers in de breedte. Hoewel dit niet gepreciseerd wordt in de Rules, wordt ervan uitgegaan dat hiermee het aantal stapels containers bedoeld wordt dat rust op het bewuste zaathout, en niet het totale aantal containers over de


Pagina 15

Vervolgens worden alle onderdelen van het grootspant begroot volgens de relevante regels, waarbij de meeste onderdelen volgens verschillende regels uitgerekend worden. Hierna wordt dan gewerkt met de grootste waarde. In de linkerkolom is met volgende afkortingen telkens aangegeven welke regels gehanteerd worden:

BW Z GC CC BC

Reglementen voor binnenschepen Reglementen voor zeeschepen General Cargo schip Containerschip Bulk Carrier

De vijfde kolom (Referentie) bevat de verwijzing naar het betreffende onderdeel uit de regels. De eerste kolom (Parameter) toont de namen van de parameters die nodig zijn voor de berekening, in de tweede kolom (Waarde) staat de overeenkomstige waarde. In de derde kolom (Afgerond) wordt deze waarde eventueel afgerond, bijvoorbeeld voor staalplaten5, of staat het benodigde profiel. De uiteindelijke waarde wordt aangeduid in het geel. Tot slot staan in de zesde kolom eventuele commentaren6.

2.2. Dubbele bodem

2.2.1. Hoogte dubbele bodem

Hoewel de reglementen voor zeeschepen slechts een hoogte van 703 mm vereisen, wordt hier de waarde van 800 mm van het vorige ontwerp overgenomen, dit om de dubbele

breedte van het ruim. De interpretatie ns = 4 zou impliceren dat het aantal zaathouten over de breedte van het schip geen invloed zou hebben op de dikte ervan, en levert diktes van 45 mm op. 5 LR geeft volgende regels voor afrondingen: Overschrijding van geheel Af te ronden naar: getal 0 < t ≤ 0.2 mm 0 mm 0.2 < t ≤ 0.7 mm 0.5 mm 0.7 < t ≤ 1.0 mm 1.0 mm 6

Vaak wordt in de reglementen voor bulkcarriers en containerschepen verwezen naar het hoofdstuk over general cargo schepen. Dit wordt in deze kolom aangegeven.


Pagina 16

bodem toegankelijk te maken, terwijl deze keuze ook ruimte biedt om voldoende ballast te kunnen meenemen, om de trim makkelijk in te kunnen stellen, en voldoende diepgang te creëren bij het varen in ballastconditie.

2.2.2. Zaathouten

Zoals verwacht worden de maatgevende getallen voor de zaathouten bekomen door het toepassen van de regels voor containerschepen. Zowel voor het middenzaathout als voor de zijzaathouten wordt hier een dikte van 10.5 mm opgegeven, al valt wel op dat de reglementaire dikte voor niet-dragende zaathouten groter is dan die voor zaathouten die wel containers ondersteunen (slechts 7 mm). Er wordt gekozen voor de hoogste waarde, ook al omdat de regels voor bulk carriers een dikte van 10 mm voorschrijven.

2.2.3. Wrangen

Ook voor de wrangen zijn de regels voor containerschepen bepalend. Er wordt een dikte gevraagd van 10.5 mm, en hiermee is ook voldaan aan de eis omtrent de oppervlakte van de doorsnede van de wrang. Verder zijn er ook voorschriften voor de weerstandsmodulus van dragende en niet-dragende wrangen. Hier valt eveneens een anomalie te bespeuren: de voorgeschreven weerstandsmodulus voor niet-dragende wrangen is onwaarschijnlijk hoog en is bovendien veel groter dan die voor dragende wrangen. Aan de eis voor deze laatste wordt met een dikte van 10.5 mm net niet voldaan. Maar dit is waarschijnlijk ook niet nodig, aangezien de wrangen in principe geen containers dragen en enkel een deel van het gewicht hierop overgedragen wordt via de gedeeltelijke zijzaathouten.

2.2.4. Vlaklangsspanten

De vlaklangsspanten worden gedimensioneerd volgens de regels voor zeeschepen. Omdat de ongesteunde lengte iets kleiner is dan in het vorige ontwerp kan er gekozen worden voor 200x9-bulbprofielen (tegenover 200x12). Halverwege worden de spanten verbonden aan de tanktoplangsspanten door middel van struts.


Pagina 17

2.2.5. Tanktoplangsspanten

Wat de tanktoplangsspanten betreft eisen de reglementen voor bulk transporterende binnenschepen het meest. Binnen de 0.25B van het midden-zaathout worden bijgevolg 200x9-bulbprofielen voorzien, daarbuiten volstaan profielen met de helft van de weerstandsmodulus, met name 160x7-profielen.

2.2.6. Struts

Om de ongesteunde lengte van vlak- en langsspanten te verminderen is het aangeraden ze halverwege met elkaar te verbinden met als gevolg dat een halvering van de vereiste weerstandsmodulus van beide spanten toegelaten is. De doorsnede van de strut wordt bepaald door de modulus van de spanten, en wordt bereikt met een UPN 240-profiel.

2.2.7. Bordjes en kimknieën

Aangezien slechts één raamspant op twee aansluit op een wrang moeten de “wrangloze” raamspanten op een andere manier doeltreffend verbonden worden met de structuur van de dubbele bodem. Dit kan gebeuren m.b.v. bordjes, die zich uitstrekken van het uiterste zijzaathout tot het eerstvolgende langsspant. De vrije rand wordt omgeflensd om uitknikken te voorkomen. Aan het middenzaathout worden gelijkaardige bordjes voorzien, de zg. dokknieën, die voor extra ondersteuning zorgen bij het dokken. De dikte van deze bordjes wordt bepaald door de hoogte van de dubbele bodem en bedraagt 7 mm. Waar een bordje geplaatst is, wordt een strut overbodig.

2.2.8. Tanktop

Hoewel voor een containerschip in principe geen tanktop zou nodig zijn, is het ook wenselijk stortgoederen te kunnen vervoeren. Daarom wordt de berekende dikte vermeerderd met 5 mm tot 12.5 mm. Dit laat toe het ruim te lossen met behulp van grijpers, maar betekent ook een meergewicht van ongeveer 30 ton.


Pagina 18

2.2.9. Kielplaat

Hoewel slechts 1.14 m gevraagd wordt, wordt de kielplaat verbreed tot 1.4 m opdat het scheepsgewicht in geval van dokken ook zou steunen op de vlaklangsspanten naast het middenzaathout 7.

2.2.10. Vlak- en kimbeplating

De dikte van deze platen wordt bepaald door de zeereglementen en bedraagt 9.5 mm. De formule voor binnenschepen, die ter controle uitgerekend wordt, hangt af van het (hogging) verticaal buigend moment, dat echter nog niet exact gekend is op het tijdstip van ontwerpen. Daarom wordt in een eerste benadering gerekend met het moment dat de E.S. SAFREST ondergaat. Overigens blijkt dat dit moment onrealistisch groot moet zijn om een resultaat op te leveren dat meer eist dan een dikte van 9.5 mm.

2.3. Zijwanden

2.3.1. Raamspanten

De hoofdstructuur van de zijwanden wordt gevormd door de raamspanten. Deze zijn beurtelings verbonden met de wrangen om een efficiënte dwarsscheepse sterkte te bekomen, en ondersteunen op hun beurt de langsspanten in de dubbele huid. Om te voldoen aan de ADNR-reglementen mogen de raamspanten niet meer dan 1.80 m van elkaar verwijderd zijn. Door de keuze één raamspant op twee samen te laten vallen met een wrang wordt deze afstand op 1.57 m vastgelegd, waardoor ruimschoots voldaan is aan de ADNR-eis. De gewichtsverhoging die deze schikking veroorzaakt wordt (deels) teniet gedaan door het feit dat de langsspanten lichter mogen worden geconstrueerd, aangezien hun ongesteunde lengte vrij klein is.

7

In principe is de aanwezigheid van een kielplaat en de bijhorende dokknieën niet strikt noodzakelijk en is dus nog een gewichtsbesparing mogelijk. Op reparatiewerven voor de binnenvaart worden de schepen namelijk op het droge getrokken door middel van dwarsscheepse wagentjes, die het volledige vlak ondersteunen. Indien wel gekozen wordt voor een kielplaat en dokknieën, kan het schip eveneens op reparatiewerven voor zeeschepen terecht.


Pagina 19

Voor het dimensioneren van de raamspanten worden zowel een plaatdikte als een weerstandsmodulus opgegeven. De plaatdikte wordt bepaald door het maximum van de uitkomsten van twee formules maar vreemd genoeg verschillen de twee resultaten substantieel, ze bedragen respectievelijk 1.5 en 12 mm. Omdat deze laatste waarde onredelijk hoog is (de relatief kleine afstand tussen de raamspanten in acht genomen), wordt besloten dat het volstaat om de vereiste weerstandmodulus te respecteren, wat resulteert in een plaatdikte van 7.5 mm.

2.3.2. Langsspanten

De langsspanten in de zijhuid worden ontworpen volgens de zeevaartreglementen. De spantafstand bedraagt 60 cm, een eis die opgelegd wordt door de ADNR-reglementen, en is aanzienlijk kleiner dan die gehanteerd in het voorontwerp8. Dit heeft samen met de korte afstand tussen de raamspanten tot gevolg dat de langsspanten vrij licht uitvallen. Om deze reden worden geen struts voorzien, aangezien nog lichtere spanten zouden resulteren in een daling van de neutrale lijn voor het verticaal buigend moment, wat een te negatief effect op de langsscheepse sterkte zou hebben. Over de langsverstijvingen van de binnenhuid wordt enkel iets gezegd in de regels voor bulkcarriers. De weerstandsmodulus van deze spanten moet eenvoudigweg anderhalf maal de modulus van het overeenkomstige spant aan de buitenhuid bedragen. Bij de keuze van de profielen is erop gelet voldoende ruimte over te houden tussen de profielen, zodat de dubbele huid makkelijk toegankelijk zou zijn voor inspecties en onderhoudswerkzaamheden. Indien overal bulbprofielen zouden worden toegepast, zou de minimale doorgang 37.1 cm bedragen. Hoewel uit correspondentie met een medewerker van Lloyd’s bleek dat 35 cm nog als toelaatbaar wordt beschouwd, werd ernaar gestreefd overal een afstand van minstens 40 cm te behouden9. Hiervoor worden bij de vijf onderste huidspanten ongelijkzijdige hoekprofielen gebruikt, in plaats van de traditionele bulbprofielen10; toevallig blijkt deze oplossing in dit geval op de koop toe

8

In de torsiebox bedraagt de spantafstand 50 cm. E-mailreactie van dhr. H. Kaptein, ontvangen via dhr. T. Vanderwerff (15 april 2005). 10 In de scheepsbouw in onze streken wordt steevast gebruik gemaakt van bulbprofielen. Tegenover hoekprofielen bieden deze als voordeel dat de twee zijden makkelijk inspecteerbaar zijn, terwijl de lage graad van asymmetrie het kantelen van het profiel uitstelt. Op de ZuidKoreaanse werven, waar nauwelijks een bulbprofiel te bespeuren valt, is men kennelijk een andere mening toegedaan. 9


Pagina 20

minder te wegen dan wanneer de overeenkomstige bulbprofielen zouden worden gebruikt.

2.3.3. Zijhuidbeplating

Deze wordt volgens de Rules voor zeeschepen gedimensioneerd. Ondanks de opdeling in drie zones voor de berekeningen moet de huid overal een dikte van 8.5 mm bezitten. De functie van de scheergang wordt ruimschoots vervuld door de torsieboxen.

2.3.4. Binnenhuid

Volgens de rekenregels voor bulkschepen moet voor de binnenhuid de dikte van de buitenhuid overgenomen worden, vermeerderd met 2 mm om het (af)laden met behulp van zware grijpers te kunnen toestaan. De onderste 20 cm worden vervangen door een dikkere strook (15 mm) die de lokale stijfheid garandeert, naar het voorbeeld van de containerduwbak11. Volgens Lloyd’s moet ook bovenaan over een hoogte van D/10 de dikte van de binnenhuid verhoogd worden, en even dik zijn als de coaming (12 mm). Bij het definitieve ontwerp van de torsiebox wordt hiermee rekening gehouden.

2.3.5. Torsiebox

In het voorontwerp werden in de bovenkant van de dubbele huid torsieboxen voorzien, om de torsiestijfheid van het schip (wegens het gebrek aan een dek over de volle breedte) te verbeteren. Deze boxen bestonden uit een koker met een hoogte van 1.4 m (2 spantafstanden in het voorontwerp) en een breedte van 0.671 m (de breedte van de dubbele huid), bestaande uit platen met een dikte van 20 mm. Van berekeningen (of een voorbeeld) die deze keuze staven, wordt echter geen gewag gemaakt. Een begroting van de spanningen resulterend uit de combinatie van torsie, verticaal en horizontaal

11

GROENENDIJK & SOETERMEER, Ontwerp voor containerduwbak (88.00 x 11.50 x 4.00 m), Rotterdam, s.d.


Pagina 21

buigend moment wijst erop dat deze torsieboxen overgedimensioneerd waren, en gereduceerd mogen worden.12

2.3.6. Dek

Het dek wordt gevormd door de bovenkant van de torsieboxen, de minimale plaatdikte volgens LR bedraagt 8 mm.

2.3.7. Coamings

In het voorontwerp werden coamings voorzien, nadat dit uit zeegangsberekeningen noodzakelijk bleek om het overnemen van groen water te verhinderen13. De hoogte (80 cm) werd behouden, evenals de plaatdikte, die door de Rules opgegeven wordt. De geringe breedte van de dubbele huid zorgt echter ook hier voor een complicatie: als vrije breedte van het gangboord wordt 54 cm voorgeschreven, maar Lloyd’s schrijft ook voor dat de coaming aan de bovenkant door een profiel van minstens 18 cm hoog moet worden verstevigd. Indien aan deze laatste eis gevolg wordt gegeven, blijft slechts 49.1 cm over als vrije doorgang. Om toch genoeg vrije ruimte te voorzien, wordt het bulbprofiel vervangen door een smallere constructie die dezelfde knikstijfheid garandeert14: tegen de coaming wordt een koker gelast, bestaande uit koudgeplooide plaat met een dikte van 5 mm. Op zich is deze constructie ietwat zwaarder dan het bulbprofiel, maar dit wordt bijna volledig gecompenseerd door het feit dat de steunen minder hoog en diep hoeven te zijn.

12

Zie Hoofdstuk 4 Los van deze eis moet in elk geval een reling voorzien worden, voor de veiligheid van het personeel. 14 Zie Excel-bestand “\Ontwerp\Grootspant.xls”, tabblad “Coaming”. (Bijlage B.) Deze verstijving, die normaal gezien door een 180x8-bulbprofiel zou worden vervuld, zorgt ervoor dat de coaming niet zou uitbuilen bij een sagging moment. Het kantelen van dit profiel wordt dan weer tegengegaan door steunen, die in lijn met de raamspanten geïnstalleerd worden. Aangezien er voor zover ons bekend geen voorschriften zijn omtrent de dikte van deze steunen, wordt hiervoor de dikte van de raamspanten overgenomen. 13


Pagina 22

2.4. Dwarsschotten

Er zijn een aantal goede redenen om dwarsschotten aan te brengen in het ruim:

•

Om containers met gevaarlijke stoffen over de Rijn te mogen vervoeren, eist het ADNR-reglement dat de gangboorden op afstanden van maximaal 32 m zouden verbonden zijn door dwarschotten of steunpijpen.

•

Het zal wellicht nodig zijn water in te nemen in het hoofdruim, om de diepgang bij ballastvaart te vergroten teneinde slamming te vermijden. Dwarsschotten verkleinen het vrije vloeistofoppervlak.

•

Een indeling in compartimenten biedt de mogelijkheid verschillende soorten bulk tegelijk te vervoeren.

•

Hoewel de toepassing van de ADNR-eisen zou moeten voorkomen dat bij een zijdelingse aanvaring het hoofdruim lek zou slaan, zou zonder dwarsschotten een dergelijk ongeval het vollopen van het volledige ruim, en wellicht het zinken van het schip tot gevolg hebben.

Het ruim wordt door twee schotten in drie verdeeld, de compartimenten hebben aldus een lengte van vier 20”-containers. De schotten zijn verticaal verstijfd en worden, hoewel ze doorlopen tot aan de bovenkant van de coaming, reeds ter hoogte van het gangboord horizontaal verstijfd door een kokerconstructie die ook de functie van steunpijp op zich neemt15. De bovenrand van het schot wordt dan nog eens horizontaal verstijfd door een licht bulbprofiel. In verband met de steunpijpen moet trouwens aandacht geschonken worden aan de buigende momenten die optreden bij de inklemming aan het gangboord, wanneer de sectie welft ten gevolge van torsie van de romp. Dit gebeurt in Hoofdstuk 4, §4.4

2.5. Onderzoek naar de toelaatbaarheid van een grotere diepgang op de binnenwateren

Om het overnemen van water te vermijden wordt op zee de diepgang van het schip onder alle omstandigheden beperkt tot 3.5 m. Op de binnenwateren is dit argument uiteraard niet geldig, zodat de mogelijkheid om een grotere diepgang aan te nemen

15

Zie Excel-bestand “\Ontwerp\Grootspant.xls”, tabblad “Kokerbalk”.


Pagina 23

onderzocht moet worden. Hoe dan ook moet er rekening gehouden worden met het feit dat het schip, dat in zeewater een diepgang van 3.5 m bezit, op de binnenwateren dieper in het water zal liggen wegens het densiteitsverschil tussen zee- en rivierwater. Dit diepgangsverschil kan als volgt benaderd worden16:

δT =

0.025 ∀ zoet 0.025 0.025 ⋅ = ⋅ CVP ⋅ T = ⋅ 0.898 ⋅ 3.5 = 0.0767 m 1.025 AW 1.025 1.025

Het schip moet dus in elk geval een diepgang van 3.58 m aankunnen.

Verder moet voor alle onderdelen die deel uitmaken van de huid (en dus oorspronkelijk ontworpen zijn volgens de zeevaartreglementen) bekeken worden of de overeenkomstige formule in de binnenvaartreglementen afhankelijk is van de diepgang of van de holte17. Dit blijkt zo te zijn voor volgende onderdelen18:

•

Bodembeplating

•

Kielbeplating

•

Kimbeplating

•

Langsspanten bodem en kim

Deze formules worden uitgewerkt naar de diepgang of naar de holte, waarna de waarde voor de weerstandsmodulus of de plaatdikte, bekomen met de zeevaartreglementen, hierin wordt gesubstitueerd. Dit geeft volgende resultaten:

Onderdeel

Waarde

Toelaatbare holte/diepgang op binnenwateren

Bodembeplating

9.5 mm

6.5 m

Kielbeplating

9.5 mm

6.5 m

Kimbeplating

9.5 mm

6.5 m

Vlaklangsspanten

204.9 cm³

15.43 m

16

VANTORRE M., Maritieme Hydrostatica en Hydrodynamica I, cursusnota’s, Universiteit Gent, Faculteit Toegepaste Wetenschappen, 2001, p. II.3 17 In de formules voor de binnenvaart blijkt de bepalende parameter meestal niet de diepgang, maar de holte te zijn, die bij traditionele binnenschepen als maximale diepgang beschouwd wordt. 18 Voor de huidverstijvingen geven de binnenvaartreglementen enkel richtlijnen voor dwarsverstijvingen, zodat hier een vergelijking niet mogelijk is.


Pagina 24

De ontwerpwaarden voor deze onderdelen volstaan dus om op de binnenwateren een diepgang tot 6.5 m aan te kunnen.

Opmerking:

De formule voor de bodembeplating is:

tb = 2.6 ⋅ 3

MH ⋅ s 2 mm B⋅D

waarbij MH voor het maximale hogging moment staat. In dit stadium van het ontwerp is deze grootheid echter onbekend, maar kan de waarde bekomen door de ontwerpers van de E.S. SAFREST als richtlijn dienen. Deze laatste bedraagt bij benadering 4300 tonm, wat een plaatdikte van 7.5 mm oplevert. Om 9.5 mm (de waarde bekomen met de zeevaartreglementen) als uitkomst te krijgen moet MH stijgen tot 8700 tonm. Bijgevolg wordt geconcludeerd dat bij een holte van 6.5 m de plaatdikte van 9.5 mm alleszins veilig is.

Aangezien de plaatdiktes voor kiel en kim in de binnenvaartreglementen gebaseerd zijn op de dikte voor de vlakbeplating, gelden hier dezelfde opmerkingen en conclusie.

3. Gedeeltelijke zijzaathouten

Wanneer de ontwerpregels19 van Lloyd’s omtrent de dubbele bodem-structuur van containerschepen gerespecteerd worden, bekomt men een constructie waarbij op elk containeruiteinde drie wrangen20 moeten geplaatst worden: één ter hoogte van de hoeken zelf, en twee aan weerszijden van deze wrang, op ongeveer 60 cm. Lokaal wordt de tanktop dan nog eens versterkt door zogenaamde gusset plates. (Figuur 3.1).

19

LLOYD’S REGISTER OF SHIPPING, Rules and regulations for the Classification of Inland Waterways Ships, London, 2002, Deel 4, Hoofdstuk 7, p. 2 20 Bovendien volgt uit de toepassing van de regels dat er ter hoogte van het midden van elke container nog een wrang geplaatst wordt.


Pagina 25

In feite zijn containers terug te voeren tot een systeem bestaande uit de ribben van een balk die als dragende constructie fungeren, waartussen plaatvelden gelast zijn21. Hoewel deze laatste de eigenlijke lading torsen en bijdragen tot de stijfheid van de container, werken zij niet mee aan de ondersteuning van de container, die in principe enkel op zijn hoeken rust. Bijgevolg moet bij het ontwerp van een draagsysteem uitgegaan worden van vier puntlasten ter plekke van de hoekpalen van de container, elk ter grootte van een kwart van het containergewicht, eventueel vermenigvuldigd met het aantal containers dat op elkaar gestapeld is. De bedoeling van de dubbele bodemconstructie met drie opeenvolgende wrangen is dus duidelijk enige speling toe te kunnen laten bij het plaatsen van de containers, zowel in de lengte- als in de dwarsrichting. Dit levert onmiskenbaar een nodeloos zware constructie op.

Een logischer gang van zaken zou zijn de containerhoeken te ondersteunen d.m.v. de zaathouten22, en de wrangen enkel te gebruiken voor de dwarsscheepse stijfheid. Om alsnog de in de dwarsrichting toegelaten speling bij het laden te kunnen garanderen, moet een ander system bedacht worden. Hiervoor werd deels de mosterd gehaald bij een ontwerp voor een containerduwbak, bestemd voor de binnenvaart23.

Dit vaartuig, dat duidelijk gemaakt werd met de eisen van ADNR24 in het achterhoofd, draagt op elk spant (om de 50 cm) een wrang. Om de plaatsing van de containerhoeken ook in de lengterichting enigszins te kunnen laten variëren, werden extra gedeeltelijke zaathoutjes ingelast, telkens met een lengte van drie spantafstanden. Deze extra steunen worden geplaatst aan weerszijden van het middenzaathout, aan één zijde van de binnenste zijzaathouten (die hiervoor enigszins naar binnen verplaatst zijn), en net binnen de zijzaathouten onder de binnenhuid.

21

Ook bij het behandelen van containers wordt hiermee rekening gehouden: De aangrijpingspunten bij het hijsen bevinden zich steeds aan de hoeken, die eveneens gebruikt worden om de containers (aan elkaar) vast te maken (lashing). 22 Dit was reeds het geval in het ontwerp van de E.S. SAFREST. 23 GROENENDIJK & SOETERMEER,Ontwerp voor containerduwbak (88.00 x 11.50 x 4.00 m), Rotterdam 24 Zoals verderop zal uitgelegd worden, eist het ADNR-reglement voor vervoer van gevaarlijke grondstoffen op de Rijn een breedte van de dubbele huid van 80 cm. Hierop zijn echter uitzonderingen mogelijk, die een breedte toelaten van minimaal 60 cm. Ook in dit ontwerp zal van deze mogelijkheid gebruik gemaakt worden.


Pagina 26

Dit idee werd deels overgenomen in ons ontwerp, met het verschil dat de containers nu op de zaathouten steunen in plaats van op de wrangen: de hoekpalen van de containers steunen op de zaathouten, die in deze taak bijgestaan worden door “gedeeltelijke zijzaathouten” vlak ernaast. Waar bijvoorbeeld vier hoeken moeten ondersteund worden, is het de bedoeling dat twee ervan terecht komen op het zaathout zelf, en de twee andere gedragen worden door het extra zaathoutje. Aangezien het grondoppervlak van een containerhoek een vierkant van ongeveer 10 op 10 centimeter is, zal normaal gezien elke hoek rechtstreeks gesteund worden door één van beide zaathouten. Daar bovenop is ervoor gezorgd dat ter plekke van de containerhoeken telkens een wrang voorkomt, zodat een soort roosterstructuur ontstaat. (Figuur 3.2) De gedeeltelijke zijzaathouten bestaan uit een stuk bulbprofiel dat zich aan weerszijden van de wrang over 30 centimeter uitstrekt (Figuur 3.3). Het midden van dit profiel wordt aldus ondersteund door de wrang (die op die plaats verstevigd wordt door een stijltje), terwijl de uiteinden elk steunen op een dwarsscheeps stuk bulbprofiel. Dit bulbprofiel steunt dan weer op zijn beurt enerzijds op het zaathout (weerom lokaal verstijfd

met

behulp

van

een

stijl),

en

anderzijds

op

het

eerstvolgende

tanktoplangsspant. Ter hoogte van dit laatste aangrijpingspunt wordt een strut geplaatst

om

het

tanktoplangsspant

te

verbinden

met

het

overeenkomstige

vlaklangsspant.

In Figuur 3.2 is de situatie getekend voor het zijzaathout op één kwart en drie kwart van de breedte van het ruim. Er valt op te merken dat de spantafstanden aan weerszijden van het zaathout licht verschillen van elkaar. Dit is een gevolg van het feit dat het binnenste zijzaathout 75 millimeter naar het midden verplaatst werd ten opzichte van de oorspronkelijke positie, om samen te vallen met het midden van de containerhoek. Hierdoor wordt de resterende afstand tussen de zaathouten herverdeeld over vier spantafstanden, wat dus licht afwijkende afstanden oplevert.


Pagina 27

3.1. Begroting van de onderdelen van de gedeeltelijke zijzaathouten25

De profielen die deel uitmaken van de ondersteunende constructie moeten het buigend moment en de dwarskracht, die een rechtstreeks of onrechtstreeks gevolg zijn van het gewicht van de containers, kunnen opnemen. Bovendien moet erover gewaakt worden dat de drukspanning in de struts en stijlen aanvaardbaar blijft, en moet voor deze laatste ook een knikberekening uitgevoerd worden.

Het gemiddelde gewicht van een container wordt voorgesteld door W. Eén hoek van een container komt dan overeen met een puntlast

W , en als er vier containers op elkaar 4

gestapeld worden, is de grootte van de puntlast die aangrijpt op de tanktop terug gelijk aan W. Het maximale containergewicht is te berekenen door van het deplacement bij een diepang van 3.5 m het leeggewicht van het schip af te trekken, alsook het gewicht van brandstof, olie, water, etc. Deling van het resterende gewicht door het maximale aantal containers (208) levert het maximaal toelaatbare gemiddelde containergewicht op:

∀ = C B ⋅ LPP ⋅ B ⋅ T ⋅ ρ zeewater = 3812 ton Wlading = ∀ − Wleeggewicht − Wconsumables = 3097 ton Wcontainer =

Wlading 208

= 14.89 ton

Voor de berekening van de constructie wordt W = 18 ton (176580 N) aangenomen, aangezien het mogelijk moet zijn containers te vervoeren die meer wegen dan dit gemiddelde.

25

Zie Maple worksheet “Ontwerp\Sterkteberekening gedeeltelijke zijzaathouten.mws” en Bijlage F. Bij deze berekening wordt de aanwezigheid (en dus de medewerking) van tanktop, zaathout en wrang opzettelijk niet in aanmerking genomen, enerzijds om de berekening te vereenvoudigen, anderzijds om een bijkomende veligheidsfactor te creëren. Naargelang de plaatsing over de breedte van het ruim verschillen de afmetingen van de onderdelen lichtjes; hier wordt de berekening uitgevoerd voor de grootst mogelijke afmetingen.


Pagina 28

3.1.1. Begroting van de profielen

3.1.1.1. Gedeeltelijk zijzaathout (Figuur 3.4)

De helft van dit profiel steunt enerzijds op de wrang en anderszijds op het dwarse profiel tussen het zaathout en het eerstvolgende tanktoplangsspant, en is terug te brengen tot een isostatisch opgelegde balk met een lengte van 30 centimeter, die belast wordt door een in positie variërende puntlast. Zoals algemeen bekend uit de elasticiteitsleer variëren de steunpuntsreacties RA en RB in functie van x:

RA =

W (l − x) Wx en R B = l l

Het maximale buigende moment treedt op als de puntlast zich net halverwege de steunpunten bevindt, en is dan gelijk aan

Wl = 13243.5 Nm . De maximaal toelaatbare 4

spanning in de uiterste vezels bedraagt

σ=

M Z

Anderzijds moet ook de dwarskracht, die een schuifspanning veroorzaakt in het profiel, bekeken worden. Indien deze schuifspanning gelijk wordt gesteld aan de dwarskracht gedeeld door de oppervlakte van de doorsnede van het profiel:

τ =

V , A

kan de vergelijkingsspanning σ ef berekend worden als 2

σ ef = σ + 3τ 2

2

2

M  V  =   + 3  . Z   A

Deze laatste spanning moet beneden de vloeispanning (240 N/mm²) blijven, een eis waaraan een 160x9 bulbprofiel voldoet:

Z = 124cm 3 A = 17.80cm 2 N  13243500   18000 ⋅ 9.81  σ ef =   + 3  = 202 mm 2  124000   1780  2

2


Pagina 29

3.1.1.2. Het dwarsstukje

Dit deel van de constructie steunt het ene uiteinde van het gedeeltelijke zijzaathout, en draagt dit gewicht over op het zaathout en het langsspant. De zwaarste belasting wordt gevormd door een containerhoek die net op het aansluitpunt met het gedeeltelijke zijzaathout wordt geplaatst. Een berekening analoog aan die van hierboven wijst uit dat voor de dwarsstukjes eveneens 160x9-bulbprofielen nodig zijn. 26

3.1.2. Drukspanning en knik in de struts

3.1.2.1. Strut tussen tanktop- en vlaklangsspant

Aangezien de afstand tussen het gedeeltelijke zijzaathout en het tanktoplangsspant gekend is, is geweten welke fractie van het containergewicht wordt overgedragen op de strut, die aan twee voorwaarden moet voldoen: •

De drukspanning in de strut moet lager liggen dan de vloeigrens:

σ =

W . A

Dit levert een voorwaarde op voor de oppervlakte A van de doorsnede van de strut. •

De strut mag niet uitknikken; volgens de theorie van Euler is de knikbelasting van een staaf gelijk aan

π2 ⋅E⋅I FK = , l k2 waarbij l k de kniklengte voorstelt. Dit criterium levert een voorwaarde op voor het traagheidsmoment I van de doorsnede van de strut. Voorzichtigheidshalve wordt de strut beschouwd als vrij roterend aan beide uiteinden, wat resulteert in de strengste voorwaarde.


Pagina 30

Beide criteria leggen uiteindelijk volgende eisen op aan de doorsnede van de strut:

I = 0.382 cm 4 A = 1.70 cm 2 Hier volstaat een gelijkzijdig hoekprofiel 25 x 25 x427.

3.1.2.2. Stijl tegen zaathout

Hier moet het maximaal overgedragen gewicht vermenigvuldigd worden met twee in het geval van het middenzaathout en de binnenste zijzaathouten. Een verder analoge berekening28 levert vervolgens op:

I = 5.53 cm 4 A = 11.31 cm 2 Om dit op te vangen is een UPN100-profiel vereist.

3.1.2.3. Stijl tegen wrang

Ook hier wordt de belasting dubbel gerekend. De doorsnede van de stijl moet voldoen aan:

I = 5.36 cm 4 A = 12.85 cm 2 Hier valt de keuze eveneens op een UPN100-profiel.

26

Met dien verstande dat het aangrijpingspunt op de dwarsstukken vast ligt, en niet variabel is zoals in het geval van het gedeeltelijke zijzaathout. 27 Gezien de zeer lage eis die opgelegd wordt aan de struts, kan de vraag gesteld worden of deze niet overbodig zijn. Er moet echter rekening worden gehouden met het feit dat het tanktoplangsspant op zich ook meewerkt in de langsscheepse sterkte. Indien dit spant daar bovenop nog een deel van het containergewicht moet dragen, kan lokaal de vloeispanning overschreden worden, zodat het plaatsen van een strut wel degelijk noodzakelijk is. 28 In feite is een knikberekening hier overbodig, aangezien de stijl over haar volledige lengte vastgelast wordt aan het zaathout. Desondanks wordt het uitknikken gecontroleerd , in het kader van de “berekening zonder zaathout en wrangen”. Dezelfde opmerking geldt voor de stijl tegen de wrang.


Pagina 31

3.1.3. Gewicht en zwaartepunt

Het meergewicht van de hele constructie (profielen, struts en stijlen) bedraagt 50.5 kg per stuk. Dit systeem wordt over de breedte van het ruim zes maal toegepast, en twaalf maal29 over de lengte, zodat het totale meergewicht 3.63 ton bedraagt.

Het zwaartepunt van het geheel ligt 55.7 cm boven de basis.

3.2. Controle met behulp van een eindige elementen-analyse

De verificatie van de begroting van de onderdelen van de gedeeltelijke zijzaathouten gebeurt aan de hand van een programma30 dat sterkteberekeningen met de eindige elementen-methode uitvoert. Zonder in detail te treden blijkt dat de geselecteerde onderdelen volstaan om de last van 18 ton per containerhoek te dragen. Met deze berekeningsmethode wordt de aanwezigheid van tanktop, wrang en zaathout nu wel in aanmerking genomen, zodat de grootste vergelijkingsspanning die optreedt te vinden is in de langsscheepse stukjes bulbprofiel, en 191 N/mm² bedraagt. (Figuur 3.5)

4. Voorschip en achterschip

Het ontwerp van voor- en achterschip gebeurde hoofdzakelijk met het oog op een redelijk betrouwbare gewichtsschatting. Om echter de hoeveelheid rekenwerk, die zeer hoog kan oplopen bij een dergelijk ontwerp, te beperken, werden enkel de hoofdstructuur, plaatvelden en verstijvers gedimensioneerd. Het niet meenemen van knieën, struts en stijlen in de gewichtsberekening wordt gecompenseerd door het feit dat er evenmin rekening wordt gehouden met de man-, spaar- en vloeigaten. Voor de uitrusting (inhoud verblijf en stuurhut, motoren, generatoren, schroef, roer, etc.) werd

29 30

Elf maal volledig en twee maal half aan de uiteinden van het ruim. SolidWorks® 2005, met plug-in CosmosXpress


Pagina 32

telkens een zo betrouwbaar mogelijke schatting gemaakt van het gewicht en de ligging van het zwaartepunt.

In tegenstelling tot het middenschip zijn voor- en achterschip dwarsverstijfd. Deze werkzijze is doorgaans goedkoper uit te voeren, terwijl aan de uiteinden van het schip geen grote buigende momenten optreden, waarvoor uiteraard het langsverstijvingssysteem voordeliger is.

Aangezien het relatief geringe belang van dit deel van het ontwerp, wordt hier niet ingegaan op de details. In de Excel-bestanden “\Ontwerp\Voorschip.xls” en “\Ontwerp\Achterschip.xls” worden echter de berekeningen op dezelfde wijze becommentarieerd als in het overeenkomstige bestand voor het middenschip, zodat het begrijpen van de berekeningen aan de hand van deze bestanden normaal gezien geen probleem zou mogen vormen voor de geïnteresseerde lezer. (Zie Bijlagen D en E.)

5. Aanpassingen om een grotere minimale θf te bekomen

Bij het toepassen van de stabiliteitscriteria van de IMO31 moet rekening gehouden worden met de kleinste overvloeihoek θf. Dit is de helling die het schip onder een bepaalde ladingsconditie moet aannemen opdat de eerste niet waterdicht afsluitbare opening onder water zou komen. Om de criteria van de IMO te kunnen toepassen, moet θf groter zijn dan 30°.32 In eerste instantie werd als eerste opening de rand van het schip genomen, maar bij grote diepgangen is de resulterende θf dan te klein. Daarom werd besloten te rekenen met de rand van de coaming, maar dit kan uiteraard slechts op voorwaarde dat de coaming over de gehele lengte van het schip waterdicht zou zijn. Omdat dit problemen zou opleveren bij de toegang tot de machinekamer en de verblijven, werden hiervoor een tweetal aanpassingen aangebracht.

31

INTERNATIONAL MARITIME ORGANISATION, Resolution A.749(18): Code on intact stability for all type of ships covered by IMO instruments, s.l., 1993 32 Uit de zeegangsberekeningen (Hoofdstuk 8, § 7) zal blijken dat de maximale rolhoek ver onder de kleinste overvloeihoek blijft. Eventueel kan de Scheepvaartcontrole dus gevraagd worden om een dispensatie van deze voorwaarde.


Pagina 33

5.1. Toegang tot de machinekamer en de brug

Zowel het hoofdruim als het achterruim worden omgeven door een coaming van 80 cm hoog, naar het voorbeeld van het voorontwerp33. Tussen het hoofdruim en het achterruim bevindt zich de machinekamer. Boven de machinekamer wordt een dek op 4 m boven het vlak voorzien, wat dus resulteert in een holte tussen de ruimen van 2.5 m diep, omgeven door de gangboorden op 6.5 m hoogte. Deze ruimte wordt aan bakboord deels ingenomen door een controlekamer voor de machinekamer ter breedte van 1 container, de rest van de holte wordt gebruikt voor het schaarmechanisme dat de hoogte van de stuurhut instelt, een loopbrug tussen de gangboorden, en een scharnierende trap die vanaf de loopbrug naar de stuurhut leidt. Uiteraard moet de rand van de holte begrensd worden, voor de veiligheid van het personeel. Een makkelijke oplossing zou erin bestaan de coaming van het hoofdruim aan beide zijden door te trekken tot die van het achterruim, maar dan is de ruimte boven de machinekamer niet meer toegankelijk zonder over de coaming te moeten klimmen. Een meer elegante oplossing wordt getoond in Figuur 3.6: 34 •

Aan stuurboordzijde loopt de coaming inderdaad door tussen beide ruimen, maar wordt net voor het achterruim onderbroken om de toegang tot de loopbrug vrij te laten. Ter plekke van de loopbrug springt de coaming in, en aan het einde van de loopbrug wordt een drempel van 1 voet hoog voorzien.

•

Aan bakboordzijde wordt de coaming verschoven tot aan de bovenrand van de controlekamer, en wordt hetzelfde soort insprong voorzien als aan stuurboord.

De “hinderlijke” overvloeipunten35 worden hierdoor naar het midden van het schip toe verschoven, zodat nu de rand van de coaming als eerste overvloeipunt geldt.

33

Dit volgde uit de zeegangsberekeningen, toen bleek dat de kans om water over te nemen te groot zou zijn in afwezigheid van een coaming. 34 Voor de overzichtelijkheid zijn een aantal elementen, zoals de trappen, weggelaten. 35 Om onduidelijke redenen geeft Wolfson voor deze punten soms als overvloeihoek “Exposed” aan; Het is echter gemakkelijk in te zien dat deze punten niet de kleinste overvloeihoeken zullen bezitten, zodat hun exacte waarde eigenlijk niet van belang is.


Pagina 34

5.2. Toegang tot het verblijf

Aan het verblijf aan de voorkant van het schip treedt een soortgelijk probleem op. In het eerste ontwerp lag het gangboord langs het verblijf op een hoogte van 5.5 m boven het vlak, en gaf het toegang tot een dekje voor het verblijf (eveneens 5,5 m boven het vlak) dat ruimte biedt voor een wagen. Nog verder naar voren bevindt zich dan de voorpiekballasttank, die langs boven begrensd wordt door het dek met zeeg zoals in het voorontwerp. In deze situatie zouden het gangboord langs het verblijf en het autodek onderlopen van zodra het water tot aan het gangboord langs het hoofdruim zou komen36. Dit wordt opgelost door het gangboord langs het verblijf naar boven te verplaatsen, zodat het enerzijds aansluit op het gangboord langs het hoofdruim en anderzijds op het dek boven de voorpiekballasttank. Het autodek blijft op 5,5 m boven het vlak, en wordt omgeven door een coaming van 0.8 m. Net voor het verblijf wordt aan beide zijden toegang verschaft tot deze ruimte door middel van inspringende loopbruggen, van hetzelfde type als bij de machinekamer. Ook de toegang tot het verblijf bevindt zich op het autodek, en is op deze manier, net als de wagen, enigszins beschut tegen weer en wind. Deze oplossing wordt getoond in Figuur 3.7.

36

Bij een diepgang van 3.5 m gebeurt dit reeds bij een helling van 28.1°.

Hoofdstuk 4

Ontwerp naar langsscheepse belasting

1. Inleiding

1.1. Werkwijze In Hoofdstuk 3 werd een algemene indeling van het parallelle middenschip beredeneerd. Het dimensioneren van plaatwerk en verstijving gebeurde volgens de Lloyds ontwerpregels. Die garanderen voldoende lokale sterkte. In dit hoofdstuk wordt nagegaan of het grootspant de langsscheepse belasting aankan. Indien de langsscheepse sterkte niet afdoende blijkt, worden op cruciale plaatsen het plaatwerk of de verstijvingen versterkt. Indien er een langsscheeps sterkteoverschot is, kan de dikte van plaatwerk of verstijvingen die niet noodzakelijk zijn voor de lokale sterkte, gereduceerd worden. De enige onderdelen die hiervoor in aanmerking komen, zijn de torsieboxen. Dat zijn kokers onder de gangboorden, verstijfd en uitgevoerd in dikke plaat. Deze onderdelen dienen echter wel de langsscheepse sterkte, met een meervoudig opzet: -

Een meervoudig samenhangend grootspant bezit een aanzienlijk grotere torsiestijfheid. De torsieboxen verhogen de graad van samenhangendheid, en dragen aldus bij tot een grotere torsiestijfheid, vandaar de naam van de betreffende onderdelen.

-

Door

het

extra

langsscheepse

plaatwerk

onder

dek,

neemt

het

traagheidsmoment van de doorsnede toe, en komt de neutrale as hoger te

Hoofdstuk 4: Ontwerp naar langsscheepse sterkte

Pagina 36

liggen. Daardoor neemt het weerstandsmoment van de doorsnede aan dek toe. Niet toevallig zijn de torsiestijfheid en het weerstandsmoment aan dek, zwakke punten van een schip met open ruim, zoals de L’ eau Relie. In een eerste rekencyclus wordt het grootspant uit Hoofdstuk 3, onderworpen aan de langsscheepse belasting, zoals die met Seaway voor de E.S. SAFREST werd berekend. Er blijkt een aanzienlijk sterkteoverschot te zijn. In een tweede rekencyclus wordt de plaatdikte van de torsieboxen herleid van 22 mm tot: - 21 mm voor het gangboord - 14 mm voor de rest van de koker Ook de hoogte wordt herleid van 1,5 tot 1m. Het grootspant blijkt net sterk genoeg te zijn. Met de nieuwe waarde voor het totale gewicht, de ligging van het zwaartepunt, en de ligging van het dwarskrachtmiddelpunt, worden de zeegangberekeningen voor de l’ Eau Relie uitgevoerd. Voor de derde rekencyclus wordt het grootspant opnieuw aangepast, en onderworpen aan de langsscheepse belasting, die uit de nieuwe zeegangberekening volgt. De finale aanpassing van de torsieboxen ziet er als volgt uit: - 1 m hoogte - 12 mm plaatdikte voor de binnenste wand van de torsieboxen1 - 8,5 mm voor de buitenhuid van de boxen, dit is de scheergang2 - 8 mm voor het gangboord3 De maximaal toelaatbare spanningen worden in geen enkele belastingscombinatie overschreden, hoewel geen enkel onderdeel van het grootspant sterker is uitgevoerd dan vereist voor de lokale sterkte, op de onderste plaat van de torsiebox na, die er van lokaal sterkte oogpunt niet hoeft te zijn. Aan de uiteinden van het ruim, is er ondanks de aanwezigheid van welfspanningen, nog een significant sterkteoverschot, maar zoals aangegeven is er geen ruimte meer om het grootspant nog verder af te slanken.

1

Lloyds schrijft voor dat de bovenste 65 cm van de beunwand minimaal in dezelfde dikte worden uitgevoerd als de coaming 2 Volgens Lloyds is de minimale dikte voor de scheergang: 8,5 mm 3 Volgens Lloyds is de minimale dikte voor het gangboord: 8,0 mm


Pagina 37

1.2. De voorschriften van Lloyds

Lloyds stipt drie belastingscombinaties aan: (i)

VLAKWATER Hierbij moet enkel het maximale vlakwater buigend moment in rekening worden gebracht.

(ii)

KOPGOLVEN (head sea) Hierbij moeten het maximale vlakwater buigend moment en het maximaal verticaal golfbuigend moment in rekening worden gebracht, en wel in de combinatie waarbij beide elkaar versterken.

(iii)

SCHUINE GOLVEN (oblique sea) Hierbij moeten het maximale vlakwater buigend moment, 60 % van het maximaal verticaal golfbuigend moment, het maximaal horizontaal golfbuigend moment, het maximale torsiemoment t.g.v. asymmetrische ladingsverdeling en het maximaal golf torsiemoment in rekening worden gebracht, en wel in de combinatie waarbij de belastingen elkaar versterken.

De maximaal toelaatbare spanning in de constructie onder de voornoemde condities wordt eveneens vermeld: (i)

VLAKWATER 88 N/mm²

(ii)

(iii)

(4.1)

KOPGOLVEN (head sea) 157 N/mm² aan dek

(4.2)

147 N/mm² in het vlak

(4.3)

SCHUINE GOLVEN (oblique sea) 157 N/mm²

(4.4)

1.3. Het rekenwerk

De berekening van alle karakteristieken die de langsscheepse sterkte bepalen, evenals de berekening van alle spanningsverdelingen, gebeurt in de volgende Maple werkbladen: (i)

Langscheeps1.mws (zie Bijlage G)


(ii)

(iii)

Pagina 38

-

Het grootspant met de oorspronkelijke torsieboxen

-

De langsscheepse belasting, zoals berekend voor de E.S. SAFREST

Langscheeps2.mws (zie Bijlage H) -

Het grootspant met de voorlopige aanpassing van de torsieboxen

-

De langsscheepse belasting, zoals berekend voor de E.S. SAFREST

Langscheeps3.mws (zie Bijlage I) -

Het grootspant met de oorspronkelijke torsieboxen

-

De nieuwe langsscheepse belasting, berekend voor de L’ eau Relie.

De wiskundige benaderingen van de langsscheepse belasting (de respectievelijke buigende momenten) die in de verschillende Langsscheeps.mws werkbladen gebruikt worden, staan afgebeeld in Figuren 4.3, 4.4 en 4.5.

2. Langsscheepse belasting

2.1. Verticaal vlakwater moment

Het totale gewicht van het schip is netjes in evenwicht met de totale opdrijvende kracht. Lokaal is er doorgaans wel een verschil tussen het gewicht en de lift, beide uitgedrukt per lengte eenheid. Er ontstaat, netto, een verticale dwarskracht, die een verticaal buigend moment induceert, kortweg vlakwater moment. Het spreekt dat dit moment sterk afhangt van de beschouwde ladingsconditie. Met Seaway wordt het vlakwater moment voor volgende ladingscondities berekend: -

ballastconditie

-

maximale diepgang, lading verdeeld over vier lagen containers (208 containers in totaal)

2.2. Golfbuigend moment

Golven in het zeeoppervlak wijzigen lokaal de opdrijvende kracht op de romp. Het schip gaat hierdoor dompen, stampen en rollen. Deze scheepsbewegingen wijzigen eveneens de verdeling van de lift. De bijkomende dwarskracht induceert een bijhorend buigend moment, het golfbuigend moment. Als het schip rolt, dient het golfbuigend moment


Pagina 39

opgedeeld in een component volgens de scheepsvaste y-as en de scheepsvaste z-as, gezien deze niet langer samenvallen met de aardse horizontale en verticale. Deze componenten zijn de verticale respectievelijk horizontale golfbuigende momenten. Horizontale golfbuigende momenten komen ook voort uit horizontale dwarskracht. Bij drift of bij gieren, bijvoorbeeld, ontstaan horizontale dwarskrachten, doordat water zijdelings wordt weggeduwd of aangezogen. Met Seaway worden beide momenten berekend, voor dezelfde ladingscondities als bij het vlakwater moment. Het grootste buigende moment treedt ook hier op in de buurt van het middenschip.

2.3. Lading torsiemoment en golf torsiemoment Om slagzij te vermijden dient het zwaartepunt van de lading in het symmetrievlak van het schip te liggen. Het kan echter, dat lokaal het zwaartepunt van de lading uit het symmetrievlak ligt, want zolang de resultante van het geheel in het symmetrievlak ligt, treedt geen slagzij op. Door deze asymmetrische ladingsverdeling, ontstaat er een verdeeld moment om de langsas, zodat torsie optreedt. Lloyds geeft een indicatie van de grootteorde van een dergelijk lading torsiemoment: M TC = 15,7 ⋅ B ⋅ ns ⋅ nt

(4.5)

(kNm )

waarbij: ns = 4, het aantal containers over de breedte van het schip nt = 4, het aantal containers boven elkaar, in de ruimen midscheeps Ook schuin inkomende golven veroorzaken torsiemomenten. Wanneer, bijvoorbeeld, aan bakboord vooraan en aan stuurboord achteraan een golftop passeert, en in de andere hoeken een golfdal, verwringt de scheepsromp. Horizontale

dwarskrachten

induceren

eveneens

torsiemomenten.

Indien

de

werkingslijn van deze dwarskrachten niet door het dwarskrachtmiddelpunt van het grootspant gaat, ontstaan er momenten om de langsas, in grootte gelijk aan de dwarskracht vermenigvuldigd met de loodrechte afstand tussen de werkingslijn en het dwarskrachtmiddelpunt. Bij een containerschip (met een open ruim) ligt het dwarskrachtmiddelpunt onder de kiel. Gezien horizontale dwarskrachten aangrijpen tussen kiel en waterlijn; op grote afstand van het dwarskrachtmiddelpunt, ontstaan met zekerheid bijhorende torsiemomenten.


Pagina 40

Seaway houdt bij de berekening van het golf torsiemoment rekening met deze component,

en

vraagt

daarvoor,

logischerwijze,

naar

de

ligging

van

het

dwarskrachtmiddelpunt. De ligging van dat punt wordt berekend in § 3.2.

3. Langsscheepse sterkte

3.1. De verticale en de horizontale weerstandsmodulus

In het Excel werkblad Grootspant.xls worden Iyy en Izz afgeleid, evenals de ligging van de neutrale as. De horizontale weerstandsmodulus bedraagt: Zzz =

Izz B 2

(4.6)

(= 2.160 m³ met finaal grootspant) De verticale weerstandsmodulus in het vlak bedraagt: Z yy ,vlak =

Iyy zn

(4.7)

(= 1.557 m³ met finaal grootspant) De verticale weerstandsmodulus aan dek bedraagt: Z yy ,dek =

I yy zt

(4.8)

(= 0.622 m³ met finaal grootspant) waarbij: zn de afstand van de neutrale as tot het vlak zt

= z c ⋅ (0,9 + 0,2 ⋅ y ) B

(volgens Lloyds is deze afstand bepalend) met: zc de afstand van de neutrale as tot de bovenkant van de coaming y

de afstand van de coaming tot het midden van het schip (= de halve luikbreedte)


Pagina 41

3.2. Het dwarskrachtmiddelpunt 3.2.1. Noot vooraf

Gezien het grootspant symmetrisch is om de z-as, wordt bij de berekening van zowel dwarskrachtmiddelpunt als wringstijfheid, slechts één scheepshelft beschouwd. Finaal worden de berekende resultaten verdubbeld om het volledige grootspant te vertegenwoordigen. De aanwezigheid van de langsscheepse verstijvingen wordt bij de komende berekeningen verwaarloosd, de zijzaathouten worden wel volledig in rekening gebracht, als waren ze vrij van openingen. De eerste benadering is een onderschatting van de torsiesterkte, de tweede een overschatting.

3.2.2. Berekening van het dwarskrachtmiddelpunt

De zoektocht naar de ligging van het dwarskrachtmiddelpunt gebeurt in drie stappen4. Vooreerst wordt de verdeling van de schuifspanningen in het grootspant berekend, wanneer een fictieve dwarskracht wordt aangelegd: (i)

In het grootspant worden een aantal doorsnijdingen aangebracht, om van het grootspant,

in

wezen

meervoudig

samenhangend,

een

enkelvoudig

samenhangende doorsnede te maken. Wanneer met een dwarskracht belast, ontstaat in het grootspant een schuifstroom, T0. Op Figuur 4.1 zijn de doorsnijdingen aangegeven, de nummering van de beplating en de positieve doorloopzin. In de verschillende Langscheeps.mws bestanden, wordt T0 begroot in de verschillende onderdelen. (ii)

Aan elke cel wordt een constante schuifstroom toegekend, positief in tegen wijzerzin. Zie Figuur 4.1. Deze zijn er om, bij overgang op een meervoudig samenhangend profiel, aan de randvoorwaarden te voldoen: waar het grootspant is doorgesneden, dient de verplaatsing binnen het (y,z)-vlak, aan weerszijden van de doorsnijding dezelfde te zijn. Wiskundig geformuleerd:

∫σ

4

xs

⋅ ds = 0

(4.9)

VERHEGGHE, B., Sterkteleer II, cursusnota’s, Universiteit Gent, Faculteit Toegepaste Wetenschappen, Gent, s.d., vanaf blz. 12.31


Pagina 42

De grootte van de respectievelijke schuifstromen is aldus de oplossing van volgend stelsel van vergelijkingen: Ti ⋅

∫

T ⋅ ds ds ds ds − Ti −1 ⋅ − Ti +1 ⋅ =− 0 t t t t

∫

∫

∫

(4.10)

Waarbij i de index is van een cel; i-1 en i+1 de indices van de aangrenzende cellen. Met

de

bekomen

spanningsverdeling

is

het

mogelijk

de

ligging

van

het

dwarskrachtmiddelpunt te bepalen: (iii)

De integraal van de alle schuifspanningen over de doorsnede geeft, logischerwijze,

de

aangelegde

dwarskracht.

Het

moment

van

deze

schuifspanningen om de langsscheepse as door het dwarskrachtmiddelpunt is nul. Of: het moment om een willekeurig punt, stel nu bijvoorbeeld de kiel midscheeps, is gelijk aan de dwarskracht vermenigvuldigd met de afstand tussen beide punten. Anders geformuleerd: het berekende moment gedeeld door de dwarskracht, geeft de ligging van het dwarskrachtmiddelpunt. Het dwarskrachtmiddelpunt ligt uiteindelijk op de langsscheepse as (wegens de symmetrie), en ligt: - met de oorspronkelijke torsieboxen: 1,96 m onder de kiel. - met de voorlopige aanpassing aan de torsieboxen: 1,59 m onder de kiel. - met de finale aanpassing aan de torsieboxen: 1,73 m onder de kiel. Bij een doorsnede zoals het grootspant van een containerschip ligt het grootspant steeds onder het vlak. Dat zorgt voor extra torsiemomenten bij zijdelingse dwarskracht (zie daarvoor §2.3)

3.3. De wringstijfheid

De theoretische basis voor de berekening van de wringstijfheid, is de zeepvlies analogie5. Deze theorie definieert een spanningsfunctie φ(y,z). De schuifspanningen, afkomstig van het torsiemoment, raken aan de niveaulijnen van de spanningsfunctie; φ(y,z) = Cte. Het verband tussen de spanningsfunctie en de schuifspanningen luidt: σ xs = −

5

δφ δn

(4.11)

VERHEGGHE, B., Sterkteleer II, cursusnota’s, Universiteit Gent, Faculteit Toegepaste Wetenschappen, Gent, s.d., vanaf blz. 13.13


Pagina 43

Gezien schuifspanningen in een doorsnede raken aan de wand (σxn = 0, met n de richting van de normale op de wand), is de spanningsfunctie op elke wand een constante. Het grootspant wordt opnieuw onderverdeeld in cellen, zoals aangegeven op Figuur 4.1. Onderstel: - op de buitenwand van het grootspant: φ(y,z) = 0

(4.12)

- op de binnenwand van elke cel i in het grootspant: φ(y,z) = Ki

(4.13)

Met formules (4.9), (4.10) en (4.11) bedraagt de schuifspanning in het plaatwerk: - In een buitenwand: σ xs =

Ki t

(4.14)

- In een schot dat cel i en cel i+1 scheidt: σ xs =

K i − K i +1 t

(4.15)

Net als bij de berekening van het dwarskrachtmiddelpunt bestaat er een aansluitingsvoorwaarde voor de schuifspanningen. Bij belasting met een torsiemoment, welft de doorsnede: de doorsnede treedt uit het (y,z)-vlak. De verplaatsing volgens de xas, dient aan weerseinden van een, ditmaal fictieve, doorsnijding dezelfde te zijn. Voor elke cel i geldt dan, wiskundig geformuleerd, met ψ de welffunctie (zie daarvoor §3.4.1):

∫ ψ ⋅ ds = 0

(4.16)

i

De welffunctie voldoet aan volgende betrekking: σ dψ dy dz − (y − yD ) ⋅ = xs + (z − z D ) ⋅ ds G ⋅ α' ds ds

(4.17)

Stelsel (4.16) wordt met formule (4.17):

∫σ

xs

⋅ ds = 2 ⋅ G ⋅ α'⋅A i

(4.18)

i

waarbij Ai de oppervlakte van cel i. Maakt men de som van alle bijdragen, dan komt er: Mx = 2 ⋅

∑K

i

⋅ Ai

(4.19)

i

Men noteert het verband tussen het torsiemoment Mx en de hoekverdraaiing α’ als volgt: M x = G ⋅ J ⋅ α'

Volgens formules (4.19) en (4.20) geldt nu voor de wringstijfheid J:

(4.20)


2⋅ J=

∑K

i

Pagina 44

⋅ Ai

i

G ⋅ α'

(4.21)

3.4. De welfstijfheid

3.4.1. De welffunctie

Onder torsiebelasting verdraait een doorsnede over een hoekverdraaiing α' =

dα om de dx

langsas door het dwarskrachtmiddelpunt. Tevens treedt de doorsnede uit het vlak; zij welft. De welving in de x-richting6 bedraagt: u x = α'⋅ψ( y, z )

(4.22)

Waarbij ψ de welffunctie is. Voor de schuifspanningen in het grootspant gelden volgende betrekkingen:   δψ σ xy = G ⋅ α'⋅ − (z − z D )     δy   δψ  σ xz = G ⋅ α'⋅ + (y − yD )   δz 

(4.23)

Uit (4.22) kan de welffunctie afgeleid worden: σ dy δψ dz = xs + (z − z D ) ⋅ − (y − y D ) ⋅ ds δs G ⋅ α' ds

(4.24)

mits de schuifspanningen σxs gekend zijn. Deze worden aangereikt door formules (4.14) & (4.15), waarin de constanten Ki oplossing zijn van stelsel (4.18). In de langsscheeps.mws werkbladen wordt de welffunctie geïntegreerd langs één weg, en geverifieerd door deze te vergelijking met de integraal langs een andere weg.

3.4.2. De integraal van de welffunctie

In sommige spanningscomponenten treedt volgende functie op (zie §4.3):

6

Enkel de verplaatsing volgens de langsas wordt in rekening gebracht, gezien deze het grootst is.


Pagina 45

s

∫ ψ(s) ⋅ t ⋅ ds

(4.25)

0

Deze integraal wordt in de langsscheeps.mws werkbladen onmiddellijk na de welffunctie berekend.

3.4.3. De welfstijfheid

De welfstijfheid7 wordt E ⋅ Γ genoteerd, waarbij: Γ=

∫ψ

2

⋅ t ⋅ ds

(4.26)

grootspant

In de langsscheeps.mws werkbladen wordt om redenen van symmetrie over de helft van het grootspant geïntegreerd, waarna deze integraal verdubbeld wordt om de welfstijfheid van het volledige grootspant te bekomen.

4. Spanningscombinaties in het grootspant

4.1. In vlak water

4.1.1. Inleiding

In vlak water ondergaat de scheepsromp enkel het vlakwater buigend moment. Buigende momenten induceren normaalspanningen, die maximaal zijn aan dek (in de coaming), en in het vlak: σ xx ,dek = σ xx ,vlak

SWBM Z yy,dek

SWBM = Z yy ,vlak

(4.27)

Waarbij de index SWBM staat voor Still Water Bending Moment.

7

Zie: VERHEGGHE, B., Sterkteleer II, cursusnota’s, Universiteit Gent, Faculteit Toegepaste Wetenschappen, Gent, s.d., blz. 13.46


Pagina 46

4.1.2. Het vlakwater moment

De verdeling van het vlakwater buigend moment van de E.S. SAFREST werd berekend in Seaway en verwerkt in Excel. Het maximum van het vlakwater moment ligt 5 m voor het midden van het schip, en bedraagt: -40.4 kNm

(4.28)

(het minteken duidt op een sagging moment) De verdeling van het vlakwater buigend moment van de L’ eau Relie werd berekend in Seaway (zie daarvoor Hoofdstuk 8) en verwerkt in de langsscheeps.mws werkbladen. Er werden twee ladingscondities beschouwd: - in ballastconditie is het moment maximaal 5 m voor het midden van het schip, en bedraagt: -30.5 kNm

(4.29)

(het minteken duidt op een sagging moment) - in geladen conditie, met 208 containers en T = 3,5 m , is het moment maximaal 13 m achter het midden van het schip, en bedraagt: 29 kNm

(4.30)

De verdeling van de buigende momenten staat afgebeeld in: -

Figuur 4.2 (E.S. SAFREST)

-

Figuren 4.3 en 4.4 (L’ eau Relie)

4.1.3. De spanningen

Met de oorspronkelijke torsieboxen en de momenten afgeleid voor de E.S. SAFREST, bedraagt de spanning maximaal: 46 N/mm² (aan dek)

(4.31)

23 N/mm² (in het vlak)

(4.32)

Beide vallen ruim onder de door Lloyds gestelde grens (4.1). Met de voorlopige aanpassing van de torsieboxen en de momenten afgeleid voor de E.S. SAFREST, bedraagt de spanning maximaal: 56 N/mm² (aan dek)

(4.33)


(4.34)

Beide vallen nog steeds binnen de door Lloyds gestelde grens (4.1).


Pagina 47

Met de finale aanpassing van de torsieboxen en de momenten afgeleid voor de l’Eau relie is de spanning: - in ballastconditie: 53 N/mm² (aan dek)

(4.35)


(4.36)

50 N/mm² (aan dek)

(4.37)


(4.38)

- in geladen conditie:

De uiteindelijke spanningen vallen steeds binnen de door Lloyds gestelde grens (4.1). De verdeling van de spanningen staat afgebeeld in: -

Figuur 4.5 (oorspronkelijk grootspant; momenten van de E.S. SAFREST)

-

Figuur 4.6 (eerste grootspant aanpassing; momenten van de E.S. SAFREST)

-

Figuur 4.7 (finale grootspant aanpassing momenten van de L’ eau Relie, ballastconditie).

-

Figuur 4.8 (finale grootspant aanpassing momenten van de L’ eau Relie, geladen conditie).

4.2. In kopgolven

4.2.1. Inleiding

Kopgolven zijn perfect symmetrisch om de langsas van het schip. Het schip rolt daardoor niet, en verwringt evenmin. Het schip ondergaat om die reden enkel de combinatie van het vlakwater en verticaal golfbuigend moment. De normaalspanningen, door beide buigende momenten geïnduceerd, zijn maximaal in de coaming en in het vlak: σ xx ,VWB,dek =

SWBM + VWBM Z yy ,dek

σ xx ,VWB,kiel =

SWBM + VWBM Z yy ,kiel

(4.39)

Waarbij de index VWB staat voor Vertical Wave Bending. In §3.1 worden de weerstandsmomenten Z yy ,dek en Z yy ,vlak afgeleid.


Pagina 48

4.2.2. Het verticaal golf buigend moment

De verdeling van het verticaal golfbuigende moment van de E.S. SAFREST werd in Seaway berekend met de gemiddelde spectra. Het buigend moment is maximaal in het midden van het schip en bedraagt: 68.5 kNm

(4.40)

De verdeling van het verticaal golfbuigende moment van de L’ eau Relie werd in Seaway eveneens berekend met de gemiddelde spectra. De berekening werd uitgevoerd voor zowel de ballast als de geladen conditie. Vervolgens werd de berekening voor de geladen conditie overgedaan met de directionele spectra, met een aanzienlijk lager maximaal golfbuigend moment als resultaat. Gezien de Response Amplitude Operators voor het verticaal golfbuigend moment onafhankelijk zijn van het golfspectrum, werd de verdeling van de verticaal buigende momenten voor beide ladingscondities behouden. Enkel de amplitude werd herschaald naar de nieuwe waarde. Gezien de directionele golfspectra voor beide ladingscondities dezelfde zijn, werd voor beide dezelfde schaalfactor gebruikt. -

In geladen conditie ligt het maximum ongeveer 4 m achter het midden van het schip, en bedraagt: 56.4 kNm

-

(4.41)

In ballast conditie ligt het maximum ongeveer 6 m achter het midden van het schip en bedraagt: 54.7 kNm

(4.41)



-


4.2.3. De spanningscombinaties

Met de oorspronkelijke torsieboxen en het moment afgeleid voor de E.S. SAFREST, is de spanningcombinatie maximaal 2 m voor het midden van het schip, en bedraagt: 122 N/mm² (aan dek)

(4.42)


(4.43)

Beide ruim onder de door Lloyds gestelde grenzen (4.2) & (4.3). Met de voorlopige aanpassing van de torsieboxen en het moment afgeleid voor de E.S. SAFREST, bedraagt de spanningscombinatie maximaal:


Pagina 49

150 N/mm² (aan dek)

(4.44)


(4.45)

Nog net binnen de door Lloyds gestelde grenzen (2) & (3). Met de finale aanpassing van de torsieboxen en de momenten afgeleid voor de L’ eau relie is de spanningscombinatie maximaal: -

-

In ballastconditie: ongeveer 5 m voor het midden van het schip. Zij bedraagt: 151 N/mm² (aan dek)

(4.46)


(4.47)

In geladen conditie: ongeveer 5 m achter het midden. Zij bedraagt: 147 N/mm² (aan dek)

(4.48)


(4.49)

De uiteindelijke spanningen vallen steeds binnen de door Lloyds gestelde grenzen (4.2) en (4.3). De verdeling van de spanningen staat afgebeeld in: - Figuur 4.9 (oorspronkelijk grootspant; momenten van de E.S. SAFREST) - Figuur 4.10 (eerste grootspant aanpassing; momenten van de E.S. SAFREST) - Figuur 4.11 (finale grootspant aanpassing momenten van de L’ eau Relie, ballastconditie). - Figuur 4.12 (finale grootspant aanpassing momenten van de L’ eau Relie, geladen conditie).

4.3. In schuine golven

4.3.1. Inleiding

In §1 werd aangegeven welke belastingscombinatie Lloyds opgeeft voor schuine golven. Daarin is naast het vlakwater en verticaal golfbuigend moment, ook sprake van het horizontaal golfbuigend moment, en het lading en golftorsie moment. Horizontaal buigende momenten induceren normaalspanningen, die maximaal zijn aan in de zijhuid: σ xx ,HWB,zijhuid =

M HWB Zzz

(4.50)

Waarbij de index HWB staat voor Horizontal Wave Bending. In § 3.1 wordt het weerstandsmoment Zzz afgeleid.


Pagina 50

Door een torsiemoment (in casu de som van lading en golftorsie moment) ondergaat het grootspant, zoals in §3.4.1 aangegeven, een hoekverdraaiing α’ om de langsas door het dwarskrachtmiddelpunt. Deze hoekverdraaiing induceert schuifspanningen, wiskundig uitgedrukt in formules (4.14) & (4.15), waarin de constanten Ki oplossing zijn van stelsel (18). Merk dat de schuifspanningen lineair evenredig zijn met α’. De hoekverdraaiing α’ volgt uit8: Mx = G ⋅ J ⋅

dα d 3α − E⋅Γ⋅ 3 dx dx

(4.51)

Met α’ constant, herleidt differentiaalvergelijking (4.51) zich tot (4.20). De onderstelling α’ constant gaat hier echter niet op: - het torsiemoment is variabel over de lengte van het schip. - de welving van het grootspant, uitgedrukt in formule (4.22), wordt in min of meerdere mate gehinderd door het voor- en achterschip, die de aanwezigheid van een doorlopend dek een grotere wring- en welfstijfheid bezitten. Met α’ niet langer constant, treden, supplementair aan spanningen (4.14) of (4.15), volgende spanningen op9: σ xx = E ⋅

d 2α ⋅ Ψ (s ) dx 2

(4.52)

s

σ xs

E d3α = − ⋅ 3 ⋅ Ψ (s ) ⋅ t ⋅ ds t dx 0

∫

(4.53)

Om het correcte verloop van α’ te bepalen dient vergelijking (4.51) drie maal geïntegreerd: over het achterschip, het ruim en het voorschip, met volgende randvoorwaarden: (i)

aan het achterste eind van het schip is de welving vrij

(ii)

aan de overgang van het achterschip naar het ruim is de welving dezelfde aan beide zijden van de overgang

(iii)

aan de overgang van het ruim naar het voorschip is de welving dezelfde aan beide zijden van de overgang

(iv)

aan het voorste eind van het schip is de welving vrij

8 VERHEGGHE, B., Sterkteleer II, cursusnota’s, Universiteit Gent, Faculteit Toegepaste Wetenschappen, Gent, s.d., blz 13.46 9 VERHEGGHE, B., Sterkteleer II, cursusnota’s, Universiteit Gent, Faculteit Toegepaste Wetenschappen, Gent, s.d., blz 13.46


Pagina 51

Aan achterschip, ruim en voorschip wordt in, die volgorde, index 1, 2 en 3 toegekend. Met formules (4.22) en (4.52), kunnen voornoemde randvoorwaarden wiskundig uitgedrukt worden: (i)

aan het achterste eind van het schip: d 2 α1 dx 2

(ii)

=0 x = −55

aan de overgang van het achterschip naar het ruim α1 x = −34 = α 2 x = −34

(iii)

(4.55

aan de overgang van het ruim naar het voorschip α2

(iv)

(4.54)

x = 42

= α3

x = 42

(4.56)

aan het voorste eind van het schip: de welving is vrij d 2α3 dx 2

=0

(4.57)

x =55

Deze analytische methode geeft een zeer betrouwbaar resultaat, doch is in casu zeer omslachtig. De wring- en welfstijfheid van voor- en achterschip zijn namelijk niet constant over de lengte. Het eerste alternatief is een berekening met eindige elementen, waarvoor tijd en rekenkracht ontbreekt. Een werkbaar alternatief is enkel het ruim te beschouwen, en vergelijking (4.52) tweemaal te integreren: (i)

met volledig vrije welving, alsof voor- en achterschip afwezig zijn: d 2α d 2α = =0 dx 2 x = −34 dx 2 x =42

(ii)

(4.58)

met perfect verhinderde welving, alsof voor- en achterschip oneindig stijf zijn: α x = −34 = α x =42 = 0

(4.59)

In de eerste situatie zal α’ het grootst zijn, met navenante schuifspanningen (4.14) & (4.15). In de tweede situatie zal de verhindering van de welving aan de ruimeinden, resulteren in de spanningen (4.52). Voornamelijk aan de ruimeinden kunnen deze aanzienlijk worden. Bekijk het verloop van α voor beide randcondities in Figuren 4.29 en 4.30. Let op het schaalverschil van de ordinaat.


Pagina 52

De werkelijke randvoorwaarde ligt ergens tussen beide extremen in. Wanneer het grootspant elk van de respectievelijke spanningscombinaties aankan, geeft de reële spanningscombinatie ook geen problemen.

4.3.2. Het horizontaal golf buigend moment

Het horizontaal golfbuigend moment van de E.S. SAFREST is maximaal in het midden van het schip, en bedraagt: 44.3 kNm

(4.60)

Het horizontaal golfbuigend moment van de L’ eau Relie is maximaal - in ballastconditie: 2 m voor het midden van het schip, en bedraagt: 33.1 kNm

(4.61)

- in geladen conditie: in het midden van het schip, en bedraagt: 27 kNm

(4.62)



-


4.3.3. De wringmomenten

Het lading torsiemoment volgt uit (4.5) en bedraagt: 2.864 kNm

(4.63)

voor zowel de E.S. SAFREST als de L’ eau Relie. Het golftorsie moment van de E.S. SAFREST vertoont 2 maxima waarvan het grootste 30 m achter het midden van het schip ligt, en bedraagt: 10.4 kNm

(4.64)

Het golftorsie moment van de L’ eau Relie in geladen conditie vertoont eveneens 2 maxima waarvan het grootste 27 achter het midden van het schip ligt, en bedraagt: 7.05 kNm

(4.65)

Het golftorsie moment van de L’ eau Relie in ballastconditie vertoont een zeer ongeloofwaardig verloop. Daarom wordt het golftorsie moment in geladen conditie overgenomen. De verdeling van de buigende momenten staat afgebeeld in: -



-

Pagina 53


4.3.4. De spanningscombinaties

De spanningscombinaties verschillen, al naar gelang volgende opdeling: (a) Vrije of verhinderde welving (b) Verticaal buigend moment + horizontaal buigend moment + torsiemoment of verticaal buigend moment + horizontaal buigend moment - torsiemoment (c) Aan het gangboord of in de kim (d) In ballastconditie of in geladen conditie (enkel voor de combinaties met de momenten van de L’eau Relie) Opdeling (b) is vooral relevant bij verhinderde welving. Afhankelijk van de belastingscombinatie kunnen de spanningen (4.52), dat zijn normaalspanningen die de welving verhinderen, de spanningen (4.39) en (4.50) versterken, dan wel afzwakken. In sommige belastingcombinaties keert de spanning zelfs van teken om. Tabel 4.1 geeft een overzicht van de maxima van de beschouwde belastingscondities. Met het finale grootspant en de belasting van de L’ eau Relie, overschrijdt geen enkele spanningscombinatie de door Lloyds gestelde grens (4.4). Het initieel aangepaste grootspant, ‘bezwijkt’ net onder de momenten van de E.S. SAFREST. De ‘stoutmoedige’ initiële afslanking van het grootspant werd niettemin behouden

bij

de

gewichtsberekening

die

werd

gebruikt

in

de

nieuwe

zeegangberekeningen, in de onderstelling dat deze met directionele spectra in gunstiger resultaten uitmondden. De berekende momenten laten zowaar toe het grootspant nog fors af te slanken, zoals reeds in §1 aangegeven.

Finaal grootspant; belasting van de L' eau Relie, geladen conditie (N/mm²) Finaal grootspant; belasting van de L' eau Relie, ballast conditie (N/mm²) Eerste aanpassing grootspant; belasting van de E.S. SAFREST (N/mm²) Origineel grootspant; belasting van de E.S. SAFREST (N/mm²)

Vrije welving

Verhinderde welving

SC 1 SC 2 SC 1 SC 2 SC 1 SC 2 SC 1 SC 2

Gangboord Kim Gangboord Kim Gangboord Kim Gangboord Kim

135 79 137 77 135 65 133 66

157 84 160 82 156 68 154 70

142 63 145 62 141 57 143 57

138 66 142 63 143 51 133 59


Pagina 54

Tabel 4.1

De verdeling van de spanningen staat afgebeeld in: - Figuren 4.13 tot 4.16 (oorspronkelijk grootspant; momenten van de E.S. SAFREST) - Figuren 4.17 tot 4.20 (eerste grootspant aanpassing; momenten van de E.S. SAFREST) - Figuren 4.21 tot 4.24 (finale grootspant aanpassing momenten van de L’ eau Relie, ballastconditie). - Figuren 4.25 tot 4.28 (finale grootspant aanpassing momenten van de L’ eau Relie, geladen conditie). Op elke figuur staan meerdere functies in licht verschillende roodtinten. Ze stellen elk een spanningscombinatie voor in de buurt van het gangboord: - in het gangboord zelf, nabij de scheergang (bruin) - in de coaming (rood) - in de beunwand, net onder het gangboord (oranje) - in de scheergang, net onder het gangboord (maroon) Deze opsplitsing is er om na te gaan in welk onderdeel de verschillende spanningscombinatie maximaal is.

4.4. Welfspanningen aan de inklemming van de ruimschotten

De ruimschotten zijn met een koker10 tussen beide gangboorden ingeklemd. Wanneer bij het welven van het grootspant, het ene gangboord tegenover het andere verschuift volgens de langsas van het schip, ontstaan een dwarskracht en een buigend moment in de koker. De belasting van de koker wordt aanschouwelijk voorgesteld in Figuur 4.31. De kracht Q stelt een constante dwarskracht voor in de koker. Het bijhorende buigende moment is lineair11, en maximaal aan de beide inklemmingen: M0 = Q ⋅ y

(4.66)

waarbij : y

10

de afstand van de coaming tot het midden van het schip

Ter verstijving van het schot Zie: VERHEGGHE, B., Sterkteleer II, cursusnota’s, Universiteit Gent, Faculteit Toegepaste Wetenschappen, Gent, s.d., blz. 11.39, voorbeeld 11.22 11


Pagina 55

(= de halve luikbreedte) De uitwijking door de buigende momentenlijn geïnduceerd, a, dient gelijk te zijn aan de welfverplaatsing volgens de langsas: (4.22). Hieruit volgt dwarskracht Q en de bijhorende inklemmomenten. Deze laatste induceren trek - en drukspanningen in de opstaande wanden van de koker. De welving is veruit het grootst als deze niet verhinderd wordt (vrije uiteinden). Als de spanningen voor deze randvoorwaarde aanvaardbaar zijn, zijn ze dat voor de werkelijke randvoorwaarde ook. Deze spanningen in de koker bedragen, met het finale grootspant en de belasting van de l’ Eau relie: - in het voorste ruimschot, ballastconditie: 23.5 N/mm²

(4.67)

- in het voorste ruimschot, geladen conditie: 32 N/mm²

(4.68)

- in het achterste ruimschot, ballastconditie: 24.5 N/mm²

(4.69)

- in het achterste ruimschot, geladen conditie: 33.4 N/mm²

(4.70)

De spanningen zijn groter in geladen conditie, ten gevolge van het extra lading torsie moment, maar in geen enkel geval bedreigend. De indrukking van de beunwand, gevolg van de voornoemde spanningen, vraagt mogelijks om een lokale versterking van de beunwand. De schuifspanningen die in de beunwand ontstaan door de dwarskracht in de koker worden met een dergelijke lokale versterking ook wat gereduceerd. Op dit rekenniveau blijft het wat dat betreft gissen; een exacte berekening van de spanningsverdeling in de beunwand, vraagt de eindige elementenmethode. Bekijk voor de berekeningen de respectievelijke secties ‘Spanningen in de bulkheads door welving’ in de Langsscheeps.mws bestanden.

5. Besluit In dit hoofdstuk werd nagegaan of de constructie zoals die in Hoofdstuk 3 werd ontworpen

de

langsscheepse

belasting

dragen

kon.

Er

bleek

een

manifest

sterkteoverschot, zelfs met de zeegangbelasting die voor de E.S. SAFREST werd


Pagina 56

uitgerekend. In twee stappen werd het grootspant afgeslankt, tot finaal, op een enkel grootspant onderdeel na, enkel de structuur overbleef die noodzakelijk is voor de lokale sterkte.

Hoofdstuk 5

Berekening van het gewicht en de zwaartepuntsligging van het lege schip

1. Inleiding

Om het gedrag van het schip onder alle ladingscondities te kunnen voorspellen, zowel qua stabiliteit als op het gebied van zeegang, is het van vitaal belang te beschikken over een betrouwbare schatting van het scheepsgewicht en van de ligging van het zwaartepunt.

Aangezien zowel voorschip, middenschip als achterschip tot in detail ontworpen zijn, is het mogelijk het totale gewicht te berekenen. Deze mogelijkheid werd dan ook geïmplementeerd in de ontwerpbestanden1.

1

Het ontwerp van voor- en achterschip bevat de dimensionering van alle plaatvelden, verstijvers en struts. Stijlen, flenzen en knieën werden achterwege gelaten en zijn dus niet vervat in de gewichtsberekening. Anderzijds werd in dit stadium ook geen rekening gehouden met de aanwezigheid van man-, spaar- en vloeigaten en lasuitsparingen, wat wellicht de afwezigheid van de kleine onderdelen compenseert in de gewichtsberekening. Voor de uitrusting (inhoud verblijf en stuurhut, motoren, generatoren, schroef, roer, etc.) werd telkens een zo betrouwbaar mogelijke schatting gemaakt van het gewicht en de ligging van het zwaartepunt. Zie Excelbestanden: “Ontwerp\Grootspant.xls”, tabblad “Gewicht, zwaartepunt, sterkte”. (Bijlage J) “Ontwerp\Achterschip.xls”, tabblad “Gewicht & Zwaartepunt”. (Bijlage K) “Ontwerp\Voorschip.xls”, tabblad “Gewicht & Zwaartepunt”. (Bijlage L)

Hoofdstuk 5: Berekening van het gewicht en de zwaartepuntsligging van het lege schip Pagina 57

2. Berekening

De berekening van het zwaartepunt van een sectie gebeurt door van elk onderdeel het produkt van het gewicht wi en de ligging ( xi , y i of z i ) ten opzichte van een referentiepunt te sommeren, en deze som te delen door het totale gewicht van de onderdelen2. Voor de lengteligging wordt dit bijvoorbeeld:

∑w ⋅ x = ∑w i

xG

i

i

i

i

Voor het middenschip wordt aangenomen dat het zwaartepunt zich halverwege het ruim bevindt, met name op 4 m vóór het middenschip.

Deze gegevens worden vervolgens op dezelfde manier samengebracht in het bestand dat de ladingscondities vastlegt: 3

Wschip = Wvoorschip + Wmiddenschip + Wachterschip xG = zG =

Wvoorschip ⋅ xG ,voorschip + Wmiddenschip ⋅ xG ,middenschip + Wachterschip ⋅ xG ,achterschip Wschip Wvoorschip ⋅ z G ,voorschip + Wmiddenschip ⋅ z G ,middenschip + Wachterschip ⋅ z G , achterschip Wschip

Voorts wordt verondersteld dat het zwaartepunt zich in het langsvlak van het schip bevindt, zodat yG = 0.

2

Voor de lengteligging: ten opzichte van het middenschip. Voor de hoogteligging: ten opzichte van het vlak. 3 Zie Excel-bestand “\Hydrostatica\Gewicht en CG van schip, lading en tanks.xls”, tabblad “Schip”. Dit bestand is gekoppeld aan de drie ontwerpbestanden. Dit vergemakkelijkt het doorvoeren van aanpassingen in het ontwerp, aangezien alle afhankelijke grootheden automatisch herrekend worden.

Hoofdstuk 5: Berekening van het gewicht en de zwaartepuntsligging van het lege schip Pagina 58

3. Resultaten

Hieronder worden de resultaten weergegeven en vergeleken met de overeenkomstige gegevens van de E.S. SAFREST: 4

4

L’ eau Relie

E.S. SAFREST

Leeggewicht [ton]

646.3

713

LCG t.o.v. middenschip [m]

-1,890

0,710

VCG t.o.v. vlak [m]

2,480

2,520

TCG t.o.v. langsvlak [m]

0

0

Hierbij moet opgemerkt worden dat bij het ontwerp van de E.S. SAFREST enkel het grootspant in detail ontworpen werd. Het gewicht van voor- en achterschip werd geschat door de overeenkomstige gegevens van twee andere schepen te herschalen naar de afmetingen van de E.S. SAFREST.

Hoofdstuk 6

Ladingscondities

1. Inleiding

Naargelang de lading van het schip en de hoeveelheid consumables aan boord zullen de diepgang en de ligging van het zwaartepunt verschillen, wat dan weer een invloed heeft op de stabiliteit en op de gedragingen van het schip in zeegang.

De vooropgestelde ladingscondities moeten worden gecontroleerd op volgende punten:

•

Diepgang: de ontwerpdiepgang van 3.5 m mag niet overschreden worden, maar de diepgang mag ook niet te klein zijn, omdat dan de kans op slamming reëel wordt. Als richtlijn gelden de bevindingen uit het voorontwerp, waar gesteld wordt dat om de kans op slamming te beperken tot 1 maal per jaar, de diepgang vooraan 2.34 m moet bedragen bij een significante golfhoogte van 1.60 m en een snelheid van 10 kn.

•

Trim: het schip moet zo gelijklastig mogelijk liggen, al was het maar om de maximale diepgang niet te overschrijden. Bovendien kan trim een verhoogde vaartweerstand tot gevolg hebben, en is er bij stuurlast weerom kans op slamming.

•

Stabiliteit: naast een positieve aanvangststabiliteit GM moet de stabiliteitskromme nog andere eigenschappen bezitten, voorgeschreven door de IMO1.

•

Zeegang: de kans op fenomenen zoals slamming, het overnemen van water op meerdere punten en propellor racing moet worden onderzocht. Daarnaast moeten de maximale buigende momenten, slingerhoeken en lokale versnellingen (bijvoorbeeld

1

INTERNATIONAL MARITIME ORGANISATION, Resolution A.749(18): Code on intact stability for all type of ships covered by IMO instruments, s.l., 1993

Hoofdstuk 6: Ladingscondities

Pagina 60

ter hoogte van de stuurhut in de hoogste stand, of bij containers, met het oog op correcte lashings) bekeken worden. Dit wordt gedaan in Hoofdstuk 8.

Indien een ladingsconditie niet voldoet aan de gestelde voorwaarden, kan geprobeerd worden een acceptabele toestand te bereiken door ballast toe te voegen of weg te laten. Indien dit evenmin succes heeft, moeten er aanpassingen gebeuren aan de hoeveelheid en/of de plaatsing van de lading.

2. Ladingscondities

De volgende ladingscondities worden onderzocht: •

Ladingsconditie 1: 1 laag containers in het hoofdruim (48 TEU).

•

Ladingsconditie 2: 2 lagen containers in het hoofdruim, en 1 laag containers in het achterruim (104 TEU).

•

Ladingsconditie 3: 3 lagen containers in het hoofdruim, en 2 lagen containers in het achterruim (160 TEU).

•

Ladingsconditie 4: 4 lagen containers in het hoofdruim, en 2 lagen containers in het achterruim (208 TEU).

•

Ladingsconditie 4’: 4 lagen containers in het hoofdruim, en 1 laag containers in het achterruim (200 TEU).

•

Ladingsconditie 5: Een lading bulk in het hoofdruim2.

•

Ladingsconditie 6: Leeg schip (in ballastconditie, eventueel met water in het middenste en voorste deel van het hoofdruim).

Hierbij

moet

ook

rekening

worden

gehouden

met

de

(kleine,

maar

niet

verwaarloosbare) invloed van de inhoud van de tanks. Een overzicht van alle (volle) tanks wordt hier gegeven:

2

Het achterruim is niet aangepast om bulk te vervoeren.


•

Ballasttanks:

Voorpiek

Gewicht [ton] LCG3 [m] 71,5669555 51,2862158

VCG [m] 4,8032872

TCG [m] 0

DB 1 BB DB 2 BB DB 3 BB DB 4 BB DB 5 BB DB 6 BB DB 1 SB DB 2 SB DB 3 SB DB 4 SB DB 5 SB DB 6 SB

52,2345467 52,2345467 52,2345467 52,2345467 52,2345467 52,2345467 52,2345467 52,2345467 52,2345467 52,2345467 52,2345467 52,2345467

27,6666667 15 2,33333333 -10,333333 -23 -35,666667 27,6666667 15 2,33333333 -10,333333 -23 -35,666667

0,4 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4

2,5145 2,5145 2,5145 2,5145 2,5145 2,5145 -2,5145 -2,5145 -2,5145 -2,5145 -2,5145 -2,5145

DH 1 BB DH 2 BB DH 3 BB DH 4 BB DH 5 BB DH 6 BB DH 1 SB DH 2 SB DH 3 SB DH 4 SB DH 5 SB DH 6 SB

55,930246 55,930246 55,930246 55,930246 55,930246 55,930246 55,930246 55,930246 55,930246 55,930246 55,930246 55,930246

27,6666667 15 2,33333333 -10,333333 -23 -35,666667 27,6666667 15 2,33333333 -10,333333 -23 -35,666667

3,289085 3,289085 3,289085 3,289085 3,289085 3,289085 3,289085 3,289085 3,289085 3,289085 3,289085 3,289085

5,361713 5,361713 5,361713 5,361713 5,361713 5,361713 -5,36171 -5,36171 -5,36171 -5,36171 -5,36171 -5,36171

-44,909928 -44,909928

3,0651066 3,0651066

3,075967 -3,07597

Achterpiek BB 111,567468 Achterpiek SB 111,567468

3

Pagina 61

Gerefereerd ten opzichte van het middenschip.


•

Pagina 62

Consumables en afvaltanks, 100% gevuld4:

Fresh water fore Fuel oil fore Lub oil fore Fuel oil aft BB Fuel oil aft SB Fresh water aft Dirty water aft Lub oil aft Lub oil circ aft Dirty oil

Gewicht3 [ton] 33,7474653 17,4194071 16,1067499 13,8894993 13,8894993 7,64063899 29,7365284 28,249702 7,25860704 7,52115

LCG4 [m] 48,3417133 48,3333285 48,4194914 -37,694203 -37,694203 -49,310889 -49,286583 -49,286583 -49,310889 -37,5

VCG [m] 3,1934009 1,6940699 4,6664448 3,7533393 3,7533393 4,67794 3,0459288 3,0459288 4,67794 0,65

TCG [m] -2,13641 1,475982 1,942204 5,357755 -5,35775 -5,35444 -2,44217 2,442175 5,354441 0

Vervolgens wordt voor elke tank een realistische5 vullingsgraad opgegeven voor de vertrek- en aankomsttoestand:

Fresh water fore Fuel oil fore Lub oil fore Fuel oil aft BB Fuel oil aft SB Fresh water aft Dirty water aft Lub oil aft Lub oil circ aft Dirty oil

Vertrek [%] 20 100 20 100 100 75 0 20 50 0

Aankomst [%] 5 10 5 10 10 10 100 5 30 80

In het Excel-bestand “\Hydrostatica\Gewicht en CG van schip, lading en tanks.xls” worden in het tabblad “Gewichten en CG’s” het gewicht en de coördinaten van het zwaartepunt van alle afzonderlijke massa’s samengebracht. In de daarop volgende tabbladen6 kunnen in de kolom “Instelling” combinaties worden gevormd van alle massa’s. Met deze gegevens worden de lengteligging van het zwaartepunt en het deplacement berekend, en uit deze laatste waarde de diepgang en de bijhorende

Deze waarden werden berekend met Rhinoceros®. Ze werden voor elke tank eveneens berekend bij een vullingsgraad van 10%; Indien nodig wordt er lineair geïnterpoleerd. Zie “Gewicht en CG van schip, lading en tanks.xls”. 5 Sommige tanks in het achterschip, vooral de smeerolietanks, zijn groter dan eigenlijk nodig is. Dit is hoofdzakelijk een gevolg van het streven naar eenvoud bij het ontwerpen van de structuur. Eventueel zou een deel van deze ruimtes ingevuld kunnen worden als ballasttank, hoewel ook de ballastcapaciteit in het achterschip reeds ruim voldoet. 6 Op dezelfde manier genummerd als de opsomming van de ladingscondities hierboven, en waarbij ‘V’ staat voor vertrek en ‘A’ voor aankomst. 4


Pagina 63

lengteligging van het drukkingspunt7. Door de vullingsgraad van de ballasttanks te laten variëren kan een gunstige combinatie van diepgang en trim gezocht worden. Voor de condities LC6V en LC6A wordt toegelaten het middenste en voorste deel van het hoofdruim gedeeltelijk te vullen met water, hoofdzakelijk met de bedoeling voldoende diepgang te creëren. Dit heeft echter tot gevolg dat er grote vrije vloeistofoppervlakken aanwezig zijn, waarmee zeker rekening moet worden gehouden. Dit gebeurt als volgt: bij de hoogteligging van het zwaartepunt wordt de afstand

ρi ⋅ I i ∀

opgeteld, met ρi de densiteit van de vloeistof en Ii het traagheidsmoment van het vloeistofoppervlak. Dit heeft tot gevolg dat de aanvangstmetacenterhoogte GM bij voorbeeld in het geval van ladingsconditie LC6A vermindert met 1,56 m en nog 2,13 m bedraagt. Met het vrije vloeistofoppervlak van de vloeistoffen in de tanks wordt geen rekening gehouden, aangezien uit de berekeningen van de makers van het voorontwerp blijkt dat dit hoogstens een invloed van enkele cm heeft op de hoogteligging van het “virtuele” zwaartepunt. De uiteindelijke gegevens voor de ladingscondities zijn: # conts LC1V LC2V LC3V LC4V LC4' V LC5V LC6V LC1A LC2A LC3A LC4A LC4' A LC5A LC6A

48 104 160 208 200

Wmax [ton] 64,49 29,77 19,35 14,88 15,48

48 104 160 208 200

64,49 29,77 19,35 14,88 15,48

Depl. [ton] 2604,97 3147,35 3401,13 3807,40 3802,03 3567,43 2797,70 2566,61 3156,41 3474,31 3781,43 3719,16 3510,90 2819,30

LCB [m] 2,5707 1,8267 1,5087 1,0513 1,0568 1,3132 2,2978 2,6260 1,8150 1,4214 1,0784 1,1446 1,3784 2,2677

LCG [m] 2,5210 1,7771 1,4646 1,0534 1,0542 1,2720 2,2505 2,3568 1,7634 1,3767 0,9480 1,0977 1,3381 2,2215

VCG [m] 2,0695 2,5945 3,7768 4,6886 4,7813 1,5830 3,7872 2,0632 2,4999 3,6658 4,7082 4,7625 1,5589 3,7770

TCG [m] 0,0064 0,0053 0,0049 0,0044 0,0044 0,0047 0,0060 -0,0230 -0,0187 -0,0170 -0,0156 -0,0159 -0,0168 -0,0209

Diepg. [m] 2,4907 2,9499 3,1613 3,4967 3,4923 3,2990 2,6552 2,4578 2,9575 3,2219 3,4753 3,4241 3,2522 2,6736

GM [m] 4,0135 2,9155 1,6032 0,5004 0,4077 3,7060 1,9928 3,9548 3,0101 1,6542 0,4918 0,4475 3,7611 1,9730

In bovenstaande tabel is in de kolom “Wmax” ter informatie voor elke ladingsconditie het maximale gemiddelde containergewicht aangegeven, dat wordt berekend als 7

Via interpolatie uit de Wolfson-output met behulp van een derdegraadskromme.


Pagina 64

∀ max − Wschip − Wconsumables # containers

,

evenwel zonder rekening te houden met de trim. De andere gegevens (deplacement, zwaartepunt, etc.) zijn echter uitgerekend voor een gemiddeld containergewicht van 15 ton8, met uitzondering van ladingsconditie 4, waar een gemiddeld gewicht van 14 ton gehanteerd wordt. Deze verlaging laat toe voldoende ballast mee te nemen om het schip gelijklastig te kunnen leggen zonder de maximale diepgang te overschrijden9. Deze nadelige situatie wordt vermeden door ladingsconditie 4’ in te voeren, bij dewelke slechts 200 containers kunnen vervoerd worden, maar ditmaal zonder ballast toe te voegen, zodat het maximaal toelaatbare ladingsgewicht van (gemiddeld) 15.40 ton per container effectief kan getransporteerd worden.

3. Gewichtsverdelingen

Voor het lege schip, de ballastconditie en de geladen conditie (208 TEU) werd eveneens

de

gewichtsverdeling

opgesteld10.

Er

werd

uitgegaan

van

de

gewichtsberekening, waarbij het gewicht van elk onderdeel bij de juiste moot geteld wordt, op basis van de lengteligging van het zwaartepunt van het bewuste onderdeel (het gewicht van het parallelle middenschip wordt verondersteld uniform verdeeld te zijn). Vervolgens worden hier voor de ballasten ladingsconditie de tanks en de lading bijgeteld, waarna het gewicht voor elke moot herverdeeld wordt volgens j +2

moot j =

∑ moot j −2

i

5

Dit dient om “uitschieters” te vermijden. Elk onderdeel wordt immers samengebald verondersteld in zijn zwaartepunt, wat bij grote massa’s (zoals de hoofdmotor) voor onrealistische pieken in de gewichtsverdeling kan zorgen. De gewichtsverdelingen

8

Anders zou de hoogteligging van het zwaartepunt het enige verschil tussen de ladingscondities zijn. 9 Dit kan natuurlijk opgelost worden door de zwaarste containers vooraan in het ruim te laden. 10 Zie Excel-bestand “\Zeegangsberekeningen\input\Giratiestralen en gewichtsverdeling.xls”, tabbladen “GV leeg” t.e.m. “Graf Vol”.


Pagina 65

van het lege schip, het schip in ballasttoestand en voor ladingsconditie 4 worden getoond in de bijlagen bij dit hoofdstuk. (Figuren 6.1-6.3)

Hoofdstuk 7

Stabiliteitsnazicht

In dit hoofdstuk wordt nagegaan of de ladingscondities die in hoofdstuk 6 opgesteld werden, aanvaardbaar zijn vanuit het oogpunt van de stabiliteit. Dit wordt gedaan door de stabiliteitskrommes bekomen met Wolfson te toetsen aan de criteria1 uitgevaardigd door de International Maritime Organisation (IMO):

•

Criteria omtrent intacte stabiliteit.

•

Weercriterium.

1. Wolfson

In de module “Stability” van Wolfson wordt de mogelijkheid geboden de stabiliteitskromme voor een gegeven romp te berekenen. Hierbij worden een aantal randgegevens gevraagd:

•

Het deplacement en de coördinaten van het zwaartepunt, en dit voor elke ladingsconditie die onderzocht wordt.

•

De hellingshoeken waarvoor de hefboomsarm moet berekend worden. Deze resultaten vormen de uiteindelijke GZ- of stabiliteitskromme.

•

De coördinaten van de “downflooding points”, zijnde openingen in het schip die niet waterdicht kunnen worden afgesloten. De hellingshoeken θf waarbij deze onder water komen te staan verschillen per ladingsconditie, en worden eveneens

Hoofdstuk 7: Stabiliteitsnazicht

Pagina 67

uitgerekend door Wolfson. De kleinste θf wordt in acht genomen bij het toepassen van de criteria van de IMO.

Per ladingsconditie geeft Wolfson als output de aanvangsmetacenterhoogte GM en twee tabellen. De eerste tabel bevat voor elke opgegeven hellingshoek ondermeer de hefboomsarm en de oppervlakte onder de GZ-curve, terwijl de tweede tabel de hellingshoek θf voor elk downflooding point vermeldt. De output van Wolfson is te vinden in Figuren 7.1 tot en met 7.14.

2. Criterium omtrent intacte stabiliteit van containerschepen langer dan 100 m

Volgens Hoofdstuk 4, paragraaf 4.9 van de eerder vermelde IMO-resolutie moet voor de “intact stability” van containerschepen langer dan 100 m aan volgende vereisten voldaan zijn: •

De oppervlakte onder de GZ-curve mag niet kleiner zijn dan hellingshoek van 30° en niet kleiner dan

0.009 mrad voor een C

0.016 mrad voor een hoek van 40° of voor C

de hoek θf waarbij de rand van het schip onder water komt, indien deze kleiner is dan 40°. •

Bovendien mag de oppervlakte onder de GZ-curve tussen de hellingshoeken 30° en 40° of tussen 30° en θf, indien deze kleiner is dan 40°, niet kleiner zijn dan

0.006 mrad. C •

De hefboomsarm GZ moet ten minste

0.033 m bedragen bij een hellingshoek groter C

dan of gelijk aan 30°.

0.042 m bedragen. C

•

De maximale hefboomsarm moet ten minste

1

IMO Resolution A.749(18). Code on Intact Stability for all types of ships covered by IMO


•

Pagina 68

De totale oppervlakte onder de GZ-curve tot de hellingshoek θf moet minstens

0.029 mrad bedragen. C De factor C in bovenstaande criteria wordt als volgt berekend (zie Figuur 7.15 voor de betekenis van h, b, BD en lH) :

dD' C= 2 − Bm

d KG

C ⋅  B  CW

2

 100  ⋅ L 

met d = de gemiddelde diepgang

 2b − BD D’ = D + h   BD

  

 2 ∑ lH   L 

   

met D = de holte = 6.5 m h = de hoogte van de coamings = 0.8 m b = de breedte van het ruim = 10.058 m BD = de grootste breedte = 11.4 m

∑l

H

= de totale lengte van de luiken die zich bevinden in de

middenste helft van het schip = 55 m L = de lengte tussen de loodlijnen = 108.17 m Bm = de breedte van het schip op halve holte = 11.4 m KG = de hoogteligging van het zwaartepunt boven het vlak, maar minstens gelijk aan d CB = de blokcoëfficiënt CW = de lastlijncoëfficiënt

instruments.


Pagina 69

Voor de zeven ladingscondities wordt C berekend2, met als resultaat: Ladingsconditie LC1V LC2V LC3V LC4V LC4' V LC5V LC6V

C -0,7349 -0,7322 -0,6721 -0,6414 -0,626 -0,74 -0,6128

Hier treedt hetzelfde probleem op als bij het voorontwerp: Een negatieve waarde voor C is niet bruikbaar. De oorzaak hiervan ligt in het feit dat de verhouding van de holte tot de breedte van het schip ongebruikelijk klein is. Er moet overgestapt worden op de algemene criteria, die geldig zijn voor alle schepen.

2

Zie bestand “\Hydrostatica\Stabiliteitsnazicht IMO.xls”, tabblad “Factor C”


Pagina 70

3. Criterium voor intacte stabiliteit toepasbaar op alle schepen

3.1. Criterium

Deze voorschriften zijn terug te vinden in hoofdstuk 3 van de IMO Resolution A.7492, en eisen dat er voldaan wordt aan volgende criteria:

a) De oppervlakte onder de GZ curve moet minstens 0.055 mrad bedragen voor een hellingshoek van 30°.

30°

∫ GZ dθ ≥0.055 mrad

0°

b) De oppervlakte onder de GZ curve moet minstens 0.09 mrad bedragen voor een 1

hellingshoek van 40° of voor de hoek θf waarbij de rand van het schip onder water

min(θ f , 40° )


0°

komt, indien deze kleiner is dan 40°. c) De oppervlakte onder de GZ curve tussen de hellingshoeken 30° en 40°, of tussen 30° en θf indien deze laatste kleiner is dan 40°, moet minstens 0.03 mrad bedragen. 2

De hefboomsarm GZ mag niet kleiner zijn dan 0.02m bij een hellingshoek van 30° of meer.

min(θ f , 40° )


30°

GZ (30°) ≥ 0.02 m

De maximale hefboomsarm GZ moet optreden 3 bij een hellingshoek die liefst groter is dan

θ (GZ max ) > 25° / 30°

30°, maar zeker niet kleiner dan 25°. 4

De initiële metacenterhoogte GM mag niet minder bedragen dan 0.15 m.

GM > 0.15 m


Pagina 71

3.2. Toetsing van de criteria3

LC1V LC2V LC3V LC4V LC4'V LC5V LC6V θf Crit Parameter 1a int(GZ, θ=0°..30°)

49.4° 43.2° 40.7° 37.4° 38.0° 39.2° 47.0° Eis >0.055 mrad 0.543 0.415 0.237 0.093 0.084 0.518 0.292

1b

int(GZ, θ=0°..min(40°,θf))

>0.09 mrad

0.940 0.741 0.435 0.180 0.142 0.925 0.512

1c

int(GZ, θ=30°..min(40°,θf)) >0.03 mrad

0.397 0.326 0.198 0.087 0.058 0.407 0.220

2

GZ(30°)

>0.02 m

2.060 1.652 0.998 0.452 0.424 2.046 1.156

3

θ(GZmax)

>25°/30°

47.5

4

GM

>0.15 m

3.833 2.879 1.565 0.498 0.434 3.666 1.945

45.0

40.0

35.0

35.0

52.5

40.0

Voor elke ladingsconditie is duidelijk (ruimschoots) aan alle eisen voldaan4.

4. Weercriterium

Deze criteria worden gegeven in paragraaf 3.2 van de eerder vermelde IMO-resolutie: “Severe wind and rolling criterion (weather criterion)”. Er wordt nagekeken of het schip de combinatie van de effecten van sterke zijwind en rollen kan doorstaan. Dit moet worden nagegaan voor de ladingsconditie met 208 containers en voor de ballastconditie.

4.1. Principe van de berekening (Zie Figuur 7.16)

•

Het schip wordt onderworpen aan een constante winddruk, loodrecht op het langssymmetrievlak van het schip. Deze winddruk resulteert in een constante hefboomsarm lw1, en het schip rolt naar een evenwichtshoek θ0.

•

Er wordt ondersteld dat het schip ten gevolge van golfwerking naar de andere kant rolt, van θ0 tot θ1.

•

Het schip wordt dan onderworpen aan een windvlaag die resulteert in een hefboomsarm lw2.

3

Zie bestand “\Hydrostatica\Stabiliteitsnazicht IMO.xls”, tabblad “Toetsing IMO algemeen” Overigens laat de Scheepvaartcontrole voor estuaire vrachtschepen een verzwakking van criterium 3 toe. (Zie ook Hoofdstuk 10 §3.6) 4


•

Pagina 72

Onder deze omstandigheden moet de oppervlakte b groter dan of gelijk zijn aan a, waarbij de hellingshoek θ2, die het oppervlak b begrenst, gelijk is aan het minimum van θf, θc of 50°. Hierbij is θf de hellingshoek waarbij de eerste niet waterdicht afsluitbare opening onder water komt te staan, en is θc de tweede hellingshoek waarbij er evenwicht is met de hefboomsarm lw2 ten gevolge van de windvlaag.

•

Er moet eveneens rekening gehouden worden met het destabiliserend effect van de vrije vloeistofoppervlakken onder de verschillende ladingscondities. Concreet komt dit erop neer dat in ballasttoestand de invloed van het water in het hoofdruim verwerkt wordt in de parameter GM. Het effect van de vloeistoffen in de tanks bedraagt daarentegen hoogstens enkele centimer, en wordt voor de eenvoud gelijk gesteld aan 5 cm.

4.2. Berekening5 •

lw1 =

PAZ = 0.04671 m / 0.03388 m 1000 g∆

lw2 = 1.5 lw1 m = 0.07007 m / 0.05082 m met P = 504 N/m². Voor estuaire vrachtschepen mag deze waarde mits toestemming van de Scheepvaartcontrole verlaagd worden. A = Het lateraal geprojecteerde oppervlak van het schip en deklading boven de waterlijn = 679.82 m² / 507.00 m². Z = Verticale afstand tussen het zwaartepunt van A en het zwaartepunt van de zijdelings geprojecteerde oppervlakte van de carene, of een punt ongeveer op halve diepgang = 5.093 m / 3.670 m. ∆ = Deplacement = 3808.21 ton / 2821.46 ton. g = 9.81 m/s² •

θ1 = 109 k X 1 X 2 met

rs = 21.6289° / 21.6742°

B = 11.4 m

d = 3.5 m / 2.68 m

5

Waar in de berekeningen die hier volgen twee cijfers als resultaat staan, gescheiden door een “/”, slaat het eerste cijfer op de geladen conditie en het tweede op de ballastconditie.


Pagina 73

B = 3.257 / 4.254 d à X1 = 0.8486 / 0.80 (via lineaire interpolatie uit tabel 3.2.2.3-1) CB = 0.862 / 0.835 à X2 = 1.0 (uit tabel 3.2.2.3-2) k = 1 voor een schip zonder kimkielen6. OG = De verticale afstand tussen het zwaartepunt van het schip en de waterlijn7. = 1.193 m / -0.434 m r = 0.73 ± 0.6

OG = 0.945 / 0.633 d

L = de lengte van de waterlijn = 108.17 m / 107.50 m C = 0.373 + 0.023

L B − 0.043 = 0.401 / 0.425 d 100

GM = de metacenterhoogte = 0.446 m / 1.871 m T = de rolperiode =

2 CB

= 13.69 s / 7.08 s

GM

s = 0.05786 / 0.0976 (Uit tabel 3.2.2.3-4 via interpolatie)

•

Nu lw1, lw2 en θ1 gekend zijn, kunnen θ0 en θc berekend worden, alsook de oppervlaktes a en b: θ c ,1

0

a=

∫ GZ ⋅ dθ + l

w2

θ 0 −θ 1

⋅θ c ,1 − ∫ GZ ⋅ dθ 0

θc,2

b=

∫ GZ ⋅ dθ − l

w2

⋅ (θ c , 2 − θ c ,1 )

θ c ,1

6

Hoewel kimkielen een goedkoop hulpmiddel zijn om de rolbewegingingen van het schip in te perken, wordt ervoor geopteerd deze achterwege te laten, aangezien ze bij het varen in kanalen snel beschadigd zouden raken. 7 Positief als het zwaartepunt boven de waterlijn ligt, negatief als het eronder gelegen is.


Pagina 74

In de volgende tabel worden alle waarden voor beide ladingscondities gegeven:

Geladen conditie

Ballastconditie

lw1

0.04671 m

0.03388 m

lw2

0.07007 m

0.05082 m

θ0

5.28229°

0.996471°

θ0-θ1

-16.3466°

-20.6777°

θc,1

7.69904°

1.49471°

θc,2

55.7284° -> 37.4°

80.1056° -> 47.0°

a

0.041132 mrad

0.150659 mrad

b

0.112639 mrad

0.62204 mrad

In beide condities is dus duidelijk aan de voorwaarde a < b voldaan. Vervolgens moet volgens paragraaf 3.5.1.2 dezelfde berekening overgedaan worden voor dezelfde ladingscondities waarbij de voorraadtanks voor slechts 10% gevuld zijn. Gezien echter de correctie die in de eerste berekening al werd ingevoerd op de initiële metacenterhoogte, het geringe aandeel van de consumables in het gewicht8 en het grote verschil tussen de oppervlaktes a en b bij de berekening met volle voorraadtanks, alsook het feit dat de L’eau Relie nooit zal opereren in golf- en windcondities als die waarvoor het weercriterium bedoeld is9, wordt dit deel van de stabiliteitscontrole achterwege gelaten.

8

Het aandeel van de brandstof in het totale gewicht is bij dit schip aanzienlijk kleiner dan bij zeeschepen, die een veel groter vaarbereik (moeten) bezitten. 9 De zeegangsberekeningen (die evenwel geen rekening houden met de wind) wijzen overigens uit dat de slingerhoeken van het schip zeer beperkt zullen blijven. (Zie hoofdstuk 8 §7.)

Hoofdstuk 8

Zeegangsberekeningen

1. Inleiding

De laatste fase van dit ontwerp bestaat erin te controleren hoe het schip zich zal gedragen op zee onder de gewenste condities. Vooropgesteld wordt te kunnen uitvaren tot bij een maximale significante golfhoogte van 1.75 m, aan de ontwerpsnelheid van 10 knopen. De waarde van 1.75 m laat toe gemiddeld 347 dagen per jaar uit te varen, ofwel 95% van de tijd (Figuur 8.1).

Volgende punten zullen onderzocht worden:

•

Het overnemen van water over boeg, zijrand en hek.

•

Het optreden van slamming.

•

Het optreden van propeller racing.

•

De slingerbewegingen, met het oog op het onder water komen van niet waterdicht afsluitbare openingen.

•

De acceleraties op een aantal kritieke locaties, zoals de stuurhut.

•

Het vlakwater buigend moment, het verticaal en horizontaal golfbuigend moment en het torsiemoment.

Hoofdstuk 8: Zeegangsberekeningen

Pagina 76

Vervolgens moeten de bevindingen getoetst worden aan de relevante criteria, en moeten indien nodig aanpassingen gebeuren aan het ontwerp1. In deze fase zullen enkel de ballastconditie en de conditie bij maximale diepgang onderzocht worden. Bovendien worden niet alle criteria gecontroleerd bij beide condities. Het spreekt voor zich dat bij maximale diepgang vooral het overnemen van water van belang zal zijn, terwijl bij ballastvaart eerder aandacht zal geschonken worden aan slamming.

2. Methode

Ruwweg gesteld gebeuren de berekeningen in twee fasen:

•

Met het programma Seaway worden de relevante RAO’s (Response Amplitude Operator) berekend. Dit zijn karakteristieken2 die de responsie van het schip op regelmatige sinusoïdale golven weergeven (bijvoorbeeld de relatieve verticale beweging van een bepaald punt ten opzichte van het wateroppervlak) als functie van de frequentie van de invallende golven. Zowel de dimensieloze amplitude (meter responsieamplitude per meter golfamplitude) als het faseverschil tussen de golf en de responsie worden gegeven. Het spreekt voor zich dat vooral de eerste karakteristiek van belang is voor het doel dat in dit hoofdstuk nagestreefd wordt. Indien aangenomen wordt dat het superpositiebeginsel geldig is, kan dan met deze RAO’s eveneens de responsie van het schip op combinaties van sinusoïdale golven voorspeld worden.

•

Dit vormt de aanzet tot de tweede stap: indien van een bepaald gebied statistische gegevens bekend zijn over de golven die er voorkomen, kan door een combinatie van de RAO’s met deze golfgegevens een voorspelling gemaakt worden over het gedrag van het schip in dat gebied.

1

Aangezien bij dit ontwerp steeds zo veel mogelijk rekening werd gehouden met de bevindingen uit het voorontwerp, wordt er verwacht dat er weinig of geen aanpassingen nodig zullen zijn. 2 Dit systeem vertoont veel gelijkenissen met de zogenaamde bodediagrammen, die vaak in de elektrotechniek en regeltechniek worden gebruikt.


Pagina 77

Concreet gebeurt deze combinatie door het golfpectrum te vermenigvuldigen met het kwadraat

van

de

amplitudekarakteristiek

(RAO)

zodat

het

gewenste

responsiespectrum bekomen wordt. (Zie Figuur 8.2). Deze RAO’s worden uit de Seaway-output gedistilleerd met behulp van hulpprogramma’s3 van de hand van Prof. Dr. Ir. M. Vantorre.

2.1. Seaway

Uiteraard heeft Seaway een aantal basisgegevens nodig: •

Een bestand met de vorm van de romp4.

•

Randgegevens met betrekking tot de onderzochte conditie: •

De diepgang, de trim en de ligging van het zwaartepunt boven het vlak. Uit deze gegevens berekent Seaway zelf het deplacement en de lengteligging van het zwaartepunt, op basis van het bestand dat de vorm van de romp bevat. Ook wordt een parameter GG’ gevraagd, dit is een correctie op de hoogteligging van het zwaartepunt voor de vrije vloeistofoppervlakken. Dit is vooral van belang bij berekeningen in de ballastconditie, waar twee derde van het hooofdruim met water gevuld wordt. (Zie Hoofdstuk 6)

•

Optioneel kan een gewichtsverdeling opgegeven worden5. Deze wordt in rekening gebracht bij het berekenen van torsie- en buigende momenten.

•

De gyratiestralen kxx, kyy en kzz staan in relatie met de traagheidsmomenten, en dus met de natuurlijke rol- en stampfrequenties van het schip.

3

Deze programma’s zijn van de vorm SW_EXTR*.EXE, waarbij * kan staan voor: P R A S Z T

4

Relatieve beweging van een punt van het schip ten opzichte van het wateroppervlak Slingerbeweging van het schip Versnelling in een punt van het schip Verticaal golfbuigend moment Horizontaal golfbuigend moment Torsiemoment

Zie bestand “\Zeegangsberekeningen\Eaurelie.hul”. Bij het opstellen van dit bestand moeten een aantal regels in acht genomen worden, onder meer om bij de berekeningen het gebruik van de Simpson-regel toe te laten. Zie hiervoor de handleiding van Seaway. 5 Seaway laat niet toe gewichtsverdelingen met meer dan 44 secties in te voeren. De herwerking van de oorspronkelijke gewichtsverdeling per meter is te vinden in het Excelbestand “\Zeegangsberekeningen\input\Giratiestralen en gewichtsverdeling.xls”, tabbladen


Pagina 78

De gyratiestraal om de langsscheepse as kxx wordt berekend aan de hand van een empirische formule opgegeven in de handleiding van Seaway6:

k xx

2   KG    = 0,289B1,0 +  2    B    

Voor het berekenen van de gyratiestraal kyy om de horizontale dwarsscheepse as (door het zwaartepunt) is meer inspanning vereist. Eerst wordt het traagheidsmoment berekend als

J = ∑ mi ⋅ ri 2 i

waarbij mi het gewicht van een mootje van het schip voorstelt, en ri de afstand ervan tot het zwaartepunt van het schip. Omdat uit de gedetailleerde gewichtsberekening van elk onderdeel het gewicht en de ligging van het zwaartepunt bekend is, werd er hier voor geopteerd bovenstaande sommatie voor alle onderdelen uit te voeren, in plaats van voor de mootjes van het schip7. De gyratiestraal kyy is dan te vinden als

k yy =

J ∑ mi i

Voor de gyratiestraal kzz om de verticale as door het zwaartepunt wordt dezelfde waarde aangenomen als voor kyy. Hoe dan ook is deze waarde van ondergeschikt belang, aangezien bewegingen in het horizontale vlak niet zullen bestudeerd worden. Dit alles levert volgende resultaten op:

Ballast

Geladen

kxx [m]

4,764

5,527

kyy [m]

25,221

28,921

kzz [m]

25,221

28,921

“GV ball2” en “GV vol2”, de gebruikte gewichtsverdelingen zijn ook te zien in Figuren 8.3 en 8.4. 6 HTML-handleiding bij Seaway -> “Input Data” -> “Input file Description” 7 Bovendien was op dat moment de gewichtsverdeling per meter van het schip nog niet bekend. Zie (voor beide) het Excel-bestand “\Zeegangsberekeningen\input\gyratiestralen en gewichtsverdeling.xls”.


•

Pagina 79

Met het oog op de ontwerpsnelheid van 10 kn worden drie snelheden ingevoerd: 9, 10 en 11 kn.

•

De globale golfgegevens (zie §2.2) verstrekken gegevens over de richtingen van 0° tot 330°, in stappen van 30°. Deze richtingen worden dan ook ingevoerd in Seaway.

•

Onder de tab “Sectional Loads” kunnen maximaal vijf doorsnedes van het schip ingevoerd worden voor het berekenen van de momenten. De x-coördinaat geeft de lengteligging van de doorsnede aan, bij de z-coördinaat moet de hoogteligging van het dwarskrachtmiddelpunt ten opzichte van de kiel ingevuld worden (-1.59 m).

•

Voor het bepalen van de slingerdempingscoëfficiënt κ1 wordt analoog te werk gegaan als in het voorontwerp: er wordt uitgegaan van de gegevens bekomen uit proeven uitgevoerd op een model van een binnenschip in het Waterbouwkundig Laboratorium te Borgerhout. Dit binnenschip had volgende kenmerken:

LOA = 95 m, LPP = 94.3 m B = 9.5 m, D = 3 m, T = 2.28 m Modelschaal = 1/28.8 Snelheden = 5.4 kn en 7 kn Slingerdempingscoëfficiënt = 0.10 Met Seaway kan nu een “2-D potential damping part” κ2Dref bepaald worden voor de L’eau relie, bij dezelfde Froudegetallen en B/T-verhouding als het model, zijnde T = 2.736 m en V = 5.81 kn en 7.53 kn. Vervolgens wordt een bijkomende demping κadd bepaald als κadd = 0.1 - κ2Dref. Tot slot wordt op de L’eau relie de “2-D potential damping part” κ2D bepaald bij de

“echte”

diepgangen

en

snelheden,

en

slingerdempingscoëfficiënt bepaald als κ1 = κ2D + κadd.

wordt

de

uiteindelijke


Pagina 80

Samengevat:

•

Ballast

Geladen

κ2Dref

0.0187

0.0187

κadd

0.0813

0.0813

κ2D

0.0405

0.0002

κ1

0.1218

0.0815

Onder “Selected Points” kunnen punten ingevoerd worden waarvan de relatieve beweging ten opzichte van het wateroppervlak moet onderzocht worden. Dit is van belang bij berekeningen aangaande het overnemen van water, slamming en propeller racing.

•

Verder moeten de frequenties van de regelmatige golven ingegeven worden. Voor de voorlopige berekeningen wordt gewerkt met de 20 frequenties van het gemiddelde spectrum, van 0.24544 rad/s tot 3.04338 rad/s in stappen van 0.14726 rad/s.

•

Tot slot wordt zoals in het voorontwerp 10 m opgegeven voor de waterdiepte, de gemiddelde waterdiepte op het traject Scheldemonding-Zeebrugge8. Uit het voorontwerp blijkt overigens dat de waterdiepte weinig invloed heeft op de resultaten9.

Al deze gegevens worden verzameld in bestanden van het type *.inp, die uiteraard verschillen naargelang hetgeen onderzocht wordt.

2.2. Spectra

Een golfspectrum geeft de energie (“spectrale densiteit”) aanwezig in elke golfcomponent, in functie van de frequentie, eventueel voor een bepaalde golfrichting.

8

COPPENS, S., GOOSSENS, S., VAN NUFFEL, F., Voorontwerp van een vrachtschip voor de estuaire vaart: E.S. SAFREST, Scriptie, Universiteit Gent, Faculteit Toegepaste Wetenschappen, 2003, p. 84. 9 Idem, pp. 100-101.


Pagina 81

Dergelijke golfspectra bestaan voor de zone waarin de L’eau Relie zal opereren (zie §2.2). Een responsiespectrum doet hetzelfde voor een responsie van het schip.

Er zijn drie soorten golfgegevens beschikbaar10:

•

Gemiddelde golfspectra voor verschillende locaties vóór de Vlaamse kust11, gebaseerd op de indeling in klassen van golfspectra waargenomen in de periode 1979-1987. Voor de locatie Bol van Heist werden deze gemiddelde spectra verwerkt tot 11 spectra met toenemende significante golfhoogte (zie Figuur 8.5). De spectrale densiteit is gegeven voor 20 frequenties: (2 + 3i)/128 Hz, i = 1, 2, …, 20. Deze spectra worden gebruikt voor een eerste beoordeling. Het nadeel bestaat erin dat er geen gegevens qua verdeling van de golfrichting voorhanden zijn.

•

Globale gegevens per 30 minuten voor de periode juli 1997 tot en met juli 2002, gemeten met Wavec-boei Bol van Heist (op CD-ROM):

HM0 Significante golfhoogte TM2

Periode afgeleid uit het spectrummoment n0 en n2

RHF

Richting van de golven met periode 2 - 5 s

RLF

Richting van de golven met periode > 10 s

Deze gegevens zijn terug te vinden in de golfgegevensbestanden D:\DATA BVH\bvhjjjj.txt, met jjjj = 1997, 1998, 1999, 2000, 2001, 2002. Aan de hand van deze gegevens werd een distributie van de golfrichting per golfhoogteklasse opgesteld (zie Figuur 8.6); deze is terug te vinden in “\zeegangsberekeningen\input\BVH1997_2002.xls”. Hierbij werd evenveel gewicht toegekend aan de richtingen RHF en RLF.

•

Directionele spectra per 30 minuten voor de periode juli 1997 tot en met juli 2002, gemeten met Wavec-boei Bol van Heist (op CD-ROM). Deze zijn per maand

10

Prof. Dr. Ir. M. Vantorre, “VerwerkingSeaway_EstuaireVaart.doc” TRUIJENS, P., Studie ter bepaling van het gemiddeld golfklimaat in de omgeving van Zeebrugge, Universiteit Gent, 1992

11


gegroepeerd

in

golfspectrabestanden

Pagina 82

“\Spectra\BVHDB1ESD030.

1997-07-

01.1997-07-31” tot en met “BVHDB1ESD030.2002-07-01.2002-07-31”. Elke lijn van een dergelijk bestand bevat volgende informatie:

•

•

•

•

waarde 1 tot 100: spectrale energiewaarden: -

eenheid data: cm²/Hz

-

overeenstemmende frequenties: van 0.005 Hz tot 0.5 Hz

waarde 101 tot 200: richting spectrumwaarden: -

eenheid data: graden (0° tot 360°)

-


waarde 201 tot 300: spreiding waarden: -

eenheid data: graden (0° tot 360°)

-


waarde 301 en 302: kwaliteitsblok

Er wordt bijgevolg onderscheid gemaakt tussen twee soorten berekeningen:

•

Voorlopige berekeningen aan de hand van de “Gemiddelde spectra” en de “Globale gegevens”.

•

Controleberekeningen met de “Directionele spectra”. Werken met deze gegevens is vrij omslachtig, zodat ze enkel kunnen gebruikt worden als controle, en niet voor het eigenlijke ontwerp12. Volgende resultaten worden gecontroleerd: •

Het overnemen van water in geladen conditie.

•

Het optreden van slamming in ballastconditie.

•

Het maximale verticaal golfbuigend moment in geladen conditie.

Hierbij wordt gebruik gemaakt van de gegevens van de “volledige” jaren 1998 tot en met 2001.

12

Enkel voor het bepalen van het exacte maximaal verticaal golfbuigend moment zal een iteratie uitgevoerd worden. Met dit resultaat wordt het ontwerp van het grootspant (meer bepaald de plaatdiktes van de torsieboxen) dan voor het laatst aangepast. (Zie Hoofdstuk 4)


Pagina 83

2.3. Voorlopige berekeningen

Voor een responsiespectrum kan een significante waarde van de responsie As berekend worden volgens

As = 4 m0 waarbij m0 het eerste moment van het responsiespectrum voorstelt, gelijk aan de oppervlakte onder dit spectrum.

Uitgaande van deze waarden kan voorspeld worden bij welke significante golfhoogte13 een kritische waarde Akrit van de responsie-amplitude wordt overschreden. Deze kritsche waarde kan bijvoorbeeld de lokale diepgang zijn, indien de kans op slamming wordt bekeken, of een rolhoek die niet mag overschreden worden.

Zowel voor de golfhoogtes als voor de responsies kan een histogram opgesteld worden, waarin de dubbele amplitudes kennelijk verdeeld zijn volgens een Rayleighdistributie (Figuur 8.7):

p (2 A s ) =

 (2A s )2  2  (2A s ) exp −  E As E A   s

Deze distributie wordt volledig gekenmerkt door de parameter E, die in verband staat met de variantie σ van het ampitudediagram, volgens

E = 8σ 2 . De kans dat de significante responsie As de kritische waarde Akrit overschrijdt wordt dan bekomen door de oppervlakte onder het histogram te integreren tussen Akrit en ∞ :

13

Gedefinieerd als het gemiddelde van de één derde hoogste golven. Deze waarde schijnt het best overeen te komen met de visueel geschatte golfhoogte. (VANTORRE M., Maritieme Hydrostatica en Hydrodynamica III, cursusnota’s, Universiteit Gent, Faculteit Toegepaste Wetenschappen, p. XII.2)


Pagina 84

P[2 As > 2 Akrit ] =

∞

∫ p(2 A )d (2 A ) s

s

2 Akrit

 (2 As )2 = − ∫ exp −  E As 2 Akrit 

  (2 As )2  d−   E As  

∞

  (2 A )2 s = − exp −  E As    (2 Akrit )2 = exp −  E As 

   

∞

    2 Akrit

2    = exp − Akrit   RA s  

   

Hierbij is R As de oppervlakte onder het responsie-amplitudespectrum:

R As = 2m 0 = 2σ 2 =

E As 4

Bijgevolg geeft P[2 As > 2 Akrit ] = P[As > Akrit ] de kans weer dat de kritische waarde overschreden wordt per oscillatie.

Indien de overschrijdingskans per traject moet geschat worden, moet geweten zijn hoeveel oscillaties per traject optreden. De periode van een oscillatie wordt gegeven door

Tosc = 2π

m0 m2

met m0 en m2 respectievelijk het nulde en tweede moment14 van het responsieenergiespectrum. De duur van een traject (lengte ongeveer 16 nautische mijl) hangt logischerwijze af van de snelheid waarmee het afgelegd wordt:

14

V [kn]

T [s]

9

6400

10

5760

11

5236

Algemeen kan het nde moment van een statistische verdeling berekend worden als ∞

mn = ∫ ω n Sζ (ω )dω . 0


Pagina 85

Zo wordt het gemiddeld aantal overschrijdingen per traject: P[tot. traject] =

t P[overschrijding] Tosc

De kans P[tot. traject] wordt uitgerekend voor de drie snelheden en voor de 12 golfrichtingen, van 0° tot 330° in stappen van 30°. Dit is namelijk de opdeling die gebruikt is bij de verwerking van de directionele spectra, waarbij alle opgemeten waarden van juli 1997 tot en met juli 2002 werden ingedeeld in significante golfhoogteklassen en uitgemiddeld per 30° golfrichting15. Voor de richtingen van de trajecten Scheldemonding-Zeebrugge en Zeebrugge-Scheldemonding wordt dan het gewogen gemiddelde genomen van P[tot. traject] over de twaalf golfrichtingen, met P[overschrijding,traject] als resultaat.

2.4. Controleberekeningen

De directionele golfgegevens van op de CD-Rom “Meetnet Vlaamse Banken” worden herwerkt tot golfspectrumtabellen en golfspectrumlijsten16,17.

Deze gegevens worden vervolgens gecombineerd18 met de RAO’s uit Seaway19 tot responsiebestanden van het type *.RES, en dit voor volgende vaarrichtingen: •

Scheldemonding-Zeebrugge: 70°

•

Zeebrugge-Scheldemonding: 250°.

Ook de significante golfhoogte, de gemiddelde golfperiode en de gemiddelde ontmoetingsperiode worden in dit stadium berekend.

15

Zie Excel-bestand “\Zeegangsberekeningen\input\BVH1997_2002.xls”. Dit gebeurt met behulp van het programma DIRRESP.EXE (Prof. dr. ir. M. Vantorre). 17 Een golfspectrumtabel bevat per half uur het directionele spectrum, voor de golfrichtingen 0°, 100, ..., 350° en de frequenties 0.005 Hz, 0.010 Hz, ..., 0.500 Hz. Een golfspectrumlijst bevat per maand een lijst met de aangemaakte golfspectrumtabellen. 18 Hiervoor worden de programma’s SW_RESPX.EXE en SW_RESMX.EXE gehanteerd, respectievelijk voor het berekenen van de relatieve verticale beweging van punten, en het verticaal golfbuigend moment. 19 Aangezien in de controleberekeningen gewerkt wordt met 100 frequenties (0.005 Hz tot en met 0.500 Hz) en met 36 golfrichtingen, moeten de de RAO’s met Seaway opnieuw uitgerekend worden, en wel in vier keer (per 50 frequenties en per 18 golfrichtingen). Deze resultaten worden vervolgens gecombineerd met de programma’s SW_MERGP.EXE en SW_MERGS.EXE. 16


Pagina 86

Tot slot wordt voor elke maand de voorwaardelijk gemiddelde kans berekend dat de kritische waarde wordt overschreden, als functie van de significante golfhoogte (in golfhoogteklassen per cm). Per klasse wordt eveneens de voorwaardelijk minimale en voorwaardelijk maximale kans uitgerekend, en het aantal waarnemingen per klasse. Deze resultaten worden dan nog eens gebundeld20 per jaar, en uiteindelijk uitgezet in de grafieken.

2.5. Voorstelling van de overschrijdingskansen21

Voor de evaluatie van de overschrijdingskans “1 maal per traject” wordt de voorwaardelijke

kans

bekeken,

zijnde

de

gemiddelde

kans

P[overschrijding|golfconditie] dat de kritische waarde wordt overschreden indien uitgevaren wordt bij een golfhoogte aangegeven door de abscis. Bij de voorlopige berekeningen is deze kans gelijk aan P[overschrijding,traject] gedeeld door P[golfhoogte]; voor deze laatste wordt voor elke golfhoogteklasse de som van de kans op voorkomen over de 12 golfrichtingen uit de globale golfgegevens gehaald. Bij de directionele berekeningen is P[overschrijding|golfconditie] gelijk aan de voorwaardelijk gemiddelde kans; de grenzen waarbinnen deze kans kan variëren worden gegeven door de voorwaardelijk minimale en maximale kans. De kans dat de kritische waarde per traject één maal wordt overschreden, wordt gegeven door P[overschrijding|golfconditie] = 1.

Anderzijds wordt voor de overschrijdingskansen “1 maal per jaar” en “1 maal per levensduur” de cumulatieve kans bekeken: dit is de kans dat de kritische waarde wordt overschreden als uitgevaren wordt onder willekeurige golfcondities, met als bovengrens de significante golfhoogte aangegeven door de abscis. Bij

de

voorlopige

berekeningen

wordt

hiervoor

de

cumulatieve

kans

P[overschrijding,traject] gedeeld door de cumulatieve kans P[golfhoogte].

20

Het combineren per maand en per jaar gebeurt respectievelijk met de programma’s MND_RESP.EXE en JR_RESP.EXE. 21 Hierbij werd dankbaar het voorbeeld gevolgd van de Excel-bestanden opgesteld in VANTORRE, M., Internal report ‘Preliminary calculations of ship motion and bending moments’, Universiteit Gent, Faculteit Toegepaste Wetenschappen, Gent, 2003.


Pagina 87

Bij de directionele controleberekeningen wordt voor elke golfhoogteklasse de voorwaardelijk gemiddelde kans vermenigvuldigd met het aantal waarnemingen in deze klasse, en gedeeld door de som van het aantal waarnemingen in deze klasse en alle klassen eronder. De cumulatieve overschrijdingskans voor een bepaalde golfhoogteklasse wordt dan gegeven als de som van alle kansen over de beschouwde golfhoogteklasse en alle klassen met een lagere golfhoogte.

Indien vooropgesteld wordt dat over een levensduur van 30 jaar, 100 trajecten per jaar worden afgelegd, is: •

De kans dat de kritische waarde één maal per traject wordt overschreden = 1.

•

De kans dat de kritische waarde één maal per jaar wordt overschreden =

1 = 0.01 . 100 •

De kans dat de kritische waarde één maal per levensduur wordt overschreden =

1 = 0.00033 . 30 ⋅ 100 Dit alles wordt in grafieken weergegeven: •

Abscis (lineair): significante golfhoogte.

•

Ordinaat (logaritmisch): overschrijdingskans.

Hierop kan de bij de “gewenste” kans horende significante golfhoogte worden afgelezen. Om dit enigszins correct te laten verlopen, wordt op de grafieken met resultaten van de voorlopige berekeningen een interpolatie toegepast:

Hs =

[H

s ,1

− H s,2 ]

[ln(P1 ) − ln(P2 )]

⋅ [ln(P ) − ln(P2 )] + H s , 2


Pagina 88

3. Criteria22

Er wordt gebruik gemaakt van de criteria die tegenwoordig gehanteerd worden door de Scheepvaartcontrole. Deze werden door deze laatste instantie opgesteld in nauw overleg met Lloyd’s Register of Shipping Antwerpen en kunnen, naargelang de ervaring opgebouwd wordt, nog veranderingen ondergaan.

3.1. Slamming

Uittrede uit het water van het voorste punt van de kiel mag niet meer dan 1 maal per jaar voorkomen.

Hierbij moet opgemerkt worden dat slamming op zich gedefinieerd wordt als het uittreden van de kiel uit het water, gevolgd door een herintrede met een neerwaartse snelheid boven een bepaalde grens23. Het loutere uittreden van de kiel zal bijgevolg niet steeds een slam tot gevolg hebben. De filosofie hierachter is dat als het uittreden beperkt wordt tot één maal per jaar, de frequentie van voorkomen van “echte” slams nog lager zal liggen, en dus niet in rekening moet gebracht worden in het golfbuigend moment, noch voor de beplating van het voorste punt van het vlak.

3.2. Overnemen van water over boeg en hek

Overnemen van groen water over de verschansingen ter hoogte van boeg en hek mag niet meer dan één maal per levensduur voorkomen. Hierbij moeten de boeggolf en de dynamische oprijzing van het wateroppervlak in rekening worden gebracht.

22

TRUIJENS, P., VANTORRE, M., On the Design of Ships for Estuary Service, ongepubliceerd artikel, Universiteit Gent, Faculteit Toegepaste Wetenschappen, 2005 23 VANTORRE, M., Maritieme Hydrostatica en Hydrodynamica III, cursusnota’s, Universiteit Gent, p. XIII.24


Pagina 89

Het in vervulling brengen van dit criterium heeft tot gevolg dat men bij het ontwerp van dekstructuren geen rekening hoeft te houden met de impact van overslaande golven.

3.3. Overnemen van water over de zijkanten

Overnemen van groen water over het dek of de gangboorden, op 6 evenredig langs het ruim verspreide punten, mag slechts even vaak voorkomen als het geval zou zijn indien het schip het vrijboord zou hebben voorgeschreven door Dienstnorm 8 en zou opereren tot een significante golfhoogte van 1.2 m.

Dit criterium is een poging om de goede ervaring die er is met schepen gebouwd volgens Dienstnorm 8 in de nieuwe criteria te betrekken. Voor luikloze containerschepen kan deze regel evenwel worden vereenvoudigd:

Overnemen van groen water over de rand van de zijdelingse coamings (op 6 evenredig langs het ruim verspreide punten) mag niet meer dan één maal per levensduur voorkomen.

3.4. Maximale rolhoek

De maximale rolhoek, gedefinieerd als 67% van de overvloeihoek θf of van de helling waarbij de stabiliteitscurve een maximum bereikt (welke het kleinst is), mag niet meer dan één maal per levensduur overschreden worden.

Hierbij wordt θf zoals gewoonlijk gedefinieerd als de helling waarbij de eerste niet waterdicht afsluitbare opening onder water komt. De veiligheidsmarge van 33% wordt voorzien om rekening te houden met het bijkomende effect van de windbelasting.


Pagina 90

3.5. Verticaal buigend moment

De som van het vlakwater buigend moment en het verticaal golfbuigend moment mag de maximaal toelaatbare waarde niet meer dan één maal per levensduur overschrijden.

Logischerwijs volgt uit dit criterium een waarde voor het maximaal toelaatbare verticaal buigend moment, afhankelijk van de condities onder dewelke het schip moet varen.

3.6. Intacte stabiliteit

De intacte stabiliteit moet voldoen aan de eisen van IMO resolutie A.749(18), met uitzondering van het feit dat de hellingshoek waarbij het maximum in de stabiliteitskromme optreedt, niet groter hoeft te zijn dan 25°. De waarde van de druk uitgeoefend door de wind (“P”), gebruikt bij de toepassing van het weercriterium,

mag

verlaagd

worden,

mits

toestemming

van

de

Scheepvaartcontrole.

3.7. .Overige criteria

3.7.1. Acceleraties

Van bepaalde punten in het schip wordt het ontwerp mede bepaald door de acceleraties die er zullen optreden. Dit is zeker het geval voor het mechanisme dat de stuurhut optilt, en voor de lashings waarmee de containers aan elkaar en aan het schip worden vastgemaakt. Bij deze laatste moet bovendien de zijdelingse belasting van de wind in rekening worden gebracht.


Pagina 91

3.7.2. Propeller racing

Het boven water komen van de schroef kan nadelige gevolgen hebben, met name een onregelmatige belasting van de hoofdmotor, en het optreden van trillingen. Dit wordt op twee manieren geremedieerd: •

Door het vermogen op te geven als 80% MCR24 bouwen de motorfabrikanten een marge in om belastingspieken te kunnen opvangen. Bij ABC hanteert men de waarde 90% MCR voor kustvaarders, omdat in de zones waarin deze opereren de kans op propeller racing lager is, en de pieken in de belasting kleiner zullen zijn.

•

De aanwezigheid van een tunnel onder het achterschip zorgt ervoor dat de schroef probleemloos deels boven water kan komen, zolang de onderste rand van de tunnel zich nog onder water bevindt, aangezien door de onderdruk voor de schroef de tunnel vol water gezogen wordt.

Er bestaat geen criterium dat een bovengrens stelt aan de frequentie van voorkomen voor propeller racing. Bijgevolg zal hier enkel onderzocht worden hoe vaak het fenomeen zal optreden.

4. Slamming

In eerste instantie wordt het optreden van slamming onderzocht in de conditie met de kleinste diepgang, met name de ballastconditie. Met de bevindingen van de ontwerpers

van

de

E.S.

SAFREST

in

het

achterhoofd

werd

voldoende

ballastcapaciteit voorzien, resulterend in een ballastdiepgang van 2.68 m. Indien blijkt dat de frequentie van voorkomen van slamming in ballast voldoende laag ligt, kan aangenomen worden dat dit niet meer onderzocht hoeft te worden voor grotere diepgangen.

24

Maximum Continuous Rating


Pagina 92

4.1. Voorlopige berekeningen aan de hand van de gemiddelde spectra25:

Het slammen wordt onderzocht in volgende punten26 (Figuur 8.8):

Nr.

Locatie

x [m]

y [m]

z [m]

Akrit [m]

1

Voorste punt kiel

103.41

0

0

2.68

2,3

Zijkanten voorschip

99.57

+/- 4.09

0

2.68

4

Tussen punten 2 en 3

99.57

0

0

2.68

Punt 4 werd pas onderzocht nadat bleek dat punten 2 en 3 relatief vaak boven water komen. Een verklaring werd gezocht in de samengestelde beweging van stampen en rollen. Indien het boven water komen van punten 2 en 3 enkel of toch hoofdzakelijk te wijten zou zijn aan de rolbewegingen, zal dit niet zo zijn voor punt 4. Dit wordt bevestigd in de resultaten, die aangeven tot welke significante golfhoogte het schip mag uitvaren opdat slamming niet meer dan één keer per jaar zou voorkomen. (Figuren 8.10-8.12):

Hs [m] 9 kn

10 kn

11 kn

Nr.

S-Z

Z-S

S-Z

Z-S

S-Z

Z-S

1

1.85

1.90

1.85

1.89

1.84

1.89

2,3

1.67

1.74

1.68

1.75

1.70

1.76

4

2.05

2.07

2.02

2.06

2.01

2.04

Het slammen dat optreedt in punten 2 en 3 is dus in hoofdzaak te wijten aan de rolbeweging. Aangezien deze punten net aan de overgang tussen kiel en kimronding gesitueerd zijn, kan gesteld worden dat een uittrede wellicht nooit zal leiden tot een echte slam.

25

Zie Excel-bestand “\Zeegangsberekeningen\Slamming\LC6S.xls” In dit hoofdstuk wordt hetzelfde assenstelsel gehanteerd als in Seaway. De oorsprong ligt op de snijlijn van de kiel en het langsvlak van het schip, ter plekke van het hek. De x-as is naar voor gericht, de y-as naar bakboord en de z-as naar boven. (Zie Figuur 8.9) 26


Pagina 93

4.2. Controleberekeningen aan de hand van de directionele spectra27:

De berekening is voor dezelfde vier punten overgedaan aan de hand van de directionele spectra. Hieronder wordt voor elk punt de significante golfhoogte gegeven (in meter, afgerond op 5 cm) tot dewelke steeds mag uitgevaren worden, opdat de kans op een slam niet groter zou zijn dan één maal per jaar. Aangezien de hoogste golfhoogteklasse die van 4 m is, kan het voorkomen dat de curve met de cumulatieve overschrijdingskans onder de grens “0.01” blijft. Dit wordt aangegeven met “Geen beperking”.

Punt 1: Boeg (Figuren 8.13-8.20) Jaar

Schelde – Zeebrugge

Zeebrugge – Schelde

1998

2.35

3.10

1999

2.35

Geen beperking

2000

2.50

Geen beperking

2001

2.35

Geen beperking

Punten 2 en 3: Voorschouders (Figuren 8.21-8.28)

27

Jaar



1998

2.15

2.75

1999

2.05

2.90

2000

2.15

Geen beperking

2001

2.05

2.90

Zie Excel-bestanden: “\Zeegangsberekeningen\Directioneel\Slamming\Slamming boeg.xls”, “\Zeegangsberekeningen\Directioneel\Slamming\Slamming voorschouders.xls”,


Pagina 94

Punt 4: Tussen voorschouders (Figuren 8.29-8.36) Jaar



1998

2.60

Geen beperking

1999

2.60

Geen beperking

2000

Geen beperking

Geen beperking

2001

3.15

Geen beperking

5. Overnemen van water over boeg en hek

5.1. Voorlopige berekeningen aan de hand van de gemiddelde spectra

5.1.1. Eerste berekening28

Volgende punten werden gecontroleerd op het overnemen van water (Zie Figuur 8.37):

Nr.

Locatie

x [m]

y [m]

z [m]

Akrit [m]

1

Voorste punt bak

110

0

7.66

4.16-0.80

2,3

Zijkanten bak

97

+/- 5.66

7.01

3.51

10

Midden hek

0

0

6.50

3.00

De berekening wordt enkel uitgevoerd in de conditie met de grootste diepgang. Van de kritische waarde van het voorste punt van de bak is 0.80 m afgetrokken om rekening te houden met de aanwezigheid van een boeggolf. 29 De significante golfhoogte waarbij steeds mag uitgevaren worden om het overnemen van water over de verschansingen ter plekke van boeg en hek te beperken tot één maal per levensduur is: “\Zeegangsberekeningen\Directioneel\Slamming\Slamming tussen voorschouders.xls”. Zie Excel-bestand “\Zeegangsberekeningen\Water overnemen bak 50 cm\LC4WO.xls” 29 De hoogte van een dergelijke boeggolf is moeilijk in te schatten. Empirische formules bestaan (TASAKI) maar zijn toegespitst op traditionele zeeschepen, met een langere intree. Een schatting gebaseerd op de statische opvoerhoogte levert dan weer onrealistisch hoge 28


Pagina 95

Hs [m] (Figuren 8.38-8.40) 9 kn

10 kn

11 kn

Nr.

S-Z

Z-S

S-Z

Z-S

S-Z

Z-S

1

1.65

1.69

1.66

1.70

1.67

1.72

2,3

1.90

1.93

1.91

1.93

1.92

1.94

10

2.64

2.82

2.72

2.94

2.80

3.02

Kennelijk is de hoogte van de bak (50 cm) niet afdoende om het overnemen van water over de boeg tegen te gaan. Daarom wordt een tweede berekening uitgevoerd, met een bak van 70 cm.

5.1.2. Tweede berekening30

Volkomen analoog aan de eerste berekening komen volgende resultaten tevoorschijn:

Hs [m] (Figuren 8.41-8.42) 9 kn

10 kn

11 kn

Nr.

S-Z

Z-S

S-Z

Z-S

S-Z

Z-S

1

1.76

1.80

1.77

1.81

1.79

1.82

2,3

2.00

2.03

2.01

2.03

2.02

2.04

5.2. Controleberekeningen aan de hand van de directionele spectra31

De tweede berekening wordt nog eens gecontroleerd aan de hand van de directionele spectra, waaruit volgende maximaal toelaatbare significante golfhoogtes blijken:

waarden. Algemeen wordt aangenomen dat 0.8 m een goede schatting is, ook al omdat de bemanning bij zwaar weer de snelheid wellicht vrijwillig zal verlagen. 30 Zie Excel-bestand “\Zeegangsberekeningen\Water overnemen bak 70 cm\LC4WO.xls” 31 Zie Excel-bestanden: “Zeegangsberekeningen\Directioneel\Water overnemen\Boeg.xls” “Zeegangsberekeningen\Directioneel\Water overnemen\Zijkanten bak.xls” “Zeegangsberekeningen\Directioneel\Water overnemen\Achterdek.xls”


Pagina 96

Punt 1: Voorste punt bak (Figuren 8.43-8.50) Jaar



1998

2.20

2.60

1999

2.15

2.55

2000

2.15

2.95

2001

2.10

2.65

Punten 2 en 3: Zijkanten bak (Figuren 8.51-8.58) Jaar



1998

2.50

Geen beperking

1999

2.45

Geen beperking

2000

2.65

Geen beperking

2001

2.45

Geen beperking

Punt 10: Hek (Figuren 8.59-8.66) Jaar



1998

Geen beperking

Geen beperking

1999

Geen beperking

Geen beperking

2000

Geen beperking

Geen beperking

2001

Geen beperking

Geen beperking


Pagina 97

6. Water overnemen over de zijkanten van het schip

6.1. Voorlopige berekeningen aan de hand van de gemiddelde spectra, met een vrijboord volgens Dienstnorm 832

Het vrijboord voorgeschreven door Dienstnorm 8 bedraagt: •

500 mm (Tankers 400 mm) voor schepen met een lengte van 50 m.

•

600 mm (Tankers 500 mm) voor schepen met een lengte van 70 m.

•

Waarden voor andere schepen door lineaire interpolatie of extrapolatie.

Voor de L’eau Relie wordt met een lengte van 110 m gerekend, wat volgens bovenstaande regels resulteert in een gangboord van 800 mm. Dit is de kritische waarde die gebruikt wordt bij de berekeningen omtrent het overnemen van water, die gebeurt op volgende punten langs de romp (Zie Figuur 8.67):

Nr.

X [m]

Y [m]

Z [m]

Akrit [m]

1,2

0.94

+/- 5.70

4.30

0.80

3,4

21.00

+/- 5.70

4.30

0.80

5,6

39.37

+/- 5.70

4.30

0.80

7,8

58.58

+/- 5.70

4.30

0.80

9,10

77.79

+/- 5.70

4.30

0.80

11,12

97.00

+/- 5.70

4.30

0.80

Zonder de exacte frequentie van voorkomen expliciet uit te rekenen, kan uit Figuren 8.68-8.73 makkelijk afgeleid worden dat het overnemen van water over de gangboorden bij een maximale significante golfhoogte van 1.20 m tientallen keren per traject zal vookomen.

32

Zie Excel-bestand “\Zeegangsberekeningen\Water overnemen DN8\LC4WOdn8.xls”


Pagina 98

6.2. Voorlopige berekeningen aan de hand van de gemiddelde spectra, met het vrijboord horend bij de geladen conditie33

De berekening wordt overgedaan voor punten met dezelfde lengteligging, maar nu gelegen 6.50 m boven het vlak, dus met een kritische waarde van 3 m (Zie Figuur 8.74).

De significante golfhoogte tot dewelke steeds mag uitgevaren worden om het overnemen van water over de gangboorden te beperken tot één maal per levensduur is:

Hs [m] (Figuren 8.75-8.80) 9 kn

10 kn

11 kn

Nr.

S-Z

Z-S

S-Z

Z-S

S-Z

Z-S

1,2

1.88

1.84

1.90

1.86

1.92

1.88

3,4

2.42

2.40

2.46

2.46

2.46

2.45

5,6

2.35

2.34

2.27

2.24

1.95

1.90

7,8

2.19

2.14

2.10

2.04

1.99

1.93

9,10

2.37

2.36

2.39

2.38

2.18

2.10

11,12

1.65

1.70

1.66

1.71

1.67

1.73

Hoewel voor punten 11 en 12 de kans op het overnemen van water niet beperkt zal blijven tot één maal per levensduur indien steeds uitgevaren wordt tot de vooropgestelde significante golfhoogte van 1.75 m, is het overduidelijk dat het overnemen van water veel minder frequent zal voorkomen dan onder de voorwaarden beschreven onder §3.3.

33

Zie Excel-bestand “\Zeegangsberekeningen\Water overnemen DN8\LC4WO350.xls”


Pagina 99

6.3. Controleberekeningen aan de hand van de directionele spectra34

Het optreden van het overnemen van groen water werd eveneens nagegaan voor volgende punten:

Locatie

x [m]

y [m]

z [m]

Akrit [m]

Gangboord midscheeps

55

+/-5.70

6.50

3.00

Coaming midscheeps

55

+/- 5.03

7.30

3.80

+/- 5.03

7.30

3.80

Achterrand coaming achterruim 0.942

Dit resulteerde in volgende significante golfhoogtes tot dewelke steeds mag uitgevaren worden om het overnemen van water ter plekke van het bewuste punt tot één maal per levensduur te beperken:

Gangboorden midscheeps (Figuren 8.81-8.88) Jaar



1998

Geen beperking

2.60

1999

Geen beperking

2.65

2000

Geen beperking

Geen beperking

2001

Geen beperking

3.15

Coaming hoofdruim midscheeps (Figuren 8.89-8.96)

34

Jaar



1998

Geen beperking

Geen beperking

1999

Geen beperking

Geen beperking

2000

Geen beperking

Geen beperking

2001

Geen beperking

Geen beperking

Zie Excel-bestanden: “Zeegangsberekeningen\Directioneel\Water overnemen\WO gangboord.xls” “Zeegangsberekeningen\Directioneel\Water overnemen\WO coaming hoofdruim.xls” “Zeegangsberekeningen\Directioneel\Water overnemen\WO coaming achterruim.xls”


Pagina 100

Achterrand coaming achterruim (Figuren 8.97-8.104) Jaar



1998

Geen beperking

Geen beperking

1999

Geen beperking

Geen beperking

2000

Geen beperking

Geen beperking

2001

Geen beperking

Geen beperking

7. Maximale rolhoek35

Dit werd enkel berekend aan de hand van de gemiddelde spectra. De rolhoek die slechts één maal per levensduur mag bereikt worden is gelijk aan twee derde van de kleinste overvloeihoek, of van de hoek waarbij het maximum in de stabiliteitskromme optreedt, welke het kleinst is:

Conditie

θf [°]

θ(GZmax) [°]

Akrit [°]

Geladen

37.4

35.0

23.3

Ballast

47.0

40

26.7

De resultaten spreken voor zich: in geen van beide condities zal de kritische waarde ooit bereikt worden. (Figuren 8.105 en 8.106)

35

Zie Excel-bestanden: “\Zeegangsberekeningen\Rollen\LC4R.xls” “\Zeegangsberekeningen\Rollen\LC6R.xls”


Pagina 101

8. Buigende en torsiemomenten

8.1. Inleiding

Zoals uitgelegd werd in §3.5 volgen uit de grootste waarden voor de momenten ontwerpcriteria voor het grootspant36. Een eerste stap bij het begroten van deze grootste momenten is het zoeken van hun verdeling over de lengte van het schip, waaruit blijkt in welke sectie een bepaald moment het grootste is. Naargelang het spectrum dat gehanteerd wordt kan de waarde van dit maximum dan nog variëren, maar aangezien de gebruikte RAO’s dezelfde blijven, kan men zich vanaf dan voor het verfijnen van de berekeningen beperken tot het zoeken van het moment dat in één bepaalde sectie slechts één maal per levensduur voorkomt.

Volgende grootheden worden uitgezet over de lengte van het schip, zowel voor de ballast- als voor de geladen conditie:

•

Vlakwater buigend moment

•

Verticaal golfbuigend moment

•

Horizontaal golfbuigend moment

•

Torsiemoment ten gevolge van golfwerking37

Telkens wordt voor 10 gelijk over de lengte van het schip verdeelde secties de RAO berekend van het lokale moment. Vervolgens kan voor elke sectie de kritische waarde aangepast worden, tot een niveau bekomen wordt dat slechts één maal per 30 jaar voorkomt. Het uitzetten van deze kritische waarden over de lengte van het schip levert de kromme van de momenten waartegen de romp op die plek bestand moet zijn. Rond wat de top van de curve schijnt te zijn, wordt de berekening nog eens herhaald voor 5 dichter bij elkaar gelegen secties, om de exacte ligging van de sectie met het

36

Er kan dus gesteld worden dat er omgekeerd te werk wordt gegaan: waar bijvoorbeeld in het geval van het overnemen van water een kritische waarde uit het ontwerp volgt, waarop gecontroleerd wordt of deze voldoet voor het opereren onder de gewenste omstandigheden, wordt hier net een kritische waarde gezocht die als veilig kan worden beschouwd, en die kan dienen als ontwerpcriterium. 37 Het vlakwater torsiemoment dat kan optreden bij een ongelijkmatige verdeling van de lading wordt voorgeschreven door LR. Zie hiervoor Hoofdstuk 4.


Pagina 102

grootste moment te bepalen. Het volstaat vervolgens om voor deze ene sectie het eens in de 30 jaar optredende moment te bepalen; aan de hand van deze waarde kan de hele curve herschaald worden. Het samenstellen van al deze momenten volgens de combinaties die door LR opgegeven zijn, gebeurt in Hoofdstuk 4.

8.2. Vlakwater buigend moment38

Het vlakwaterbuigend moment kan, net als de dwarskracht, voor de opgegeven secties rechtstreeks uit de output van Seaway gehaald worden. Dit resulteert in de curves uitgezet in Figuur 8.107. Postieve waarden staan in Seaway voor hogging, negatieve voor sagging. De genoteerde maxima zijn:

Conditie

Locatie t.o.v. het middenschip [m] Waarde [kNm]

Ballast

-13

29500

Geladen

4

-30600

8.3. Verticaal golfbuigend moment 8.3.1. Verloop over de lengte van het schip39

Het verloop per sectie van het verticaal golfbuigend moment dat niet meer dan één maal per levensduur overschreden wordt, berekend aan de hand van de gemiddelde spectra, is te vinden in Figuren 8.108 en 8.109.

38

Zie Excel-bestand: “\Zeegangsberekeningen\VWBM\Verdeling VWBM.xls”, tabblad “Buigende momenten”. 39 Zie Excel-bestand: “\Zeegangsberekeningen\VGBM\Verdeling VGBM.xls”. Voor de berekening van de kritische waarde in elke sectie wordt gerefereerd naar de Excelbestanden “\Zeegangsberekeningen\VGBM\LC4VGaft.xls” “\Zeegangsberekeningen\VGBM\LC4VGde1.xls” “\Zeegangsberekeningen\VGBM\LC4VGde2.xls” “\Zeegangsberekeningen\VGBM\LC4VGfor.xls” “\Zeegangsberekeningen\VGBM\LC6VGaft.xls” “\Zeegangsberekeningen\VGBM\LC6VGdet.xls” “\Zeegangsberekeningen\VGBM\LC6VGfor.xls”


Pagina 103

Volgende waarden gelden als maxima:

Conditie


Ballast

-4

71600

Geladen

5

69400

8.3.2. Werkelijk optredende maximale waarde40

Vervolgens wordt voor de sectie 51 m voor het achterschip gecontroleerd hoe vaak de door de gemiddelde spectra voorspelde maximale waarde voor het verticaal golfbuigend moment zal optreden, en dit aan de hand van de directionele spectra. In een vijftal iteraties40 worden een aantal waarden na elkaar gecontroleerd, om te komen tot het verticaal golfbuigend moment dat in de bewuste sectie niet meer dan één maal per levensduur zal worden overschreden als uitgevaren wordt tot een maximale significante golfhoogte van 1.75 m. (Zie Figuren 8.110-8.117) Deze waarde blijkt uiteindelijk 56400 kNm te bedragen, wat significant lager is dan de met de gemiddelde spectra voorspelde waarde van 71600 kNm. De gekozen toelaatbare significante golfhoogte van 1.75 m is haalbaar zonder het grootspant te versterken, terwijl een hogere waarde zou resulteren in een zwaarder parallel middenschip. Dit meergewicht weegt niet op tegen het kleine extra aantal dagen waarop zou kunnen uitgevaren worden met een verstevigd schip. Ter informatie wordt in Figuur 8.118 het verband gegeven tussen de significante golfhoogte bij dewelke steeds mag worden uitgevaren, en het overeenkomstige maximaal verticaal golfbuigend moment dat het grootspant hiervoor moet kunnen opnemen.

40

Zie Excel-bestanden: “\Zeegangsberekeningen\Directioneel\Momenten\VGBM LC4 55000kNm.xls” “\Zeegangsberekeningen\Directioneel\Momenten\VGBM LC4 56400kNm.xls” “\Zeegangsberekeningen\Directioneel\Momenten\VGBM LC4 57000kNm.xls” “\Zeegangsberekeningen\Directioneel\Momenten\VGBM LC4 65000kNm.xls” “\Zeegangsberekeningen\Directioneel\Momenten\VGBM LC4 71600kNm.xls” “\Zeegangsberekeningen\Directioneel\Momenten\Hs-VGBM.xls”


Pagina 104

8.4. Horizontaal golfbuigend moment41 Voor de horizontale golfbuigende momenten in ballasten geladen conditie wordt dezelfde werkwijze gevolgd als hierboven beschreven. De verdeling over de lengte van het schip is te vinden in Figuren 8.119 en 8.120. De grootste waarden die optreden (volgens de gemiddelde spectra) zijn42:

Conditie

41


Ballast

2

33130

Geladen

0

26780

Zie Excel-bestand: “\Zeegangsberekeningen\HGBM\Verdeling HGBM.xls”. Voor de berekening van de kritische waarde in elke sectie wordt gerefereerd naar de Excelbestanden “\Zeegangsberekeningen\HGBM\LC4HGaft.xls” “\Zeegangsberekeningen\HGBM\LC4HGdet.xls” “\Zeegangsberekeningen\HGBM\LC4HGfor.xls” “\Zeegangsberekeningen\HGBM\LC6HGaft.xls” “\Zeegangsberekeningen\HGBM\LC6HGdet.xls” “\Zeegangsberekeningen\HGBM\LC6HGfor.xls” 42 De controle aan de hand van de directionele spectra gebeurt hier niet. In de belastingscombinaties die volgens LR moeten worden gecontroleerd speelt het horizontaal golfbuigend moment enkel een rol bij schuin aankomende golven (Oblique Sea). De grootste spanningen treden volgens deze berekeningsmethode op bij het varen in kopgolven; een verfijnde (en mits het gebruik van de directionele spectra, normaal gezien lagere) waarde voor het horizontaal golfbuigend moment zou weliswaar resulteren in lagere waarden voor de spanningen bij het varen in schuin aankomende golven, maar zou geen effect hebben op de maximaal optredende spanningen.


Pagina 105

8.5. Torsiemomenten43 De verdeling van het torsiemoment door golfwerking in geladen constructie is te vinden in Figuur 8.121. Om dezelfde reden als bij het horizontaal golfbuigend moment wordt hier geen controleberekening met de directionele spectra uitgevoerd.

9. Boven water komen van schroef en tunnel

9.1. Voorlopige berekening aan de hand van de gemiddelde spectra44

Het boven water komen van de schroef en de tunnel wordt logischerwijs enkel bekeken in de conditie met de kleinste diepgang, met name de ballastconditie. Dit verschijnsel wordt onderzocht in volgende punten (Figuur 8.122):

43

Nr.

Locatie

x [m]

y [m]

z [m]

Akrit [m]

1

Bovenkant tunnel

5.00

0

2.25

0.43

2,3

Onderste punten tunnel

5.00

+/- 1.50

1.38

1.38

4

Bovenste punt schroef

5.00

0

2.20

0.48

Ondanks herhaaldelijke berekeningen konden geen realistische waarden voor de torsiemomenten in ballastconditie bekomen worden met Seaway. Daarom wordt voor de berekeningen omtrent langsscheepse sterkte gebruikt gemaakt van de verdeling in geladen toestand. Verantwoording hiervoor is te vinden in een vergelijking met de overeenkomstige waarden in het voorontwerp, waar het torsiemoment in ballastconditie kleiner was dan in geladen conditie. Het feit dat het door LR voorgeschreven vlakwater torsiemoment ten gevolge van een asymmetrische ladingsverdeling niet hoeft meegerekend te worden in ballastconditie, vormt hierbij een veiligheidsmarge. Zie ook het Excel-bestand: “\Zeegangsberekeningen\Torsie\Verdeling torsie.xls”. Voor de berekening van de kritische waarde in elke sectie wordt gerefereerd naar de Excelbestanden “\Zeegangsberekeningen\Torsie\LC4Taft.xls” “\Zeegangsberekeningen\Torsie\LC4Tdet.xls” “\Zeegangsberekeningen\Torsie\LC4Tfor.xls” “\Zeegangsberekeningen\Torsie\LC6Taft.xls” “\Zeegangsberekeningen\Torsie\LC6Tdet.xls” “\Zeegangsberekeningen\Torsie\LC6Tfor.xls” 44 Zie Excel-bestand: “\Zeegangsberekeningen\Propeller racing\LC6PR.xls”


Pagina 106

Omdat er geen criterium aangaande propeller racing bestaat, wordt enkel gecontroleerd bij welke significante golfhoogte steeds mag uitgevaren worden om het boven water komen van een punt te beperken tot één maal per traject:

Hs [m] (Figuren 8.123-8.125) 9 kn

10 kn

11 kn

Nr.

S-Z

Z-S

S-Z

Z-S

S-Z

Z-S

1

0.61

0.59

0.61

0.59

0.61

0.59

2,3

2.08

2.05

2.12

2.10

2.14

2.14

4

0.67

0.65

0.67

0.65

0.67

0.65

Hieruit volgt de conclusie dat de bovenkant van de tunnel en van de schroef meermaals per traject boven water zullen komen, terwijl de kans dat de onderste punten van de tunnel aan de oppervlakte zullen komen veel kleiner is.

9.2. Controle met directionele spectra45

Om uitsluitsel te verkrijgen over het boven water komen van de onderste rand van de tunnel, werd de beweging van deze punten onderzocht aan de hand van de directionele spectra. Op basis van deze gegevens werd nagegaan hoeveel maal per jaar de onderste rand van de tunnel boven water zou komen indien zou uitgevaren worden tot een significante golfhoogte van maximum 1.75 m:

Onderste punten schroeftunnel (Figuren 8.126-8.133)

45

Jaar



1998

4,53

3,02

1999

3,87

2,56

2000

3,50

1,82

2001

3,04

2,72

Zie Excel-bestand: “\Zeegangsberekeningen\Directioneel\Propeller racing\Propeller racing onderste punten tunnel.xls”.


10.

Pagina 107

Acceleraties

10.1.Geladen conditie46

De optredende versnellingen worden gecontroleerd voor de volgende punten:

Nr.

Locatie

x [m]

y [m]

z [m]

1

Stuurhut47

18.95

0

11.15

2,3

Containers vooraan hoofdruim

93.81

+/- 4.99

9.41

4,5

Containers midden hoofdruim

55.80

+/- 4.99

9.41

6,7

Containers achteraan hoofdruim

25.82

+/- 4.99

9.41

8,9

Containers achteraan achterruim

5.82

+/- 4.99

7.68

Met het oog op het loskomen van containers wordt enkel de acceleratie ter hoogte van de bovenste container van de stapel bekeken.

De werkwijze voor het bepalen van de lokale acceleratie is dezelfde als bij de berekening van de buigende momenten: er wordt voor elk punt een kritische waarde gezocht waarvoor de overschrijdingskans beperkt blijft tot één maal per levensduur. Dit levert volgende resultaten, in m²/s en als fractie van de valversnelling (Zie Figuren 8.134-8.138):

46

Nr.

[m/s²]

[g]

1

1.58

0.16

2,3

1.59

0.16

4,5

1.59

0.16

6,7

1.59

0.16

8,9

1.84

0.19

Zie Excel-bestand: “\Zeegangsberekeningen\Versnellingen\LC4A.xls”. Zoals in Hoofdstuk 2, §3.1 werd vermeld volgt uit de Europese norm EN1864 de minimale hoogte op dewelke de ogen van de stuurman zich moeten bevinden. In ballastconditie is dit 9.45 m boven de kiel, en in geladen conditie 12.71 m. De z-coördinaat waarvoor de versnelling 47


Pagina 108

In het voorontwerp werd gecontroleerd of de resulterende reactie op de containerhoeken, tengevolge van negatieve verticale acceleraties samengesteld met het effect van zijdelingse wind, positief zou blijven. De bevinding was dat de reactie hoogstens één derde meer of één derde minder zou bedragen dan de reactie door het loutere containergewicht48. Omdat de hier berekende versnellingen nauwelijks verschillen van die uit het voorontwerp, is de veronderstelling dat de reacties gelijklopend zullen zijn, correct. Dit maakt een herberekening overbodig.

10.2.Ballastconditie49

Ook in ballastconditie wordt de acceleratie ter plaatse van het stuurhuis bekeken. Dit levert volgend resultaat op (Figuur 8.139):

Nr.

[m/s²]

[g]

1

2.94

0.30

Ondanks de lagere stand van de stuurhut wordt een waarde bekomen die haast dubbel zo groot is als in geladen conditie. Een verklaring hiervoor ligt in het feit dat de rolperiode bij ballastvaart een stuk kleiner is dan wanneer het schip geladen is.

werd berekend is die van de onderkant van de stuurhut, waar het telescopische mechanisme aangrijpt. 48 COPPENS S., GOOSSENS S., VAN NUFFEL F., Voorontwerp van een vrachtschip voor de estuaire vaart: E.S. SAFREST, Scriptie, Universiteit Gent, 2003, p. 119 49 Zie Excel-bestand: “\Zeegangsberekeningen\Versnellingen\LC6A.xls”.

Hoofdstuk 9

Voortstuwing

Noot vooraf: de berekeningen in dit hoofdstuk worden uitgevoerd in het Maple werkblad Schroef.mws, te bekijken in Bijlage M.

1. Sleepweerstand en Sleepvermogen

1.1. Inleiding De sleepweerstand wordt berekend met een computerprogramma gebaseerd op de methode van Holtrop. De berekening wordt uitgevoerd voor een diepgang van 3,5 m.

1.2. Holtrop input

L' eau Relie DRAFT = 3.50 meter

SLPP

105.17 m

Lengte tussen loodlijnen (roerkoning 3 m voor het hek )

108.17 m

Lengte op de waterlijn

11.40 m

Breedte

DRAFT

3.50 m

Diepgang midscheeps

TRIM

0.00 m

Trim

SLWL BR

VOL SLCB

3719.00 m³ 0.95 %

Deplacement Procentuele ligging van het drukkingpunt t.o.v. het midden

CWP

0.96

Lastlijn coëfficiënt

CM

0.96

Grootspant coëfficiënt

ISHULL SSKIN

Nat oppervlak Additional skin friction coefficient

Hoofdstuk 9 : Voortstuwing

Pagina 110

SSERV

Service multiplication coefficient

CAFT

10.00

Vormtoeslag achterschip

SRUD

6.00 m²

CRUD

1.50

Nat oppervlak van de roeren Roer coëfficiënt

SAPP

Nat oppervlak aanhangsels

CAPP

Equivalent nat aanhangsels

ABULB

Doorsnede van de bulb

HBULB

Hoogte van de bulb t.o.v. dekiel 1.60 m²

DBTT

Diameter van de boegschroeftunnel

0.005

CBTT

Weerstand coëfficiënt van de boegschroeftunnel Area of immersed transom

AT SLR

20.00 m

Length of the run

ALFA

25.00 °

Halve intreehoek

1

NPROP

Aantal schroeven

DP

2.15 m

Diameter van de schroef

AAE

0.70

Expanded blade area ratio

PPD

0.75

Spoed / diameter verhouding

Enkele opmerkingen: •

Waar geen gegevens beschikbaar zijn, wordt de invoer open gelaten.

•

De vormtoeslag van het achterschip volgt uit nadelige vorm van het achterschip: de vierkante lastlijn induceert sterke wervelvorming.

•

De schroefkarakteristieken AAE en PPD zijn afkomstig van de E.S. SAFREST.

1.3. Holtrop output Still water performance according to holtrop, 1984 ship

ship

speed speed

frict resis

residu total resis

resis

total

frict

residu

total

wake

thrust

rel

power

coeff

coeff

coeff

fract

fract

effic

*1000

*1000

*1000

(-)

(-)

(-)

(-)

(-)

(-)

(kn)

(m/s)

(kN)

(kN)

(kN)

(kW)

0,0

0,0

0,0

0,0

0,0

0,0

0,000 0,000

0,000

0,000

0,000

0,000

0,5

0,3

0,0

0,2

0,2

0,1

2,613 1,326

3,939

1,071

0,194

1,015

1,0

0,5

0,0

0,9

0,9

0,5

2,342 1,251

3,594

0,998

0,194

1,015

1,5

0,8

0,0

1,8

1,8

1,4

2,203 1,213

3,416

0,962

0,194

1,015

2,0

1,0

0,0

3,1

3,2

3,3

2,112 1,188

3,299

0,939

0,194

1,015


Pagina 111

2,5

1,3

0,1

4,8

4,8

6,2

2,045 1,169

3,214

0,923

0,194

1,015

3,0

1,5

0,1

6,7

6,8

10,5

1,992 1,155

3,147

0,911

0,194

1,015

3,5

1,8

0,1

9,0

9,1

16,4

1,950 1,143

3,092

0,901

0,194

1,015

4,0

2,1

0,2

11,5

11,7

24,1

1,914 1,133

3,047

0,892

0,194

1,015

4,5

2,3

0,2

14,4

14,6

33,8

1,883 1,125

3,008

0,885

0,194

1,015

5,0

2,6

0,3

17,6

17,9

46,0

1,856 1,119

2,975

0,879

0,194

1,015

5,5

2,8

0,4

21,1

21,4

60,6

1,832 1,115

2,947

0,874

0,194

1,015

6,0

3,1

0,5

24,8

25,3

78,1

1,810 1,116

2,926

0,869

0,194

1,015

6,5

3,3

0,7

28,9

29,6

99,0

1,791 1,122

2,913

0,865

0,194

1,015

7,0

3,6

1,0

33,2

34,3

123,5 1,773 1,135

2,908

0,861

0,194

1,015

7,5

3,9

1,5

37,9

39,4

152,0 1,757 1,156

2,913

0,857

0,194

1,015

8,0

4,1

2,3

42,8

45,1

185,6 1,742 1,187

2,929

0,854

0,194

1,015

8,5

4,4

3,3

48,0

51,4

224,8 1,728 1,229

2,957

0,851

0,194

1,015

9,0

4,6

4,9

53,5

58,4

270,4 1,715 1,282

2,997

0,848

0,194

1,015

9,5

4,9

6,9

59,3

66,2

323,5 1,703 1,346

3,049

0,846

0,194

1,015

10,0

5,1

9,5

65,3

74,9

385,3 1,692 1,422

3,114

0,843

0,194

1,015

10,5

5,4

12,9

71,7

84,6

457,0 1,681 1,509

3,190

0,841

0,194

1,015

11,0

5,7

17,0

78,3

95,3

539,3 1,671 1,606

3,277

0,839

0,194

1,015

11,5

5,9

22,1

85,2

107,3 634,8 1,661 1,713

3,374

0,837

0,194

1,015

12,0

6,2

28,1

92,4

120,5 743,9 1,652 1,828

3,480

0,835

0,194

1,015

12,5

6,4

35,2

99,8

135,0 868,1 1,644 1,950

3,593

0,833

0,194

1,015

COEFFICIENTS BASED ON: LENGTH, LPP : 105.17 m WETTED AREA :

1773 m²

De sleepweerstand in functie van de vaartsnelheid staat afgebeeld op Figuur 9.1, het sleepvermogen op Figuur 9.2.

2. Schroefontwerp

2.1. Inleiding

Bij het herontwerpen van het achterschip, werd de gelegenheid te baat genomen de schroefdiameter te vergroten; 2,15 m i.p.v. 2,0 m, ten einde het schroefrendement te


Pagina 112

verbeteren1 en het risico op cavitatie te verminderen2. Door deze bescheiden toename van de diameter, wint de schroef 15,6 % oppervlakte. Het bepalen van andere schroefparameters, zoals spoed en toerental, is een iteratief proces. De waarden, berekend voor de E.S. Safrest, geven een eerste aanzet. Enkele gegevens verschillen: De sleepweerstand RE

95,3 kN

i.p.v.

96,5 kN

Het sleepvermogen PE

539 kW

i.p.v.

546 kW

Het volgstroomgetal w 3

0,45

i.p.v.

0,386

Het zoggetal t = k x w , met k = 0,6

0,27

i.p.v.

0,232

De overgangscoëfficient ηR 4

1,05

i.p.v.

1,00

2.2. Cavitatiecriterium

Cavitatie treedt op wanneer de waterdruk, hier ten gevolge van de schroefwerking, lokaal onder de dampdruk zakt. Cavitatie zal het eerste optreden aan de bovenzijde van de schroef, waar de statische waterdruk het laagst is, zodra het drukverschil tussen beide zijden van de schroef een drempelwaarde overschrijdt. Dat drukverschil is bij benadering het quotiënt van de stuwkracht en het gestrekte bladoppervlak van de schroef. Uitgaande van de diameter van de schroef, de ligging van de schroefas en de schroefbelasting, bepaalt het grafische cavitatiecriterium van NSP welke de minimale gestrekte bladoppervlakte is, nodig om cavitatie te mijden. De minimale gestrekte bladoppervlakte AP,min wordt makkelijk afgeleid uit de ordinaat van het NSP-cavitatiediagram: T

A P,min

p0 − p v

1

(9.1)

De stuwkracht van de schroef is evenredig met het product van de schroefoppervlakte en de snelheidstoename van het passerende water. Bij gelijke stuwkracht betekent een grotere oppervlakte, een kleinere snelheidstoename. Daardoor zakt ook de snelheid waarmee het water voorbij de schroef trekt. Zo kan men de spoed of het toerental van de schroef, en bijgevolg het benodigde vermogen, reduceren. 2 Als men de snelheidstoename van het ‘schroefwater’ beperkt, vermindert men evenredig het drukverschil over beide zijden van de schroef, en daarmee ook het risico op cavitatie. 3 De aanwezigheid van een tunnel onderstelt een relatief hoog volgstroomgetal, gezien de tunnel het schroefwater als het ware omsluit, en bijgevolg wat meesleurt. Een volgstroomgetal gelijk aan 0,386 lijkt in die optiek wat weinig.


Pagina 113

waarvan : σ0 =

p0 − p v 1 ⋅ ρ ⋅ V2 A 2

(9.2)

de abscis is, waarin: VA

de intrede snelheid

ρ

de dichtheid van zeewater

p0-pv

de statische druk ter hoogte van de schroefas = p A − p V + ρ ⋅ g ⋅ ( T − E + ζ A ) = 99.6 + 10.06 ⋅ ( T − E + ζ A )

waarbij: T

de diepgang

E

de ligging van de schroefas t.o.v. het vlak

ζA

de hekgolf = 0.825 m, zoals bij de E.S. Safrest

Uit de waarde voor (9.1), volgt: A P ,min = 3.29 m 2

(9.3)

De expanded blad ratio wordt : A P,min ⋅ 100 % = 91 % D π ⋅ ( schroef )2 2

(9.4)

De schroefserie B4-100 voldoet aan het cavitatiecriterium.

2.3. Eerste iteratiecyclus

Voor de schroefserie B4-100 bestaat een schroefdiagram5, waarop het optimale open water schroefrendement η0 af te lezen valt, evenals de bijhorende spoed diameter verhouding P/D en de snelheidsgraad J. De abscis van het diagram is: 1

K Q4 ⋅ J

−3

4

 PD =  2 3  2 ⋅ π ⋅ ρ ⋅ D ⋅ VA

   

1

4

(9.5)

In de eerste benadering voor het schroefasvermogen:

4

VANTORRE, M., Maritieme hydrostatica en hydrodynamica, cursusnota’s, Universiteit Gent, Faculteit Toegepaste Wetenschappen, Gent, 2001, blz. VII-49: De waarde van ηR bedraagt 1,00 tot 1,10 voor enkelschroef schepen. 5 VANTORRE, M., Maritieme hydrostatica en hydrodynamica, cursusnota’s, Universiteit Gent, Faculteit Toegepaste Wetenschappen, Gent, 2001, Figuur 52.j


Pagina 114

PD =

PE ηD

(9.6)

is: PD

Het schroefasvermogen van de L’ eau Relie = 539 kW

ηD

het totale schroefrendement van de E.S. SAFREST = 0.48

Rekening houdend met: VA = V ⋅ (1 − w )

(9.7)

1.058

(9.8)

wordt de abscis (9.5): Hoewel deze abscis net buiten het diagram valt, wat duidt op een erg zwaar belaste schroef, kan er met extrapolatie toch een accurate schatting gemaakt worden van de belangrijkste schroefparameters: η0 = 0.358

(9.9)

1 = 3 .1 J

(9.10)

P

D

= 0.875

(9.11)

Met ηR zoals in §2.1 gespecificeerd, wordt het schroefrendement na de eerste iteratie: ηD = η0 ⋅ ηR ⋅

1−t = 0.499 1−w

(9.12)

Het schroefasvermogen wordt, met (9.6): PD = 1081 kW

(9.13)

2.4. Tweede iteratiecyclus

Uitgaande van de gegevens van de eerste iteratiecyclus, wordt (9.5), de abscis van het schroefdiagram: 1.048

(9.14)

De nieuwe schroefkarakteristieken zijn: η0 = 0.361

(9.15)

1 = 3.05 J

(9.16)

P

(9.17)

D

= 0.88


Pagina 115

waaruit finaal: ηD = 0.503

(9.18)

PD = 1072 kW

(9.19)

J = 0.328

(9.20)

P = 1.89 m

Uit: J=

VA n schroef ⋅ D

(9.21)

volgt het schroeftoerental: n schroef = 265 o / m

(9.22)

2.5. De schroefkarakteristieken K T , K Q en η0 ⋅ ηR

In de sectie ‘Schroefkarakteristieken’ van het Maple werkblad Schroef.mws (Zie Bijlage M), wordt een wiskundige benadering van de karakteristieken K T , K Q en η0 ⋅ ηR opgesteld, in functie van de snelheidsgraad J, uitgaande van volgende redenering: (i) De karakteristieken K T en K Q worden in eerste instantie lineair ondersteld, gezien per karakteristiek slecht 2 puntenkoppels gekend zijn: - Voor K T : a. K T is gekend in het ontwerppunt ( v1 = VA ), via: T = K T ⋅ ρ ⋅ n 2 ⋅ D4

(9.23)

b. K T wordt nul bij de volgende intrede snelheid: v 2 = VA + U A

(9.24)

waarbij 2 ⋅ U A de snelheidstoename van het schroefwater bij v1 = VA voorstelt. De aanvalshoek van de schroefbladen is bij die intrede snelheid ongeveer de hoek voor nullift, zodat de schroef geen stuwkracht meer levert. De berekening van U A gaat uit van de impulstheorie6:

( 2) ⋅ (V

T = 2⋅ρ⋅π⋅ D

6

2

A

+ UA )⋅ UA

(9.25)

VANTORRE, M., Maritieme hydrostatica en hydrodynamica, cursusnota’s, Universiteit Gent, Faculteit Toegepaste Wetenschappen, Gent, 2001, Formule VII.30


Pagina 116

- Voor K Q : a. K Q is gekend in het ontwerppunt ( v1 = VA ), via: Q = K Q ⋅ ρ ⋅ n 2 ⋅ D5

(9.26)

b. K Q is iets groter dan nul bij v 2 = VA + U A . (ii) Vervolgens wordt bij de lineaire termen een kleine tweedegraadsterm toegevoegd, teneinde licht parabolische krommes te bekomen. (iii) η0 ⋅ ηR volgt uit: η0 ⋅ ηR =

v K (v) ⋅ T 2 ⋅ π ⋅ n ⋅ D K Q (v)

Het resultaat staat afgebeeld op Figuur 9.3

7,

(9.27) waarbij de waarden van de

karakteristieken in het ontwerppunt (d.i. bij de nominale vaartsnelheid) aangestipt zijn.

2.6. Trek aan de paal

Het koppel van de propulsiemotor wordt gemakshalve constant ondersteld. Formule (26) wordt geëvalueerd in J = 0 (d.i. stilstand van het schip) en J =

VA (d.i. bij de n⋅D

nominale vaartsnelheid): 2

K Q (0 ) ⋅ ρ ⋅ n0 ⋅ D5 = Q = Cte = K Q (

VA 2 ) ⋅ ρ ⋅ n1 ⋅ D5 n⋅D

(9.28)

Hieruit volgt dat bij stilliggend schip het toerental van de schroef onder vollast blijft hangen op: n 0 = 203 o / m

(9.29)

Met de reductie, zoals die in §3 wordt berekend, is het motortoerental: m 0 = 765 o / m

(9.30)

Formule (24) geëvalueerd in J = 0 , geeft de trek aan de paal stuwkracht: T0 = 104 kN = 10.6 ton

7

(9.31)

Vergelijk met: VANTORRE, M., Maritieme hydrostatica en hydrodynamica, cursusnota’s, Universiteit Gent, Faculteit Toegepaste Wetenschappen, Gent, 2001, Figuur VII.51


Pagina 117

2.7. De schroefas

De diameter van de schroefas is ingegeven door Lloyds:

Das

PD ⋅ 560 = 100 ⋅ n = 189 mm σ u + 160 3

(9.32)

waarbij: n

het schroefas toerental

σu

de maximale treksterkte; courant neemt men voor staal: 175 N

mm 2

3. De propulsiemotor

3.1. Selectie van een geschikte motor Het benodigde motorvermogen wordt betrokken uit volgende formule: PB =

PD ηS ⋅ ηG

(9.33)

waarbij: ηS 0,98

het aslijnrendement bij motor achteraan

ηG 0,98

het rendement van de tandwielkast

Bij zeevaart is vereist dat de dienstsnelheid wordt gehaald met 80 % van het maximaal continu motorvermogen. Volgens motorenfabrikant ABC mag bij een kustvaartuig 90 % van het beschikbare motorvermogen ingezet worden om de dienstsnelheid te halen8. Het beschikbare motorvermogen mag om die reden niet kleiner zijn dan: P = PB

0.9

= 1240 kW

(9.34)

De motor wordt betrokken bij ABC. Volgende zescilinder levert voldoende vermogen:

8

De regelkring van de motor probeert de belangrijkste werkingsparameters van de motor, zoals toerental en injectiedebiet, rond de ontwerpwaarden te houden. In zware zeegang wordt de schroef echter erg onregelmatig belast, waarbij kortstondige overbelasting van de motor niet uit te sluiten valt. Men voorziet daartoe een marge, en begrenst de motorbelasting tot 80 % van het maximum. Bij kustvaart is de zee minder grillig en de belastingsrimpel kleiner. Daarom mag de veiligheidsmarge kleiner zijn, en belast men de motor tot 90 % van het maximum.


Pagina 118

ABC 6 DZC 1000 - 166 (1326 kW bij 1000 o/m) Ter vergelijking: in een binnenschip met gelijkaardige hoofdafmetingen, wordt doorgaans ongeveer 1750 pk (een kleine 1300 kW) ingebouwd. Daarmee wordt in kanalen ongeveer 15 km/u gehaald. Meer vermogen leidt, door de bijzonderheden van vaartweerstand in kanalen, niet tot merkbare snelheidswinst.

3.2. Reductieverhouding De reductieverhouding wordt zo gekozen, dat de motor bij 11 knopen in vlakwater aan volgende rotatiesnelheid draait (propellorwet): n motor = 3

1240 ⋅ 1000 = 978 o / m 1326

(9.35)

Deze reductieverhouding bedraagt bijgevolg: r=

n motor = 3.69 n schroef

(9.36)

3.3. Brandstofverbruik

Het specifieke verbruik van de voortstuwingsmotor bedraagt: 190 g/kWu, bij 1000 o/m

(9.37)

Om de dienstsnelheid van elf knoop te halen, is 1116 kW motorvermogen nodig. De combinatie met (36) leidt tot het uurverbruik: 212 kg/u of 252 l/u

(9.38)

Met het uurverbruik van de generator (27.5 l/u bij 100 kWe) en een totale brandstofcapaciteit van 45.2 m³, bedraagt de autonomie: 162 uur

(9.39)

of kleine week continue vaart.

3.4. Kanttekening ABC motoren zijn erg duurzaam, bedrijfszeker en onderhoudsarm. Nadelig is dat deze motoren een stuk duurder zijn dan de marine diesels van, bijvoorbeeld, Volvo Penta of Caterpillar. Zij draaien tevens trager (750 à 1000 o/m i.p.v. 1600 à 1800 o/m) en zijn


Pagina 119

daardoor ook wat groter en zwaarder. Wil de bouwheer de meerprijs vermijden, dan kan deze alsnog voor een sneldraaiende diesel van Volvo of Caterpillar kiezen.

4. Besluit

De sleepweerstand is iets kleiner dan bij de E.S. SAFREST : 95.3 kN i.p.v 96.5 kN. Wat de schroefkeuze betreft, zijn de meest markante verschillen met de E.S. SAFREST: •

De schroefdiameter is groter: 2.15 m i.p.v. 2 m. Dit heeft een gunstig effect op het open water rendement η0.

•

Het gebruikte cavitatiecriterium is een stuk strenger (grafisch criterium van NSP, i.p.v. het criterium van Wärtsilä). De schroef is om die reden uit de Wageningen B4-100 serie geselecteerd, en niet uit de B4-70 serie. Deze keuze leidt tot een lager open water rendement η0.

•

Voor het volgstroomgetal w wordt een grotere waarde gehanteerd: 0.45 i.p.v. 0.386. De aanwezigheid van de tunnel rechtvaardigt deze keuze. De term: 1−t 1−w

(9.40)

in het schroefrendement valt iets gunstiger uit. •

Het uiteindelijke schroefrendement ηD is iets gunstiger: 0.50 i.p.v. 0.48.

Wat de motorkeuze betreft, is het meest markante verschil met de E.S. SAFREST: •

De motor wordt, na raadpleging van de motorfabrikant, tot 90 % belast, bij de E.S. SAFREST slechts tot 80 %. Hierdoor volstaat een zescilinder, wat qua omvang, gewicht, prijs en onderhoud diverse voordelen oplevert .


ARBED GROUP, Sales Programme, Arbed, s.l., 2001 CENTRALE COMMISSIE VOOR DE RIJNVAART, Reglement voor het vervoer van gevaarlijke grondstoffen over de Rijn, s.l., 2003 COPPENS, S.; GOOSSENS, S.; VAN NUFFEL, F., Voorontwerp van een vrachtschip voor de estuaire vaart: E.S. SAFREST, Scriptie, Universiteit Gent, Faculteit Toegepaste Wetenschappen, Gent, 2003 GROENENDIJK & SOETERMEER, Ontwerp voor containerduwbak (88.00 x 11.50 x 4.00 m), Rotterdam, s.d. HUDSON, R.G., The Engineers’ Manual (Second Edition), John Wiley & Sons, New York, 1945 INTERNATIONAL MARITIME ORGANISATION, Resolution A.749(18): Code on intact stability for all type of ships covered by IMO instruments, s.l., 1993 JOURNÉE J.M.J., User Manual of SEAWAY, s.l., 2001 LEIJENDECKERS, P.H.H.; FORTUIN, J.B.; VAN HERWIJNEN, F.; SCHWIPPERT, G.A., Polytechnisch Zakboek, Reed Business Information, Doetinchem, 2003 LLOYD’S REGISTER OF SHIPPING, Rules and regulations for the Classification of Inland Waterways Ships, London, 2002 LLOYDS REGISTER OF SHIPPING, Rules and Regulations for the Classifications of Ships, London, 2002 TRUIJENS, P.; VANTORRE, M., On the Design of Ships for Estuary Service, ongepubliceerd artikel, 2005


Pagina 134

TRUIJENS, P., Studie ter bepaling van het gemiddeld golfklimaat in de omgeving van Zeebrugge, Universiteit Gent, Faculteit Toegepaste Wetenschappen, Gent, 2002 TRUIJENS, P., Maritieme Constructies, cursusnota’s, Universiteit Gent, Faculteit Toegepaste Wetenschappen, Gent, s.d. VANDEPITTE, D., Berekening van Constructies, E. Story-Scientia, Gent, 1979 VANTORRE, M., Internal report “Preliminary calculations of ship motion and bending moments”, Universiteit Gent, Faculteit Toegepaste Wetenschappen, Gent, 2003 VANTORRE, M., Maritieme Hydrostatica en Hydrodynamica, cursusnota’s, Universiteit Gent, Faculteit Toegepaste Wetenschappen, Gent, 2001

VERHEGGHE, B., Sterkteleer II, cursusnota’s, Universiteit Gent, Faculteit Toegepaste Wetenschappen, Gent, s.d. www.abcdiesel.be

Faculteit Toegepaste Wetenschappen Vakgroep Mechanische Constructie en Productie Voorzitter: Prof. Dr. Ir. J. DEGRIECK Afdeling Maritieme Technologie


L’eau Relie

Deel II: Bijlagen Door:

Stefan PAPROCKI Benoît VANDEVOORDE Promotor: Prof. Dr. Ir. P. TRUIJENS

Scriptie ingediend tot het behalen van de academische graad van burgerlijk werktuigkundig-elektrotechnisch ingenieur, optie maritieme techniek. Academiejaar 2004-2005

Bijlagen bij Hoofdstuk 10: Uitrusting

Figuur 10.1: De VethJet boegschroef

Pagina 1

Figuur 10.2: De Veth ballastpompen

Figuur 10.3: De boegschroefwerking: het schip ligt stil

Figuur 10.4: De boegschroefwerking: het schip vaart


Pagina 2

Figuur 10.5: De stuwkracht van de boegschroef (kN) i.f.v. de vaartsnelheid (m/s) De vaartweerstand (kN) i.f.v. de vaartsnelheid (m/s)

Figuur 10.6: Benadering van een dieselmotor door een constant koppel machine

Figuur 10.7: Benadering van een elektromotor door een constante snelheid machine


Pagina 3

Generator

Hoofdmotor

Hulpmotor

Figuur 10.8: De algemene indeling van de machinekamer

Planeetoverbrenging

Koppeling K1 Koppeling K2

Schroefas

Figuur 10.9: De generatoraandrijving in detail


Pagina 4

Net

Schroef

Figuur 10.10: Energiestroom, hoofdmotor niet in de stroomopwekking betrokken

Figuur 10.11: Regelkring, hoofdmotor niet in de stroomopwekking betrokken Net

Schroef

Figuur 10.12: Energiestroom, hoofdmotor in de stroomopwekking betrokken

Figuur 10.13: Regelkring, hoofdmotor in de stroomopwekking betrokken


Pagina 5

Schroef Net Figuur 10.14: Energiestroom, voortstuwing met de hulpmotor

Bijlagen bij Hoofdstuk 2: Veranderingen aangebracht aan het ontwerp van de E.S. SAFREST Pagina 1

Figuur 2.1: Waterlijn van het hek van de E.S. SAFREST, bij de ontwerpdiepgang van 3.5 m.

Figuur 2.2: Waterlijn van het hek van de L'eau Relie, bij de ontwerpdiepgang van 3.5 m.


Figuur 2.3: Tankindeling in het voorschip Legende: Bruin = Brandstoftank (onderaan) Groen = Ballasttank (voorpiek) Blauw = Verswatertank (rechts) Rood = Smeerolietank (bovenaan)

Figuur 2.4: Tankindeling in het achterschip Legende: Bruin = Brandstoftanks Groen = Ballasttanks Blauw = Zoetwatertank Grijs = Afvalwatertank Paars en rood = Smeerolietanks

Bijlagen bij Hoofdstuk 2: Veranderingen aangebracht aan het ontwerp van de E.S. SAFREST Pagina 3 Hydrostatic Data L'eau Relie Shiplength Moulded Beam Mean Shell thickness Top of Keel Underside of Keel CP and CM referred to Section Vertical Centre of Gravity Specific Gravity of Water

108.170 11.400 0.0000 0.000 0.000 21 0.000 1.0250

Longitudinal Datum Vertical Datum

Midships Base Line

Trim Draught Moulded To USK Draught Metres Metres 0.000 0.000 0.100 0.100 0.200 0.200 0.300 0.300 0.400 0.400 0.500 0.500 0.600 0.600 0.700 0.700 0.800 0.800 0.900 0.900 1.000 1.000 1.100 1.100 1.200 1.200 1.300 1.300 1.400 1.400 1.500 1.500 1.600 1.600 1.700 1.700 1.800 1.800 1.900 1.900 2.000 2.000 2.100 2.100 2.200 2.200 2.300 2.300 2.400 2.400 2.500 2.500 2.600 2.600 2.700 2.700 2.800 2.800 2.900 2.900 3.000 3.000 3.100 3.100 3.200 3.200 3.300 3.300 3.400 3.400 3.500 3.500 3.600 3.600 3.700 3.700 3.800 3.800 3.900 3.900 4.000 4.000 4.100 4.100 4.200 4.200

Moulded Full Displacement Tonnes Tonnes 79.23 171.76 266.75 363.34 461.45 560.61 660.44 761.12 862.62 965.15 1068.40 1172.60 1277.72 1383.91 1491.05 1599.21 1708.33 1818.48 1929.61 2041.75 2154.75 2268.53 2383.12 2498.96 2615.38 2732.55 2850.13 2968.76 3088.07 3207.78 3328.04 3448.66 3569.56 3690.69 3812.02 3933.53 4055.17 4176.94 4298.81 4420.77 4542.80 4664.92

79.23 171.76 266.75 363.34 461.45 560.61 660.44 761.12 862.62 965.15 1068.40 1172.60 1277.72 1383.91 1491.05 1599.21 1708.33 1818.48 1929.61 2041.75 2154.75 2268.53 2383.12 2498.96 2615.38 2732.55 2850.13 2968.76 3088.07 3207.78 3328.04 3448.66 3569.56 3690.69 3812.02 3933.53 4055.17 4176.94 4298.81 4420.77 4542.80 4664.92

Figuur 2.5: Output van Wolfson

0.000 LCB Metres 6.313 6.193 6.010 5.859 5.722 5.576 5.443 5.307 5.169 5.020 4.876 4.727 4.577 4.420 4.261 4.097 3.933 3.765 3.595 3.422 3.249 3.078 2.908 2.729 2.556 2.385 2.223 2.055 1.891 1.733 1.580 1.434 1.296 1.165 1.041 0.924 0.814 0.710 0.612 0.520 0.433 0.351

Metres Metres Metres Metres Metres Metres

Metres LCF Moulded Immersion WSA VCB Metres Metres Tonnes/Cm Metre^2 6.254 5.837 5.604 5.330 5.064 4.793 4.558 4.304 3.968 3.637 3.388 3.031 2.739 2.383 2.044 1.696 1.353 1.017 0.591 0.294 -0.040 -0.258 -0.781 -1.042 -1.346 -1.499 -1.613 -2.125 -2.269 -2.365 -2.553 -2.627 -2.679 -2.720 -2.745 -2.758 -2.763 -2.760 -2.752 -2.732 -2.709 -2.687

0.056 0.107 0.158 0.209 0.260 0.311 0.363 0.414 0.465 0.517 0.568 0.620 0.672 0.724 0.776 0.828 0.881 0.934 0.986 1.039 1.092 1.145 1.198 1.252 1.305 1.359 1.412 1.465 1.519 1.572 1.626 1.679 1.732 1.785 1.838 1.891 1.944 1.996 2.049 2.101 2.154 2.206

9.095 9.396 9.588 9.747 9.858 9.948 10.025 10.103 10.199 10.291 10.363 10.466 10.561 10.668 10.767 10.867 10.963 11.057 11.167 11.251 11.343 11.406 11.539 11.611 11.693 11.739 11.777 11.905 11.952 11.989 12.046 12.077 12.101 12.123 12.140 12.155 12.168 12.179 12.189 12.198 12.206 12.215

890.43 926.50 954.66 982.18 1007.65 1032.84 1057.04 1081.61 1108.06 1134.32 1159.04 1186.90 1214.66 1244.36 1273.07 1301.93 1330.34 1358.48 1388.09 1415.08 1442.93 1468.12 1500.07 1526.31 1553.54 1577.54 1600.75 1632.93 1657.43 1681.11 1706.88 1730.15 1752.99 1775.62 1797.94 1820.10 1842.14 1864.08 1885.96 1907.86 1929.81 1951.73

Bijlagen bij Hoofdstuk 2: Veranderingen aangebracht aan het ontwerp van de E.S. SAFREST Pagina 4 Draught To USK Metres 0.000 0.100 0.200 0.300 0.400 0.500 0.600 0.700 0.800 0.900 1.000 1.100 1.200 1.300 1.400 1.500 1.600 1.700 1.800 1.900 2.000 2.100 2.200 2.300 2.400 2.500 2.600 2.700 2.800 2.900 3.000 3.100 3.200 3.300 3.400 3.500 3.600 3.700 3.800 3.900 4.000 4.100 4.200

Moulded KMT Metres 110.728 54.974 37.053 28.127 22.600 18.888 16.278 14.345 12.878 11.719 10.769 10.003 9.356 8.811 8.346 7.944 7.596 7.288 7.025 6.788 6.580 6.392 6.230 6.083 5.953 5.835 5.728 5.638 5.554 5.477 5.410 5.347 5.289 5.237 5.189 5.147 5.108 5.073 5.043 5.015 4.992 4.972

GMT

MCT Tonnes Metres/Cm

CB

CP

CM

CW

Metres

Moulded KML Metres

110.728 54.974 37.053 28.127 22.600 18.888 16.278 14.345 12.878 11.719 10.769 10.003 9.356 8.811 8.346 7.944 7.596 7.288 7.025 6.788 6.580 6.392 6.230 6.083 5.953 5.835 5.728 5.638 5.554 5.477 5.410 5.347 5.289 5.237 5.189 5.147 5.108 5.073 5.043 5.015 4.992 4.972

6308.964 3087.058 2064.467 1571.371 1275.156 1078.274 936.787 832.221 755.479 693.744 640.108 601.229 567.277 539.996 515.881 494.573 475.531 457.985 444.838 429.698 417.165 402.875 397.259 386.004 376.716 364.837 353.085 350.412 340.879 331.199 323.897 314.973 306.224 297.804 289.623 281.800 274.307 267.136 260.286 253.771 247.604 241.721

46.211 49.019 50.910 52.781 54.398 55.884 57.196 58.558 60.247 61.899 63.224 65.175 67.008 69.086 71.110 73.119 75.101 76.993 79.353 81.107 83.100 84.491 87.521 89.175 91.084 92.164 93.033 96.172 97.315 98.217 99.653 100.419 101.052 101.609 102.066 102.475 102.835 103.153 103.441 103.713 103.986 104.244

0.627 0.679 0.703 0.719 0.730 0.739 0.746 0.753 0.758 0.764 0.768 0.773 0.778 0.782 0.786 0.791 0.795 0.799 0.803 0.808 0.812 0.816 0.820 0.824 0.828 0.831 0.835 0.839 0.842 0.846 0.849 0.853 0.856 0.859 0.862 0.864 0.867 0.870 0.872 0.874 0.877 0.879

0.746 0.749 0.754 0.758 0.762 0.766 0.769 0.773 0.776 0.780 0.783 0.787 0.790 0.794 0.797 0.801 0.805 0.809 0.812 0.816 0.820 0.824 0.827 0.831 0.835 0.838 0.842 0.845 0.848 0.852 0.855 0.858 0.861 0.864 0.867 0.869 0.872 0.874 0.877 0.879 0.881 0.883

0.840 0.907 0.933 0.948 0.959 0.966 0.971 0.974 0.977 0.979 0.981 0.983 0.984 0.985 0.986 0.987 0.988 0.989 0.989 0.990 0.990 0.991 0.991 0.991 0.992 0.992 0.992 0.993 0.993 0.993 0.993 0.994 0.994 0.994 0.994 0.994 0.994 0.995 0.995 0.995 0.995 0.995

0.720 0.743 0.759 0.771 0.780 0.787 0.793 0.799 0.807 0.814 0.820 0.828 0.836 0.844 0.852 0.860 0.867 0.875 0.884 0.890 0.897 0.902 0.913 0.919 0.925 0.929 0.932 0.942 0.946 0.949 0.953 0.955 0.957 0.959 0.960 0.962 0.963 0.964 0.964 0.965 0.966 0.966

Figuur 2.5: Output van Wolfson (vervolg)

Bijlagen bij Hoofdstuk 2: Veranderingen aangebracht aan het ontwerp van de E.S. SAFREST Pagina 5 Deplacement 5000 4500 4000

Deplacement [ton]

3500 3000 2500 2000 1500 1000 500 0 0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

4

4,5

Diepgang [m]

Figuur 2.6: Deplacement in functie van de diepgang Vormcoëfficiënten 1

0,95

0,9

0,85

[-]

Blokcoëfficiënt Prismatische coëfficiënt

0,8

Grootspantcoëfficiënt Lastlijncoëfficiënt

0,75

0,7

0,65

0,6 0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

Diepgang [m]

Figuur 2.7: Vormcoëfficiënten in functie van de diepgang

4

Bijlagen bij Hoofdstuk 2: Veranderingen aangebracht aan het ontwerp van de E.S. SAFREST Pagina 6 Lengteligging drukkingspunt en zwaartepunt van de lastlijn, hoogteligging drukkingspunt 7 6 5

Afstand tot middenschip [m]

4 3 2

LCB LCF KB

1 0 0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

4

4,5

-1 -2 -3 -4 Diepgang [m]

Figuur 2.8: Lengte- en hoogteligging van het drukkingspunt en lengteligging van het zwaartepunt van de lastlijn, in functie van de diepgang

Hoogteligging van het dwarsmetacenter boven de kiel 10 9 8 7

KMT [m]

6 5 4 3 2 1 0 1

1,5

2

2,5

3

3,5

4

4,5

Diepang [m]

Figuur 2.9: Hoogteligging van het dwarsmetacenter boven de kiel, in functie van de diepgang

Bijlagen bij Hoofdstuk 2: Veranderingen aangebracht aan het ontwerp van de E.S. SAFREST Pagina 7 Hoogteligging van het langsmetacenter boven de kiel 7000

6000

Diepgang [m]

5000

4000

3000

2000

1000

0 0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

4

4,5

KML [m]

Figuur 2.10: Hoogteligging van het langsmetacenter boven de kiel, in functie van de diepgang

Kromme van de trimmomenten 120

100

MCT [ton.m/cm]

80

60

40

20

0 0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

Diepgang [m]

Figuur 2.11: Kromme van de trimmomenten in functie van de diepgang

4

4,5

Diepgang

Figuur 2.12: Bonjean-krommen

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

4

4,5

-50

-40

-30

-20

-10

Oppervlakte

0

Bonjeankrommen

10

20

30

40

50


Bijlagen bij Hoofdstuk 3: Ontwerp naar lokale belasting

Pagina 1

Figuur 3.1: Oplossing voorgesteld door LR voor de lokale verstijving van de steunpunten van containerhoeken.

Figuur 3.2: Roosterstructuur die ontstaat door het toevoegen van de gedeeltelijke zijzaathouten.


Pagina 2

Figuur 3.3: Elementen van het gedeeltelijk zijzaathout (geel), toegevoegd aan de originele structuur (grijs).

Figuur 3.4: Opgelegde balk met neerwaarts gerichte puntlast waarvan het aangrijpingspunt varieert.


Pagina 3

Figuur 3.5: Detail van de grafische output van het eindige elementen-programma. Op de figuur zijn de vervorming overdreven afgebeeld, en geven de kleuren de waarde van de vergelijkingsspanning (Von Mises) aan.


Pagina 4

Figuur 3.6: Aangepaste toegang tot machinekamer en stuurhut om de minimale θf te verhogen.

Figuur 3.7: Aangepaste toegang tot het verblijf om de minimale θf te verhogen.

Bijlagen bij Hoofdstuk 4: Ontwerp naar langsscheepse belasting

z5

10

1 8

9 z4

1,2,3,…

Nummering plaatwerk Doorloopzin van het plaatwerk

A 2

11 7 z3

1,2,3,…

Nummering hoekpunten

A,B,C,…

Nummering cellen

6

3

Pagina 1

Doorsnijding van de cellen Omloopzin van de cellen

4 12

B

z2

5

7

9

4

5 z1

6 3 13,1 2

y4

C 13,2

8

D

1

13,3

y2

y3

14 y1

Figuur 4.1: De berekening van het dwarskrachtmiddelpunt en de wringstijfheid. Nummering en doorsnijding van het halve grootspant.

Figuur 4.2: Langsscheepse belasting (E.S. SAFREST) (kNm) Vlakwater moment SWBM Vertikaal golf buigend moment VWBM Horizontaal golf buigend moment HWBM Cargo torsie moment CTM Golf torsie moment WTM


Pagina 2

Figuur 4.3: Langsscheepse belasting (L‘ Eau Relie); in ballast conditie (kNm) Vlakwater moment SWBM Vertikaal golf buigend moment VWBM Horizontaal golf buigend moment HWBM Cargo torsie moment CTM Golf torsie moment WTM

Figuur 4.4: Langsscheepse belasting (L’ eau Relie); in geladen conditie

Figuur 4.5: Vlakwater (momenten E.S. SAFREST) Origineel grootspant

Figuur 4.6: Vlakwater (momenten E.S. SAFREST) Voorlopige aanpassing grootspant


Pagina 3

Figuur 4.7: Vlakwater (momenten L’ eau Relie); ballast Finale aanpassing grootspant

Figuur 4.8: Vlakwater (momenten L’ eau Relie); geladen Finale aanpassing grootspant

Figuur 4.9: Kopgolven (momenten E.S. SAFREST) Origineel grootspant

Figuur 4.10: Kopgolven (momenten E.S. SAFREST) Voorlopige aanpassing grootspant

Figuur 4.11: Kopgolven (momenten L’ eau Relie); ballast Finale aanpassing grootspant

Figuur 4.12: Kopgolven (momenten L’ eau Relie); geladen Finale aanpassing grootspant


Pagina 4

Figuur 4.13: Schuine golven (momenten E.S. SAFREST) Origineel grootspant Vrije welving; Spanningscombinatie 1

Figuur 4.14: Schuine golven (momenten E.S. SAFREST) Origineel grootspant Vrije welving; Spanningscombinatie 2

Figuur 4.15: Schuine golven (momenten E.S. SAFREST) Origineel grootspant Verhinderde welving; Spanningscombinatie 1

Figuur 4.16: Schuine golven (momenten E.S. SAFREST) Origineel grootspant Verhinderde welving; Spanningscombinatie 2

Figuur 4.17: Schuine golven (momenten E.S. SAFREST) Voorlopige aanpassing grootspant Vrije welving; Spanningscombinatie 1

Figuur 4.18: Schuine golven (momenten E.S. SAFREST) Voorlopige aanpassing grootspant Vrije welving; Spanningscombinatie 2


Pagina 5

Figuur 4.19: Schuine golven (momenten E.S. SAFREST) Voorlopige aanpassing grootspant Verhinderde welving; Spanningscombinatie 1

Figuur 4.20: Schuine golven (momenten E.S. SAFREST) Voorlopige aanpassing grootspant Verhinderde welving; Spanningscombinatie 2

Figuur 4.21: Schuine golven (momenten L’ eau Relie, ballast) Finale aanpassing grootspant Vrije welving; Spanningscombinatie 1

Figuur 4.22: Schuine golven (momenten L’ eau Relie, ballast) Finale aanpassing grootspant Vrije welving; Spanningscombinatie 2

Figuur 4.23: Schuine golven (momenten L’ eau Relie, ballast) Finale aanpassing grootspant Verhinderde welving; Spanningscombinatie 1

Figuur 4.24: Schuine golven (momenten L’ eau Relie, ballast) Finale aanpassing grootspant Verhinderde welving; Spanningscombinatie 2


Pagina 6

Figuur 4.25: Schuine golven (momenten L’ eau Relie, geladen) Finale aanpassing grootspant Vrije welving; Spanningscombinatie 1

Figuur 4.26: Schuine golven (momenten L’ eau Relie, geladen) Finale aanpassing grootspant Vrije welving; Spanningscombinatie 2

Figuur 4.27: Schuine golven (momenten L’ eau Relie, geladen) Finale aanpassing grootspant Verhinderde welving; Spanningscombinatie 1

Figuur 4.28: Schuine golven (momenten L’ eau Relie, geladen) Finale aanpassing grootspant Verhinderde welving; Spanningscombinatie 2

Figuur 4.29: De hoek α over de lengte van het ruim; vrije welving

Figuur 4.30: De hoek α over de lengte van het ruim; verhinderde welving


Figuur 4.31: Welfspanningen aan de inklemming van de ruimschotten

Pagina 7

Figuur 6.1: Gewichtsverdeling van het lege schip

5 2 9 6 3 0 7 4 1 8 5 2 9 6 3 0 -7 -4 -1 2 5 8 11 14 -5 -5 -4 -4 -4 -4 -3 -3 -3 -2 -2 -2 -1 -1 -1 -1 Afstand tot middenschip [m]

0

2

4

6

8

10

12

14

Gewichtsverdeling leeg schip

17

20

23

26

29

32

35

38

41

44

47

50

53

Bijlagen bij Hoofdstuk 6: Ladingscondites Pagina 1

Gewicht per moot [ton/m]

Figuur 6.2: Gewichtsverdeling van het schip in ballastconditie


0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

17

Gewichtsverdeling in ballastconditie

20

23

26

29

32

35

38

41

44

47

50

53



Figuur 6.3: Gewichtsverdeling van het geladen schip


0

10

20

30

40

50

60

17

Gewichtsverdeling in geladen conditie

20

23

26

29

32

35

38

41

44

47

50

53



Bijlagen bij Hoofdstuk 7: Stabiliteitsnazicht

Pagina 1

Free Trimming Stability Data L'eau Relie Displacement Longitudinal Centre of Gravity Vertical Centre of Gravity Transverse Centre of Gravity GM Shiplength Rollcentre Specific Gravity of Water Heel Angle Degrees 0,0 2,5 5,0 7,5 10,0 12,5 15,0 17,5 20,0 22,5 25,0 27,5 30,0 32,5 35,0 37,5 40,0 42,5 45,0 47,5 50,0 52,5 55,0 57,5 60,0 65,0 70,0 75,0 80,0 85,0

Righting Lever GZ KN Metres Metres -0,001 0,000 0,166 0,259 0,334 0,519 0,503 0,779 0,674 1,041 0,848 1,305 1,025 1,571 1,206 1,840 1,392 2,113 1,581 2,387 1,763 2,655 1,924 2,897 2,060 3,114 2,179 3,311 2,283 3,491 2,373 3,656 2,447 3,802 2,501 3,924 2,533 4,023 2,547 4,101 2,546 4,160 2,530 4,202 2,503 4,229 2,465 4,241 2,416 4,241 2,293 4,202 2,139 4,119 1,961 3,996 1,762 3,836 1,545 3,644

2628,73 2,534 2,106 0,001 3,833

Tonnes Metres Metres Metres Metres

108,170 3,500 1,0250

Waterline

Trim

VCB

Metres 2,511 2,512 2,513 2,514 2,517 2,520 2,523 2,528 2,533 2,537 2,538 2,528 2,507 2,477 2,437 2,390 2,340 2,289 2,240 2,194 2,150 2,108 2,069 2,032 1,998 1,938 1,889 1,851 1,825 1,811

Metres 0,001 -0,003 -0,013 -0,031 -0,056 -0,088 -0,125 -0,168 -0,214 -0,265 -0,322 -0,391 -0,463 -0,532 -0,598 -0,663 -0,735 -0,810 -0,882 -0,950 -1,013 -1,072 -1,128 -1,181 -1,230 -1,319 -1,395 -1,457 -1,505 -1,539

Metres 1,312 1,316 1,329 1,352 1,383 1,425 1,478 1,541 1,616 1,701 1,794 1,887 1,979 2,071 2,163 2,256 2,349 2,437 2,517 2,590 2,659 2,723 2,783 2,840 2,893 2,994 3,087 3,175 3,259 3,341

Downflooding Points X Y Z 0,000 5,027 7,300 0,000 5,700 6,500 -40,700 -0,850 6,800 -40,700 1,890 6,800 47,200 3,300 7,000

Freeboard Metres 4,789 3,989 4,288 4,288 4,489

Angle Degrees 49,4 37,7 Exposed Exposed 58,1

Figuur 7.1: Wolfson-output voor ladingsconditie 1

GZ Curve Area M,Rad 0,000 0,002 0,015 0,029 0,058 0,084 0,133 0,171 0,238 0,289 0,376 0,440 0,543 0,617 0,733 0,814 0,940 1,026 1,158 1,247 1,380 1,469 1,601 1,687 1,815 2,021 2,215 2,394 2,556 2,701 Name Coaming ruim Gangboord Toegang MK SB Toegang MK BB Toegang verblijf BB

Figuur 7.2: Stabiliteitskromme voor ladingsconditie 1

-1

-0,5

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

0

20

40

60

80

Helling [°]

100

GZ [m]

120

Stabiliteit met 1 laag containers (48 TEU)

140

160

Oppervlakte onder GZ-curve [m.rad]

180

Bijlagen bij Hoofdstuk 7: Stabiliteitsnazicht Pagina 2


Pagina 3

L'eau Relie Displacement Longitudinal Centre of Gravity Vertical Centre of Gravity Transverse Centre of Gravity GM Shiplength Rollcentre Specific Gravity of Water Heel Angle Degrees 0,0 2,5 5,0 7,5 10,0 12,5 15,0 17,5 20,0 22,5 25,0 27,5 30,0 32,5 35,0 37,5 40,0 42,5 45,0 47,5 50,0 52,5 55,0 57,5 60,0 65,0 70,0 75,0 80,0 85,0

Righting Lever GZ KN Metres Metres 0,000 0,000 0,126 0,240 0,252 0,480 0,379 0,721 0,508 0,963 0,639 1,206 0,772 1,451 0,910 1,698 1,051 1,947 1,198 2,201 1,350 2,458 1,505 2,715 1,652 2,962 1,781 3,190 1,887 3,390 1,963 3,558 2,013 3,697 2,041 3,812 2,051 3,905 2,047 3,980 2,030 4,038 2,002 4,082 1,964 4,111 1,917 4,128 1,863 4,132 1,733 4,108 1,579 4,042 1,406 3,938 1,217 3,798 1,016 3,627

3171,11 1,794 2,621 0,000 2,879


108,170 3,500 1,0250

Waterline

Trim

VCB

Metres 2,969 2,970 2,970 2,970 2,970 2,971 2,971 2,972 2,973 2,974 2,974 2,972 2,963 2,943 2,916 2,888 2,860 2,834 2,808 2,784 2,761 2,739 2,719 2,700 2,683 2,653 2,629 2,611 2,600 2,595

Metres -0,004 -0,007 -0,016 -0,030 -0,048 -0,070 -0,096 -0,126 -0,161 -0,199 -0,243 -0,290 -0,342 -0,399 -0,467 -0,539 -0,607 -0,671 -0,732 -0,789 -0,842 -0,892 -0,938 -0,981 -1,020 -1,086 -1,143 -1,189 -1,226 -1,252

Metres 1,557 1,560 1,571 1,591 1,618 1,654 1,699 1,752 1,814 1,887 1,971 2,065 2,165 2,265 2,362 2,451 2,531 2,603 2,669 2,730 2,786 2,840 2,889 2,937 2,982 3,067 3,145 3,219 3,290 3,358



Angle Degrees 43,2 32,7 Exposed 81,2 51,1




-1,5

-1

-0,5

0

0,5

1

1,5

2

2,5

0

20

40

60

80

Helling [°]

100

GZ [m]

120

Stabiliteit met 2 lagen containers (104 TEU)

140

160


180



Pagina 5


Righting Lever GZ KN Metres Metres 0,000 0,000 0,068 0,234 0,137 0,468 0,207 0,703 0,279 0,938 0,353 1,174 0,430 1,412 0,511 1,651 0,596 1,893 0,687 2,139 0,786 2,389 0,891 2,642 0,998 2,894 1,091 3,129 1,152 3,327 1,183 3,492 1,190 3,628 1,179 3,741 1,152 3,834 1,113 3,910 1,063 3,969 1,005 4,014 0,939 4,046 0,867 4,066 0,789 4,074 0,620 4,057 0,436 4,000 0,242 3,906 0,042 3,777 -0,161 3,617

3424,89 1,482 3,793 0,000 1,565


108,170 3,500 1,0250

Waterline

Trim

VCB

Metres 3,181 3,181 3,180 3,180 3,179 3,179 3,178 3,177 3,176 3,174 3,172 3,169 3,162 3,149 3,134 3,119 3,103 3,088 3,074 3,060 3,047 3,035 3,023 3,013 3,003 2,987 2,975 2,967 2,962 2,961

Metres -0,007 -0,010 -0,016 -0,025 -0,039 -0,057 -0,078 -0,103 -0,132 -0,166 -0,204 -0,246 -0,293 -0,349 -0,410 -0,468 -0,524 -0,580 -0,633 -0,684 -0,732 -0,776 -0,817 -0,854 -0,889 -0,948 -0,997 -1,036 -1,067 -1,087

Metres 1,669 1,672 1,684 1,702 1,728 1,761 1,802 1,852 1,910 1,977 2,056 2,146 2,245 2,347 2,441 2,524 2,598 2,664 2,725 2,782 2,834 2,883 2,930 2,973 3,015 3,094 3,167 3,235 3,301 3,365







-2

-1,5

-1

-0,5

0

0,5

1

1,5

0

20

40

60

80

Helling [°]

100

GZ [m]

120


140

160


180



Pagina 7


Righting Lever GZ KN Metres Metres 0,000 0,000 0,022 0,227 0,044 0,453 0,068 0,681 0,094 0,908 0,121 1,137 0,152 1,367 0,187 1,598 0,227 1,832 0,273 2,068 0,326 2,309 0,388 2,555 0,452 2,798 0,498 3,019 0,519 3,210 0,514 3,371 0,489 3,506 0,448 3,619 0,395 3,713 0,331 3,791 0,259 3,854 0,180 3,903 0,096 3,940 0,007 3,965 -0,085 3,979 -0,278 3,975 -0,477 3,933 -0,678 3,855 -0,878 3,743 -1,074 3,601

3808,21 1,049 4,692 0,000 0,498


108,170 3,500 1,0250

Waterline

Trim

VCB

Metres 3,497 3,497 3,496 3,495 3,493 3,491 3,488 3,484 3,480 3,474 3,468 3,461 3,455 3,456 3,460 3,465 3,468 3,472 3,475 3,478 3,480 3,482 3,485 3,487 3,489 3,493 3,498 3,503 3,508 3,513

Metres -0,002 -0,003 -0,006 -0,012 -0,020 -0,031 -0,046 -0,064 -0,086 -0,112 -0,142 -0,176 -0,220 -0,264 -0,307 -0,348 -0,389 -0,428 -0,465 -0,501 -0,535 -0,567 -0,598 -0,626 -0,652 -0,700 -0,741 -0,771 -0,792 -0,806

Metres 1,836 1,841 1,852 1,868 1,891 1,921 1,958 2,003 2,055 2,117 2,188 2,271 2,363 2,455 2,540 2,614 2,681 2,742 2,797 2,848 2,896 2,940 2,982 3,021 3,059 3,129 3,194 3,256 3,315 3,373







-0,5

-0,3

-0,1

0,1

0,3

0,5

0,7

0

10

20

30

40

Helling [°]

50

GZ [m]

60


70

80


90



Pagina 9


Righting Lever GZ KN Metres Metres 0,000 0,000 0,019 0,228 0,039 0,456 0,060 0,684 0,082 0,913 0,107 1,143 0,136 1,374 0,168 1,606 0,205 1,841 0,249 2,079 0,300 2,321 0,360 2,568 0,424 2,816 0,470 3,040 0,489 3,233 0,482 3,394 0,454 3,529 0,410 3,642 0,353 3,736 0,286 3,813 0,211 3,875 0,129 3,924 0,041 3,960 -0,051 3,983 -0,146 3,996 -0,345 3,990 -0,550 3,945 -0,756 3,864 -0,961 3,750 -1,161 3,604

3740,21 1,123 4,783 0,000 0,434


108,170 3,500 1,0250

Waterline

Trim

VCB

Metres 3,441 3,441 3,440 3,439 3,437 3,435 3,433 3,430 3,426 3,421 3,416 3,409 3,403 3,401 3,402 3,403 3,404 3,404 3,404 3,404 3,403 3,403 3,403 3,402 3,402 3,403 3,405 3,408 3,411 3,415

Metres -0,004 -0,005 -0,009 -0,015 -0,024 -0,036 -0,052 -0,071 -0,094 -0,122 -0,153 -0,189 -0,233 -0,281 -0,327 -0,371 -0,414 -0,456 -0,496 -0,534 -0,572 -0,607 -0,639 -0,670 -0,698 -0,748 -0,790 -0,822 -0,844 -0,859

Metres 1,807 1,811 1,822 1,839 1,863 1,893 1,930 1,976 2,029 2,092 2,165 2,249 2,343 2,437 2,524 2,600 2,668 2,729 2,786 2,838 2,886 2,931 2,973 3,013 3,052 3,123 3,189 3,252 3,313 3,372




Figuur 7.9: Wolfson-output voor ladingsconditie 4’

GZ Curve Area M,Rad 0,000 0,000 0,002 0,003 0,007 0,010 0,016 0,022 0,031 0,039 0,053 0,064 0,084 0,100 0,125 0,142 0,167 0,182 0,202 0,214 0,227 0,233 0,238 0,238 0,234 0,212 0,173 0,116 0,041 -0,051 Name Coaming ruim Gangboord Toegang MK SB Toegang MK BB Toegang verblijf BB

Figuur 7.10: Stabiliteitskromme voor ladingsconditie 4’

-0,5

-0,3

-0,1

0,1

0,3

0,5

0,7

0

10

20

30

40

Helling [°]

50

GZ [m]

60


70

80


90



Pagina 11


Righting Lever GZ KN Metres Metres 0,000 0,000 0,160 0,230 0,321 0,461 0,482 0,692 0,644 0,924 0,807 1,156 0,973 1,390 1,141 1,626 1,312 1,864 1,488 2,105 1,669 2,351 1,856 2,601 2,046 2,853 2,217 3,084 2,354 3,280 2,460 3,442 2,541 3,578 2,601 3,690 2,643 3,784 2,671 3,860 2,685 3,921 2,688 3,967 2,680 4,001 2,663 4,023 2,637 4,034 2,561 4,023 2,456 3,972 2,326 3,884 2,175 3,763 2,004 3,611

3591,19 1,290 1,613 0,000 3,666


108,170 3,500 1,0250

Waterline

Trim

VCB

Metres 3,318 3,318 3,317 3,317 3,316 3,314 3,313 3,311 3,308 3,305 3,301 3,296 3,289 3,282 3,276 3,269 3,262 3,255 3,248 3,242 3,235 3,229 3,223 3,218 3,214 3,206 3,201 3,199 3,199 3,201

Metres -0,007 -0,009 -0,013 -0,021 -0,032 -0,046 -0,064 -0,086 -0,112 -0,142 -0,176 -0,215 -0,259 -0,312 -0,364 -0,414 -0,463 -0,510 -0,556 -0,600 -0,642 -0,681 -0,717 -0,751 -0,782 -0,835 -0,879 -0,914 -0,938 -0,955

Metres 1,742 1,745 1,757 1,775 1,799 1,831 1,870 1,917 1,973 2,038 2,113 2,200 2,298 2,396 2,486 2,565 2,636 2,700 2,759 2,812 2,862 2,909 2,953 2,995 3,035 3,110 3,179 3,244 3,308 3,369







-0,5

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

0

20

40

60

80

Helling [°]

100

GZ [m]

120

Stabiliteit met lading bulk in het hoofdruim

140

160


180



Pagina 13


Righting Lever GZ KN Metres Metres 0,000 0,000 0,085 0,251 0,171 0,503 0,258 0,755 0,348 1,009 0,440 1,264 0,536 1,521 0,637 1,781 0,743 2,045 0,855 2,311 0,968 2,577 1,073 2,831 1,156 3,060 1,222 3,267 1,273 3,457 1,309 3,627 1,325 3,772 1,319 3,891 1,295 3,987 1,256 4,063 1,205 4,121 1,143 4,163 1,072 4,191 0,994 4,204 0,908 4,205 0,721 4,171 0,516 4,094 0,300 3,977 0,075 3,824 -0,154 3,638

2821,46 2,265 3,807 0,000 1,945


108,170 3,500 1,0250

Waterline

Trim

VCB

Metres 2,676 2,676 2,676 2,678 2,679 2,681 2,683 2,687 2,690 2,694 2,696 2,691 2,675 2,648 2,611 2,569 2,525 2,482 2,442 2,403 2,367 2,332 2,300 2,270 2,242 2,193 2,153 2,122 2,101 2,090

Metres -0,001 -0,004 -0,015 -0,032 -0,056 -0,085 -0,119 -0,157 -0,199 -0,246 -0,297 -0,354 -0,420 -0,488 -0,554 -0,626 -0,704 -0,777 -0,846 -0,911 -0,971 -1,028 -1,081 -1,131 -1,177 -1,260 -1,330 -1,386 -1,430 -1,462

Metres 1,400 1,404 1,416 1,436 1,467 1,507 1,556 1,615 1,685 1,766 1,857 1,953 2,048 2,142 2,237 2,331 2,421 2,503 2,577 2,645 2,709 2,768 2,825 2,878 2,928 3,023 3,110 3,193 3,271 3,348



Angle Degrees 47,0 35,8 Exposed Exposed 55,4




-2

-1,5

-1

-0,5

0

0,5

1

1,5

0

20

40

60

80

Helling [°]

100

GZ [m]

Stabiliteit in ballastconditie

120

140

160


180



Figuur 7.15: Betekenis van h, b, BD en lH bij de berekening van de factor C

Figuur 7.16: Betekenis van de symbolen gebruikt in het weercriterium

Pagina 15

Bijlagen bij Hoofdstuk 8: Zeegangsberekeningen

Pagina 1

365 360 355

number of days per year

350 345 340 335 330 325 320 315 310 BOL VAN HEIST JULY 1997 - JULY 2002

305 300 1

1,2

1,4

1,6

1,8

2

2,2

2,4

2,6

2,8

3

significant wave height (m)

Figuur 8.1: Aantal dagen dat een schip per jaar kan uitvaren zonder een voorgeschreven significante golfhoogte te overschrijden. (Data uit analyse van golfgegevens Bol van Heist juli 1997 - juli 2002.) 0,25

2

RAO

Golfspectrum 1,5 0,15

RAO [-]

Spectrale densiteit [m ²/Hz]

0,20

X 0,10

1

0,5 0,05

0

0,00 0

1

2

0

3

1

golffrequentie [rad/s]

2

3


= 0,25

Spectrale densiteit [m²/Hz]

responsiespectrum 0,2

0,15

0,1

0,05

0 0

1

2

3


Figuur 8.2: Vermenigvuldiging van een golfspectrum met een RAO tot een responsiespectrum.


Pagina 2

Gewichtsverdeling in 44 secties (voor gebruik in Seaway) 120

Gewicht per moot van 2.5 m

100

80

60

40

20

10 5

11 0

10 5

11 0

10 0

95

90

85

80

75

70

65

60

55

50

45

40

35

30

25

20

15

10

5

0

0

Afstand tot APP

Figuur 8.3: Gewichtsverdeling in ballastconditie voor gebruik in Seaway.

Gewichtsverdeling in 44 secties (voor gebruik in Seaway) 140

Gewicht per moot van 2.5 m

120

100

80

60

40

20

10 0

95

90

85

80

75

70

65

60

55

50

45

40

35

30

25

20

15

10

5

0

0

Afstand tot APP

Figuur 8.4: Gewichtsverdeling in geladen conditie voor gebruik in Seaway.


Pagina 3

10.0

0.00 m < Hs < 0.50 m 0.50 m < Hs < 1.00 m 1.00 m < Hs < 1.25 m 1.25 m < Hs < 1.50 m 1.50 m < Hs < 1.75 m 1.75 m < Hs < 2.00 m 2.00 m < Hs < 2.25 m 2.25 m < Hs < 2.50 m 2.50 m < Hs < 2.75 m 2.75 m < Hs < 3.00 m 3.00 m < Hs < 3.25 m

9.0

8.0

spectral density (m²/Hz)

7.0

6.0

5.0

4.0

3.0

2.0

1.0

0.0 0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

frequency (Hz)

Figuur 8.5: Gemiddelde spectra ter hoogte van de locatie Bol van Heist voor verschillende significante golfhoogte klassen, gebaseerd op de gemiddelde spectra van Prof. dr. ir. P. Truijens (1992).

90 BOL VAN HEIST 1997 - 2002

Aantal dagen per jaar

80

Significante golfhoogte klassen

70

0,25

0,5

60

0,75

1

50

1,25

1,5

40

1,75

2

30

2,25

2,5

2,75

3

3,25

3,5

3,75

4

20 10 0 -180

-150

-120

-90

-60

-30

0

30

60

90

120

150

180

Golfrichting klassen (graden t.o.v. het noorden)

Figuur 8.6: Statistische verdeling van de golfhoogte en de golfrichting voor de locatie Bol van Heist, gebaseerd op meetgegevens van juli 1997 tot juli 2002.


Pagina 4

Figuur 8.7: Overeenkomst tussen experimenteel histogram en de Rayleighdistributie

Figuur 8.8: Punten onder de boeg waar het optreden van slamming onderzocht wordt.


Pagina 5

Figuur 8.9: Assenstelsel dat door Seaway en in dit hoofdstuk gehanteerd wordt.

Significante golfhoogte [m] 0,00 1,0E+02

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

Punt 1 Slamming voorste punt van het vlak 1,0E+01

Schelde - Zeebrugge, V = 9 Kn Overschrijdingskans [-]

1,0E+00

Zeebrugge - Schelde, V = 9 Kn Schelde - Zeebrugge (totaal), V = 9 Kn Zeebrugge - Schelde (totaal), V = 9 Kn Schelde - Zeebrugge, V = 10 Kn

1,0E-01

Zeebrugge - Schelde, V = 10 Kn Schelde - Zeebrugge (totaal), V = 10 Kn Zeebrugge - Schelde (totaal), V = 10 Kn Schelde - Zeebrugge, V = 11 Kn Zeebrugge - Schelde, V = 11 Kn

1,0E-02

Schelde - Zeebrugge (totaal), V = 11 Kn Zeebrugge - Schelde (totaal), V = 11 Kn 1 / levensduur 1 / jaar

1,0E-03

1 / traject

1,0E-04

Figuur 8.10: Kans op slamming ter plekke van het voorste punt van het vlak in ballastconditie, op basis van de gemiddelde golfgegevens.

3,50


Pagina 6


0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

Punten 2 en 3 Slamming ter plekke van de voorschouders 1,0E+01


1,0E+00


1,0E-01


1,0E-02

Zeebrugge - Schelde, V = 11 Kn Schelde - Zeebrugge (totaal), V = 11 Kn Zeebrugge - Schelde (totaal), V = 11 Kn 1 / levensduur 1 / jaar

1,0E-03

1 / traject

1,0E-04

Figuur 8.11: Kans op slamming ter plekke van de voorschouders in ballastconditie, op basis van de gemiddelde golfgegevens.


1,0E+01

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

Punt 4 Slamming in het midden van het vlak, ter hoogte van de voorschouder Schelde - Zeebrugge, V = 9 Kn

Overschrijdingskans [-]

1,0E+00


1,0E-01


1,0E-02


1,0E-03

1 / traject

1,0E-04

Figuur 8.12: Kans op slamming tussen de voorschouders in ballastconditie, op basis van de gemiddelde golfgegevens.


1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 7

2,5

3

1,00E+02 Slamming van het voorschip Boeg 1,00E+01

Directionele spectra Bol van Heist 1998 Ballast toestand, V = 10 Kn Traject Schelde - Zeebrugge

Overschrijdingskans

1,00E+00 Voorwaardelijk minimum Voorwaardelijk maximum Voorwaardelijk gemiddelde Cumulatief gemiddelde 1 / levensduur

1,00E-01

1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05

Figuur 8.13: Kans op slamming ter plekke van het voorste punt van het vlak (in ballastconditie, snelheid 10kn, vaarrichting Scheldemonding - Zeebrugge), op basis van de directionele spectra van 1998.

1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3



Overschrijdingskans

1,00E+00

1,00E-01

Voorwaardelijk minimum Voorwaardelijk maximum Voorwaardelijk gemiddelde Cumulatief gemiddelde 1 / levensduur

1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05



1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 8

2,5

3



Overschrijdingskans


1,00E-01

1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05


1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3



Overschrijdingskans

1,00E+00

1,00E-01


1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05



1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 9

2,5

3

1,00E+01 Slamming van het voorschip Boeg Directionele spectra Bol van Heist 1998 Ballast toestand, V = 10 Kn Traject Zeebrugge - Schelde

1,00E+00


Overschrijdingskans

1,00E-01

1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05

Figuur 8.17: Kans op slamming ter plekke van het voorste punt van het vlak (in ballastconditie, snelheid 10kn, vaarrichting Zeebrugge - Scheldemonding), op basis van de directionele spectra van 1998.

1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3


Overschrijdingskans

1,00E-01

Directionele spectra Bol van Heist 1999 Ballast toestand, V = 10 Kn Traject Zeebrugge - Schelde


1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05



1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 10

2,5

3

1,00E+01 Slamming van het voorschip Boeg Directionele spectra Bol van Heist 2000 Ballast toestand, V = 10 Kn Traject Zeebrugge - Schelde

1,00E+00


Overschrijdingskans

1,00E-01

1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05


1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3


Overschrijdingskans

1,00E-01



1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05



1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 11

2,5

3

1,00E+03 Slamming van het voorschip Voorschouders 1,00E+02 Directionele spectra Bol van Heist 1998 Ballast toestand, V = 10 Kn Traject Schelde - Zeebrugge

Overschrijdingskans


1,00E+00

1,00E-01

1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05

Figuur 8.21: Kans op slamming ter plekke van de voorschouders (in ballastconditie, snelheid 10kn, vaarrichting Scheldemonding - Zeebrugge), op basis van de directionele spectra van 1998.

1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3


Overschrijdingskans

1,00E+01

1,00E+00


1,00E-01

1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05



1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 12

2,5

3

1,00E+02 Slamming van het voorschip Voorschouders 1,00E+01


Overschrijdingskans

1,00E+00


1,00E-01

1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05


1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3


Overschrijdingskans

1,00E+01

1,00E+00


1,00E-01

1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05



1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 13

2,5

3



Overschrijdingskans


1,00E-01

1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05

Figuur 8.25: Kans op slamming ter plekke van de voorschouders (in ballastconditie, snelheid 10kn, vaarrichting Zeebrugge - Scheldemonding), op basis van de directionele spectra van 1998.

1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3



Overschrijdingskans

1,00E+00

1,00E-01


1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05



1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 14

2,5

3



Overschrijdingskans


1,00E-01

1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05


1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3


Overschrijdingskans

1,00E-01



1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05



1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 15

2,5

3

1,00E+02 Slamming van het voorschip Tussen voorschouders 1,00E+01


Overschrijdingskans


1,00E-01

1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05

Figuur 8.29: Kans op slamming tussen de voorschouders (in ballastconditie, snelheid 10kn, vaarrichting Scheldemonding - Zeebrugge), op basis van de directionele spectra van 1998.

1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3



Overschrijdingskans

1,00E+00

1,00E-01


1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05



1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 16

2,5

3

1,00E+01 Slamming van het voorschip Tussen voorschouders Directionele spectra Bol van Heist 2000 Ballast toestand, V = 10 Kn Traject Schelde - Zeebrugge

1,00E+00


Overschrijdingskans

1,00E-01

1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05


1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3


Overschrijdingskans

1,00E-01



1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05



1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 17

2,5

3

1,00E+01 Slamming van het voorschip Tussen voorschouders Directionele spectra Bol van Heist 1998 Ballast toestand, V = 10 Kn Traject Zeebrugge - Schelde

1,00E+00


Overschrijdingskans

1,00E-01

1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05

Figuur 8.33: Kans op slamming tussen de voorschouders (in ballastconditie, snelheid 10kn, vaarrichting Zeebrugge - Scheldemonding), op basis van de directionele spectra van 1998.

1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3


Overschrijdingskans

1,00E-01



1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05



1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 18

2,5

3

1,00E+00 Slamming van het voorschip Tussen voorschouders Directionele spectra Bol van Heist 2000 Ballast toestand, V = 10 Kn Traject Zeebrugge - Schelde

Overschrijdingskans

1,00E-01


1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05


1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3

1,00E+00 Slamming van het voorschip Tussen voorschouders

Overschrijdingskans

1,00E-01

1,00E-02



1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05



Pagina 19

Figuur 8.37: Punten van het voorschip die gecontroleerd werden op het overnemen van water


1,0E+01

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

Punt 1 Overnemen van water over de boeg (80 cm boeggolf)


1,0E+00


1,0E-01

Schelde - Zeebrugge (totaal), V = 10 Kn Zeebrugge - Schelde (totaal), V = 10 Kn Schelde - Zeebrugge, V = 11 Kn Zeebrugge - Schelde, V = 11 Kn

1,0E-02


1,0E-03

1 / traject

1,0E-04

Figuur 8.38: Kans op overnemen van water over de boeg (bak 50 cm) in geladen conditie, met een boeggolf van 80 cm, op basis van de gemiddelde golfgegevens.

3,50


Pagina 20


0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

Punten 2 en 3 Overnemen van water over de achterkant van de bak 1,0E+01


1,0E+00


1,0E-01


1,0E-02


1,0E-03

1 / traject

1,0E-04

Figuur 8.39: Kans op overnemen van water over achterste punten van de bak (50cm) in geladen conditie, op basis van de gemiddelde golfgegevens.


0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

Punt 10 Overnemen van water over het achterdek

1,0E-01

Schelde - Zeebrugge, V = 9 Kn


Zeebrugge - Schelde, V = 9 Kn Schelde - Zeebrugge (totaal), V = 9 Kn Zeebrugge - Schelde (totaal), V = 9 Kn Schelde - Zeebrugge, V = 10 Kn Zeebrugge - Schelde, V = 10 Kn 1,0E-02

Schelde - Zeebrugge (totaal), V = 10 Kn Zeebrugge - Schelde (totaal), V = 10 Kn Schelde - Zeebrugge, V = 11 Kn Zeebrugge - Schelde, V = 11 Kn Schelde - Zeebrugge (totaal), V = 11 Kn Zeebrugge - Schelde (totaal), V = 11 Kn

1,0E-03

1 / levensduur 1 / jaar 1 / traject

1,0E-04

Figuur 8.40: Kans op overnemen van water over het hek in geladen conditie, op basis van de gemiddelde golfgegevens.

3,50


Pagina 21


1,0E+01

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

Punt 1 Overnemen van water over de boeg (80 cm boeggolf)


1,0E+00


1,0E-01


1,0E-02


1,0E-03

1 / traject

1,0E-04

Figuur 8.41: Kans op overnemen van water over de boeg (bak 70 cm) in geladen conditie, met een boeggolf van 80 cm, op basis van de gemiddelde golfgegevens.


0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

Punten 2 en 3 Overnemen van water over de achterkant van de bak 1,0E+01


1,0E+00


1,0E-01


1,0E-02


1,0E-03

1 / traject

1,0E-04

Figuur 8.42: Kans op overnemen van water over achterste punten van de bak (70cm) in geladen conditie, op basis van de gemiddelde golfgegevens.


1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 22

2,5

3

1,00E+02 Water overnemen Boeg (Boeggolf 80 cm) 1,00E+01


Overschrijdingskans


1,00E-01

1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05

Figuur 8.43: Kans op overnemen van water over de boeg (Boeggolf 80 cm, bak 70 cm, in geladen conditie, snelheid 10kn, vaarrichting Scheldemonding - Zeebrugge), op basis van de directionele spectra van 1998. 1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3



Overschrijdingskans

1,00E+00

1,00E-01


1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05

Figuur 8.44: Kans op overnemen van water over de boeg (Boeggolf 80 cm, bak 70 cm, in geladen conditie, snelheid 10kn, vaarrichting Scheldemonding - Zeebrugge), op basis van de directionele spectra van 1999.


1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 23

2,5

3



Overschrijdingskans


1,00E-01

1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05


1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3



Overschrijdingskans

1,00E+00

1,00E-01


1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05



1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 24

2,5

3

1,00E+01 Water overnemen Boeg (Boeggolf 80 cm) Directionele spectra Bol van Heist 1998 Ballast toestand, V = 10 Kn Traject Zeebrugge - Schelde

1,00E+00


Overschrijdingskans

1,00E-01

1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05

Figuur 8.47: Kans op overnemen van water over de boeg (Boeggolf 80 cm, bak 70 cm, in geladen conditie, snelheid 10kn, vaarrichting Zeebrugge - Scheldemonding), op basis van de directionele spectra van 1998.

1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3


Overschrijdingskans

1,00E-01



1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05



1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 25

2,5

3

1,00E+01 Water overnemen Boeg (Boeggolf 80 cm) Directionele spectra Bol van Heist 2000 Ballast toestand, V = 10 Kn Traject Zeebrugge - Schelde

1,00E+00


Overschrijdingskans

1,00E-01

1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05


1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3


Overschrijdingskans

1,00E-01



1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05



1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 26

2,5

3

1,00E+01 Water overnemen Zijkanten bak Directionele spectra Bol van Heist 1998 Ballast toestand, V = 10 Kn Traject Schelde - Zeebrugge

1,00E+00


Overschrijdingskans

1,00E-01

1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05

Figuur 8.51: Kans op overnemen van water over de achterste punten van de bak (Bak 70 cm, in geladen conditie, snelheid 10kn, vaarrichting Scheldemonding Zeebrugge), op basis van de directionele spectra van 1998.

1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3

1,00E+01 Water overnemen Zijkanten bak 1,00E+00

Overschrijdingskans

1,00E-01



1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05



1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 27

2,5

3

1,00E+01 Water overnemen Zijkanten bak Directionele spectra Bol van Heist 2000 Ballast toestand, V = 10 Kn Traject Schelde - Zeebrugge

1,00E+00


Overschrijdingskans

1,00E-01

1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05


1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3

1,00E+01 Water overnemen Zijkanten bak 1,00E+00

Overschrijdingskans

1,00E-01



1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05



1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 28

2,5

3

1,00E+00 Water overnemen Zijkanten bak Directionele spectra Bol van Heist 1998 Ballast toestand, V = 10 Kn Traject Zeebrugge - Schelde

Overschrijdingskans

1,00E-01


1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05

Figuur 8.55: Kans op overnemen van water over de achterste punten van de bak (Bak 70 cm, in geladen conditie, snelheid 10kn, vaarrichting Zeebrugge Scheldemonding), op basis van de directionele spectra van 1998.

1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3

1,00E+00 Water overnemen Zijkanten bak

Overschrijdingskans

1,00E-01

1,00E-02



1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05



1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 29

2,5

3

1,00E+00 Water overnemen Zijkanten bak Directionele spectra Bol van Heist 2000 Ballast toestand, V = 10 Kn Traject Zeebrugge - Schelde

Overschrijdingskans

1,00E-01


1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05


1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3

1,00E+00 Water overnemen Zijkanten bak

Overschrijdingskans

1,00E-01

1,00E-02



1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05



1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 30

2,5

3

1,00E+00 Water overnemen Achterdek Directionele spectra Bol van Heist 1998 Ballast toestand, V = 10 Kn Traject Schelde - Zeebrugge

Overschrijdingskans

1,00E-01


1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05

Figuur 8.59: Kans op overnemen van water over het hek (In geladen conditie, snelheid 10kn, vaarrichting Scheldemonding - Zeebrugge), op basis van de directionele spectra van 1998.

1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3

1,00E+00 Water overnemen Achterdek

Overschrijdingskans

1,00E-01

1,00E-02



1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05



1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 31

2,5

3

1,00E+00 Water overnemen Achterdek Directionele spectra Bol van Heist 2000 Ballast toestand, V = 10 Kn Traject Schelde - Zeebrugge

Overschrijdingskans

1,00E-01


1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05


1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3


Overschrijdingskans

1,00E-01

1,00E-02



1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05



1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 32

2,5

3

1,00E+00 Water overnemen Achterdek Directionele spectra Bol van Heist 1998 Ballast toestand, V = 10 Kn Traject Zeebrugge - Schelde

Overschrijdingskans

1,00E-01


1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05

Figuur 8.63: Kans op overnemen van water over het hek (In geladen conditie, snelheid 10kn, vaarrichting Zeebrugge - Scheldemonding), op basis van de directionele spectra van 1998. 1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3


Overschrijdingskans

1,00E-01

1,00E-02



1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05

Figuur 8.64: Kans op overnemen van water over het hek (In geladen conditie, snelheid 10kn, vaarrichting Zeebrugge - Scheldemonding), op basis van de directionele spectra van 1999.


1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 33

2,5

3

1,00E+00 Water overnemen Achterdek Directionele spectra Bol van Heist 2000 Ballast toestand, V = 10 Kn Traject Zeebrugge - Schelde

Overschrijdingskans

1,00E-01


1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05


1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3


Overschrijdingskans

1,00E-01

1,00E-02



1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05



Pagina 34

Figuur 8.67: Zes evenredig gespreide punten die gecontroleerd worden op het overnemen van water over een “virtueel” gangboord 0.8 m boven de waterlijn.


0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

Punten 1 en 2 Overnemen van water over een "virtueel" gangboord 800 mm boven de waterlijn

1,0E+01

Schelde - Zeebrugge, V = 9 Kn Zeebrugge - Schelde, V = 9 Kn Overschrijdingskans [-]

1,0E+00

Schelde - Zeebrugge (totaal), V = 9 Kn Zeebrugge - Schelde (totaal), V = 9 Kn Schelde - Zeebrugge, V = 10 Kn

1,0E-01


1,0E-02

Schelde - Zeebrugge (totaal), V = 11 Kn Zeebrugge - Schelde (totaal), V = 11 Kn 1 / levensduur 1 / jaar 1 / traject

1,0E-03

1,0E-04

Figuur 8.68: Kans op overnemen van water in geladen conditie over het denkbeeldige gangboord 0.8 m boven de waterlijn (0.94 m voor het hek), op basis van de gemiddelde golfgegevens.


Pagina 35


0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,50


1,0E+01


1,0E+00 Overschrijdingskans [-]

3,00


1,0E-01

Zeebrugge - Schelde, V = 10 Kn Schelde - Zeebrugge (totaal), V = 10 Kn Zeebrugge - Schelde (totaal), V = 10 Kn Schelde - Zeebrugge, V = 11 Kn Zeebrugge - Schelde, V = 11 Kn Schelde - Zeebrugge (totaal), V = 11 Kn

1,0E-02

Zeebrugge - Schelde (totaal), V = 11 Kn 1 / levensduur 1 / jaar

1,0E-03

1 / traject

1,0E-04

Figuur 8.69: Kans op overnemen van water in geladen conditie over het denkbeeldige gangboord 0.8 m boven de waterlijn (21 m voor het hek), op basis van de gemiddelde golfgegevens.


0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50


1,0E+01


1,0E+00

Zeebrugge - Schelde, V = 9 Kn Schelde - Zeebrugge (totaal), V = 9 Kn Zeebrugge - Schelde (totaal), V = 9 Kn

1,0E-01

Schelde - Zeebrugge, V = 10 Kn Zeebrugge - Schelde, V = 10 Kn Schelde - Zeebrugge (totaal), V = 10 Kn Zeebrugge - Schelde (totaal), V = 10 Kn Schelde - Zeebrugge, V = 11 Kn

1,0E-02


1,0E-03

1 / traject

1,0E-04



Pagina 36


0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50


1,0E+01


1,0E+00

Schelde - Zeebrugge (totaal), V = 9 Kn Zeebrugge - Schelde (totaal), V = 9 Kn Schelde - Zeebrugge, V = 10 Kn Zeebrugge - Schelde, V = 10 Kn Schelde - Zeebrugge (totaal), V = 10 Kn

1,0E-01

Zeebrugge - Schelde (totaal), V = 10 Kn Schelde - Zeebrugge, V = 11 Kn Zeebrugge - Schelde, V = 11 Kn Schelde - Zeebrugge (totaal), V = 11 Kn

1,0E-02

Zeebrugge - Schelde (totaal), V = 11 Kn 1 / levensduur 1 / jaar 1 / traject

1,0E-03

1,0E-04



0,50

1,00

1,50

2,00

2,50


3,50


1,0E+01

1,0E+00

3,00


1,0E-01


1,0E-02

Zeebrugge - Schelde, V = 11 Kn Schelde - Zeebrugge (totaal), V = 11 Kn Zeebrugge - Schelde (totaal), V = 11 Kn 1 / levensduur

1,0E-03

1 / jaar 1 / traject

1,0E-04



Pagina 37


0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50


1,0E+01


1,0E+00

Zeebrugge - Schelde, V = 9 Kn Schelde - Zeebrugge (totaal), V = 9 Kn Zeebrugge - Schelde (totaal), V = 9 Kn

1,0E-01


1,0E-02


1,0E-03

1 / traject

1,0E-04

Figuur 8.73: Kans op overnemen van water in geladen conditie over het denkbeeldige gangboord 0.8 m boven de waterlijn (97 m voor het hek), op basis van de gemiddelde golfgegevens.

Figuur 8.74: Zes evenredig gespreide punten die in geladen conditie gecontroleerd worden op het overnemen van water over het gangboord 3 m boven de waterlijn.


Pagina 38


1,0E+01

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

Punten 1 en 2 Overnemen van water over het "reële" gangboord 3000 mm boven de waterlijn


1,0E+00


1,0E-01


1,0E-02


1,0E-03

1 / traject

1,0E-04

Figuur 8.75: Kans op overnemen van water in geladen conditie over het gangboord 3 m boven de waterlijn (0.94 m voor het hek), op basis van de gemiddelde golfgegevens. Significante golfhoogte [m] 0,00 1,0E+02

1,0E+01


1,0E+00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50


Schelde - Zeebrugge, V = 9 Kn Zeebrugge - Schelde, V = 9 Kn Schelde - Zeebrugge (totaal), V = 9 Kn Zeebrugge - Schelde (totaal), V = 9 Kn

1,0E-01


1,0E-02


1,0E-03


1,0E-04

Figuur 8.76: Kans op overnemen van water in geladen conditie over het gangboord 3 m boven de waterlijn (21 m voor het hek), op basis van de gemiddelde golfgegevens.


Pagina 39


1,0E+01


1,0E+00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50



1,0E-01


1,0E-02


1,0E-03


1,0E-04

Figuur 8.77: Kans op overnemen van water in geladen conditie over het gangboord 3 m boven de waterlijn (39.37 m voor het hek), op basis van de gemiddelde golfgegevens.


1,0E+01


1,0E+00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50



1,0E-01


1,0E-02


1,0E-03


1,0E-04



Pagina 40


1,0E+01


1,0E+00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50



1,0E-01


1,0E-02


1,0E-03


1,0E-04



1,0E+01


1,0E+00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50



1,0E-01


1,0E-02


1,0E-03


1,0E-04

Figuur 8.80: Kans op overnemen van water in geladen conditie over het gangboord 3 m boven de waterlijn (97 m voor het hek), op basis van de gemiddelde golfgegevens.


1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 41

2,5

3

1,00E+00 Water overnemen Gangboord Directionele spectra Bol van Heist 1998 Ballast toestand, V = 10 Kn Traject Schelde - Zeebrugge

Overschrijdingskans

1,00E-01


1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05

Figuur 8.81: Kans op overnemen van water over het gangboord midscheeps (In geladen conditie, snelheid 10kn, vaarrichting Scheldemonding - Zeebrugge), op basis van de directionele spectra van 1998.

1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3

1,00E+00 Water overnemen Gangboord

Overschrijdingskans

1,00E-01

1,00E-02



1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05



1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 42

2,5

3


Overschrijdingskans

1,00E-01


1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05

Figuur 8.83: Kans op overnemen van water over het gangboord midscheeps (In geladen conditie, snelheid 10kn, vaarrichting Scheldemonding - Zeebrugge), op basis van de directionele spectra van 2000. 1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3


Overschrijdingskans

1,00E-01

1,00E-02



1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05



1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 43

2,5

3


1,00E+00

Voorwaardelijk minimum Voorwaardelijk maximum Voorwaardelijk gemiddelde Cumulatief gemiddelde 1 / levensduur Voorwaardelijk minimum Voorwaardelijk maximum Voorwaardelijk gemiddelde Cumulatief gemiddelde 1 / levensduur

Overschrijdingskans

1,00E-01

1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05

Figuur 8.85: Kans op overnemen van water over het gangboord midscheeps (In geladen conditie, snelheid 10kn, vaarrichting Zeebrugge - Scheldemonding ), op basis van de directionele spectra van 1998.

1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3

1,00E+01 Water overnemen Gangboord 1,00E+00

Overschrijdingskans

1,00E-01



1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05



1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 44

2,5

3

1,00E+00 Water overnemen Gangboord Directionele spectra Bol van Heist 2000 Ballast toestand, V = 10 Kn Traject Zeebrugge - Schelde

Overschrijdingskans

1,00E-01


1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05


1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3


Overschrijdingskans

1,00E-01

1,00E-02



1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05



1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 45

2,5

3

1,00E+00 Water overnemen Coaming hoofdruim Directionele spectra Bol van Heist 1998 Ballast toestand, V = 10 Kn Traject Schelde - Zeebrugge

Overschrijdingskans

1,00E-01


1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05

Figuur 8.89: Kans op overnemen van water over de coaming midscheeps (In geladen conditie, snelheid 10kn, vaarrichting Scheldemonding - Zeebrugge), op basis van de directionele spectra van 1998.

1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3

1,00E+00 Water overnemen Coaming hoofdruim

Overschrijdingskans

1,00E-01

1,00E-02



1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05



1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 46

2,5

3

1,00E+00 Water overnemen Coaming hoofdruim Directionele spectra Bol van Heist 2000 Ballast toestand, V = 10 Kn Traject Schelde - Zeebrugge

Overschrijdingskans

1,00E-01


1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05


1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3


Overschrijdingskans

1,00E-01

1,00E-02



1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05



1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 47

2,5

3

1,00E+00 Water overnemen Coaming hoofdruim Directionele spectra Bol van Heist 1998 Ballast toestand, V = 10 Kn Traject Zeebrugge - Schelde

Overschrijdingskans

1,00E-01


1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05

Figuur 8.93: Kans op overnemen van water over de coaming midscheeps (In geladen conditie, snelheid 10kn, vaarrichting Zeebrugge - Scheldemonding), op basis van de directionele spectra van 1998.

1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3


Overschrijdingskans

1,00E-01

1,00E-02



1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05



1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 48

2,5

3

1,00E+00 Water overnemen Coaming hoofdruim Directionele spectra Bol van Heist 2000 Ballast toestand, V = 10 Kn Traject Zeebrugge - Schelde

Overschrijdingskans

1,00E-01


1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05


1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3


Overschrijdingskans

1,00E-01

1,00E-02



1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05



1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 49

2,5

3

1,00E+00 Water overnemen Coaming achterruim Directionele spectra Bol van Heist 1998 Ballast toestand, V = 10 Kn Traject Schelde - Zeebrugge

Overschrijdingskans

1,00E-01


1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05

Figuur 8.97: Kans op overnemen van water over de achterrand van de coaming van het achterruim (In geladen conditie, snelheid 10kn, vaarrichting Scheldemonding Zeebrugge), op basis van de directionele spectra van 1998. 1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3

1,00E+00 Water overnemen Coaming achterruim

Overschrijdingskans

1,00E-01

1,00E-02



1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05

Figuur 8.98: Kans op overnemen van water over de achterrand van de coaming van het achterruim (In geladen conditie, snelheid 10kn, vaarrichting Scheldemonding Zeebrugge), op basis van de directionele spectra van 1999.


1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 50

2,5

3

1,00E+00 Water overnemen Coaming achterruim Directionele spectra Bol van Heist 2000 Ballast toestand, V = 10 Kn Traject Schelde - Zeebrugge

Overschrijdingskans

1,00E-01


1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05


1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3


Overschrijdingskans

1,00E-01

1,00E-02



1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05



1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 51

2,5

3

1,00E+00 Water overnemen Coaming achterruim Directionele spectra Bol van Heist 1998 Ballast toestand, V = 10 Kn Traject Zeebrugge - Schelde

Overschrijdingskans

1,00E-01


1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05

Figuur 8.101: Kans op overnemen van water over de achterrand van de coaming van het achterruim (In geladen conditie, snelheid 10kn, vaarrichting Zeebrugge Scheldemonding), op basis van de directionele spectra van 1998.

1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3


Overschrijdingskans

1,00E-01

1,00E-02



1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05



1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 52

2,5

3

1,00E+00 Water overnemen Coaming achterruim Directionele spectra Bol van Heist 2000 Ballast toestand, V = 10 Kn Traject Zeebrugge - Schelde

Overschrijdingskans

1,00E-01


1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05


1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3


Overschrijdingskans

1,00E-01

1,00E-02



1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05



Pagina 53


0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

Kans op rollen tot twee derde van de kleinste overvloeihoek 1,0E+01


1,0E+00


1,0E-01


1,0E-02


1,0E-03

1 / traject

1,0E-04

Figuur 8.105: Kans op het bereiken van de maximale rolhoek in geladen conditie, op basis van de gemiddelde golfgegevens. Significante golfhoogte [m] 0,00 1,0E+02

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

Kans op rollen tot twee derde van de kleinste overvloeihoek 1,0E+01


1,0E+00


1,0E-01


1,0E-02


1,0E-03

1 / traject

1,0E-04

Figuur 8.106: Kans op het bereiken van de maximale rolhoek in ballastconditie, op basis van de gemiddelde golfgegevens.

Pagina 54

Afstand tot middenschip [m] -40000

-30000

-20000

-10000

0

10000

20000

30000

40000

-55

-35

-15

5

Verticaal vlakwater buigend moment

25

45

LC4 LC6


Buigend moment [kNm]

Figuur 8.107: Verdeling van het vlakwater buigend moment over de lengte van het schip, in ballasten geladen conditie.

Pagina 55

Afstand tot APP [m]

0

10000

20000

30000

40000

50000

60000

70000

80000

0

20

40

60

Verticaal golfbuigend moment LC4

80

100


VGBM [kNm]

Figuur 8.108: Verdeling van het verticaal golfbuigend moment over de lengte van het schip in geladen conditie, op basis van de gemiddelde spectra.

Pagina 56

Afstand tot APP [m]

0

10000

20000

30000

40000

50000

60000

70000

80000

0

20

40

60

Verticaal golfbuigend moment LC6

80

100


VGBM [kNm]

Figuur 8.109: Verdeling van het verticaal golfbuigend moment over de lengte van het schip in ballastconditie, op basis van de gemiddelde spectra.


1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 57

2,5

3

1,00E+03 Golfbuigend moment in sectie 51m t.o.v. achterschip 1,00E+02 Directionele spectra Bol van Heist 1998 Geladen toestand, V = 10 Kn Traject Schelde - Zeebrugge

Overschrijdingskans


1,00E+00

1,00E-01

1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05

Figuur 8.110: Kans op het overschrijden van het maximaal verticaal golfbuigend moment van 56400 kNm in de sectie 4m voor het middenschip (In geladen conditie, snelheid 10kn, vaarrichting Scheldemonding - Zeebrugge), op basis van de directionele spectra van 1998.

1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3

1,00E+03 Golfbuigend moment in sectie 51m t.o.v. achterschip 1,00E+02 Directionele spectra Bol van Heist 1999 Geladen toestand, V = 10 Kn Traject Schelde - Zeebrugge

Overschrijdingskans

1,00E+01

1,00E+00


1,00E-01

1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05



1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 58

2,5

3

1,00E+02 Golfbuigend moment in sectie 51m t.o.v. achterschip 1,00E+01

Directionele spectra Bol van Heist 2000 Geladen toestand, V = 10 Kn Traject Schelde - Zeebrugge

Overschrijdingskans


1,00E-01

1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05


1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3


Directionele spectra Bol van Heist 2001 Geladen toestand, V = 10 Kn Traject Schelde - Zeebrugge

Overschrijdingskans

1,00E+01

1,00E+00


1,00E-01

1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05



1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 59

2,5

3


Directionele spectra Bol van Heist 1998 Geladen toestand, V = 10 Kn Traject Zeebrugge - Schelde

Overschrijdingskans

1,00E+00

1,00E-01


1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05

Figuur 8.114: Kans op het overschrijden van het maximaal verticaal golfbuigend moment van 56400 kNm in de sectie 4m voor het middenschip (In geladen conditie, snelheid 10kn, vaarrichting Zeebrugge - Scheldemonding), op basis van de directionele spectra van 1998.

1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3



Overschrijdingskans

1,00E+00

1,00E-01


1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05



1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 60

2,5

3

1,00E+02 Golfbuigend moment in sectie 51m t.o.v. achterschip Directionele spectra Bol van Heist 2000 Geladen toestand, V = 10 Kn Traject Zeebrugge - Schelde

1,00E+01

Overschrijdingskans


1,00E-01

1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05


1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3



Overschrijdingskans

1,00E+00

1,00E-01


1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05


50000

55000

60000

65000

70000

75000

1,7

1,75

1,8

1,85

Significante golfhoogte [m]

1,9

1,95

2

2,05

Maximaal verticaal golfbuigend moment in sectie op 4 m voor het middenschip, in geladen toestand, op basis van de directionele spectra

2,1

Bijlagen bij Hoofdstuk 8: Zeegangsberekeningen Pagina 61

Figuur 8.118: Maximaal verticaal golfbuigend moment in sectie op 4 m voor het middenschip, in geladen toestand, op basis van de directionele spectra

Buigend moment [kNm]

Pagina 62

Afstand tot APP [m]

0

5000

10000

15000

20000

25000

30000

0

20

40

60

Horizontaal golfbuigend moment LC4

80

100


HGBM [kNm]

Figuur 8.119: Verdeling van het horizontaal golfbuigend moment over de lengte van het schip in geladen conditie, op basis van de gemiddelde spectra.

Pagina 63

Afstand tot APP [m]

0

5000

10000

15000

20000

25000

30000

35000

0

20

40

60

Horizontaal golfbuigend moment LC6

80

100


HGBM [kNm]

Figuur 8.120: Verdeling van het horizontaal golfbuigend moment over de lengte van het schip in ballastconditie, op basis van de gemiddelde spectra.

Pagina 64

60 0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

0

20

40

Afstand tot APP [m]

Torsiemoment LC4

80

100


TM [kNm]

Figuur 8.121: Verdeling van het torsiemoment door golfwerking over de lengte van het schip in geladen conditie, op basis van de gemiddelde spectra.


Pagina 65

Figuur 8.122: Punten onder het achterschip die gecontroleerd worden op het boven water komen. Significante golfhoogte [m] 0,00 1,0E+02

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50


1,0E+01

Punt 1 Boven water komen van de bovenkant van de tunnel

Zeebrugge - Schelde, V = 9 Kn Schelde - Zeebrugge (totaal), V = 9 Kn Zeebrugge - Schelde (totaal), V = 9 Kn Schelde - Zeebrugge, V = 10 Kn Zeebrugge - Schelde, V = 10 Kn Schelde - Zeebrugge (totaal), V = 10 Kn


1,0E+00


1,0E-01


1,0E-02

1,0E-03

1,0E-04

Figuur 8.123: Kans op het boven water komen van de bovenkant van de tunnel, op basis van de gemiddelde golfgegevens.


Pagina 66


1,0E+01

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

Punten 2 en 3 Boven water komen van de onderkant van de tunnel


1,0E+00 Schelde - Zeebrugge, V = 9 Kn Zeebrugge - Schelde, V = 9 Kn Schelde - Zeebrugge (totaal), V = 9 Kn

1,0E-01


1,0E-02


1,0E-03


1,0E-04

Figuur 8.124: Kans op het boven water komen van de onderste punten van de tunnel, op basis van de gemiddelde golfgegevens.


1,0E+01

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

Punt 4 Boven water komen van de bovenkant van de schroef


1,0E+00


1,0E-01


1,0E-02


1,0E-03

1 / traject

1,0E-04

Figuur 8.125: Kans op het boven water komen van de bovenkant van de schroef, op basis van de gemiddelde golfgegevens.


1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 67

2,5

3

1,00E+03 Boven water komen van de onderste randen van de tunnel 1,00E+02 Directionele spectra Bol van Heist 1998 Ballast toestand, V = 10 Kn Traject Schelde - Zeebrugge

Overschrijdingskans


1,00E+00

1,00E-01

1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05

Figuur 8.126: Kans op het boven water komen van de onderste rand van de tunnel (In ballastconditie, snelheid 10kn, vaarrichting Scheldemonding - Zeebrugge), op basis van de directionele spectra van 1998.

1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3


Overschrijdingskans

1,00E+01

1,00E+00


1,00E-01

1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05



1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 68

2,5

3

1,00E+02 Boven water komen van de onderste randen van de tunnel 1,00E+01


Overschrijdingskans


1,00E-01

1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05


1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3


Overschrijdingskans

1,00E+01

1,00E+00


1,00E-01

1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05



1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 69

2,5

3

1,00E+03 Boven water komen van de onderste randen van de tunnel 1,00E+02 Directionele spectra Bol van Heist 1998 Ballast toestand, V = 10 Kn Traject Zeebrugge - Schelde

Overschrijdingskans

1,00E+01

1,00E+00


1,00E-01

1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05

Figuur 8.130: Kans op het boven water komen van de onderste rand van de tunnel (In ballastconditie, snelheid 10kn, vaarrichting Zeebrugge - Scheldemonding), op basis van de directionele spectra van 1998.

1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3

1,00E+03

Boven water komen van de onderste randen van de tunnel 1,00E+02


Overschrijdingskans

1,00E+01

1,00E+00


1,00E-01

1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05



1

1,5

Hs [m] 2

Pagina 70

2,5

3

1,00E+02 Boven water komen van de onderste randen van de tunnel 1,00E+01


Overschrijdingskans

1,00E+00

1,00E-01


1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05


1

1,5

Hs [m] 2

2,5

3

1,00E+02

Boven water komen van de onderste randen van de tunnel 1,00E+01


Overschrijdingskans

1,00E+00

1,00E-01


1,00E-02

1,00E-03

1,00E-04

1,00E-05



Pagina 71


0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

Punt 1 Stuurhut 1,0E+01 Schelde - Zeebrugge, V = 9 Kn Zeebrugge - Schelde, V = 9 Kn


Schelde - Zeebrugge (totaal), V = 9 Kn 1,0E+00


1,0E-01


1,0E-02


1,0E-03

1,0E-04

Figuur 8.134: Kans op het overschrijden van een acceleratie van 1.58 m/s² ter plekke van de stuurhut in geladen conditie, op basis van de gemiddelde golfgegevens.


0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

Punten 2 en 3 Containers vooraan hoofdruim 1,0E+01


1,0E+00


1,0E-01


1,0E-02


1,0E-03

1 / traject

1,0E-04

Figuur 8.135: Kans op het overschrijden van een acceleratie van 1.59 m/s² ter plekke van de containers vooraan in het hoofdruim in geladen conditie, op basis van de gemiddelde golfgegevens.


Pagina 72


0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

Punten 4 en 5 Containers midden hoofdruim 1,0E+01


1,0E+00


1,0E-01


1,0E-02

Schelde - Zeebrugge (totaal), V = 11 Kn Zeebrugge - Schelde (totaal), V = 11 Kn 1 / levensduur

1,0E-03


1,0E-04

Figuur 8.136: Kans op het overschrijden van een acceleratie van 1.59 m/s² ter plekke van de containers midden in het hoofdruim in geladen conditie, op basis van de gemiddelde golfgegevens.


0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

Punt 6 en 7 Containers achteraan hoofdruim 1,0E+01 Schelde - Zeebrugge, V = 9 Kn Zeebrugge - Schelde, V = 9 Kn Overschrijdingskans [-]

1,0E+00

Schelde - Zeebrugge (totaal), V = 9 Kn Zeebrugge - Schelde (totaal), V = 9 Kn Schelde - Zeebrugge, V = 10 Kn

1,0E-01


1,0E-02

Schelde - Zeebrugge (totaal), V = 11 Kn Zeebrugge - Schelde (totaal), V = 11 Kn 1 / levensduur 1 / jaar 1 / traject

1,0E-03

1,0E-04

Figuur 8.137: Kans op het overschrijden van een acceleratie van 1.59 m/s² ter plekke van de containers achteraan in het hoofdruim in geladen conditie, op basis van de gemiddelde golfgegevens.


Pagina 73


0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

Punten 8 en 9 Containers achteraan achterruim 1,0E+01


1,0E+00


1,0E-01


1,0E-02


1,0E-03

1 / traject

1,0E-04

Figuur 8.138: Kans op het overschrijden van een acceleratie van 1.84 m/s² ter plekke van de containers achteraan in het achterruim in geladen conditie, op basis van de gemiddelde golfgegevens.


0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

3,00

3,50

Punt 1 Stuurhut 1,0E+01 Schelde - Zeebrugge, V = 9 Kn Zeebrugge - Schelde, V = 9 Kn


Schelde - Zeebrugge (totaal), V = 9 Kn 1,0E+00


1,0E-01


1,0E-02


1,0E-03

1,0E-04

Figuur 8.139: Kans op het overschrijden van een acceleratie van 2.94 m/s² ter plekke van de stuurhut in ballastconditie, op basis van de gemiddelde golfgegevens.

Bijlagen bij Hoofdstuk 9: Voortstuwing

Pagina 1

Sleepweerstand

9, 0

10 ,0

11 ,0

12 ,0

9, 0

10 ,0

11 ,0

12 ,0

8,0

7,0

6,0

5, 0

4, 0

3,0

2,0

1, 0

0,0

160,0 140,0 120,0 100,0 80,0 60,0 40,0 20,0 0,0

Snelheid (kn)

Figuur 9.1: De sleepweerstand (kN) Sleepverm o g e n

8, 0

7, 0

6, 0

5, 0

4, 0

3, 0

2, 0

1, 0

0, 0

1000,0 900,0 800,0 700,0 600,0 500,0 400,0 300,0 200,0 100,0 0,0

Snelheid (kn)

Figuur 9.2: Het sleepvermogen (kW)

Figuur 9.3: Schroefkarakteristieken: KT , 10 . KQ , η0 . ηR in functie van de snelheidsgraad J

Faculteit Toegepaste Wetenschappen. Optimalisatie van een vrachtschip voor de estuaire vaart: L eau Relie. Deel I: Tekst

Recommend Documents