Manoevrieren und Manoevrierorgane - M

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Manoevrieren und Manoevrierorgane
9. Februar 2001
Manövrieren und Manövrierorgane
1
Ausgangssituation
Spätestens seit dem Aufstellen der IMO-Empfehlungen für die Manövrierfähigkeit von Schiffen wird
deutlich, daß der Beherrschung des Manövrierverhaltens vor allem während der Entwurfsphase des
Schiffes zunehmende Bedeutung zukommt. Wenn die IMO-Empfehlungen relevant werden, wird es notwendig sein, sowohl Schiffe als auch deren Manövrierorgane auf ganz bestimmte Eigenschaften hin zu
entwerfen. Relevant ist hier nicht in dem Sinne zu verstehen, daß die Vorschriften tatsächlich rechtlich
bindend werden (dies kann -die übliche Trägheit der IMO vorausgesetzt - noch Jahre dauern, vgl. z.B.
die verschärften Stabilitätsanforderungen gemäß Resolution 749), sondern daß sie aufgrund von Anforderungen des Kunden Eingang in die Bauvorschrift finden. Kein weitblickender Kunde würde nämlich
mit Blick auf den Wiederverkaufswert ein Schiff akzeptieren, das diese Forderungen nicht erfüllt, auch
wenn sie momentan noch nicht rechtlich bindend sind. Die IMO-Anforderungen repräsentieren jedoch
höchstens einen Durchschnitt gebauter Schiffe und stellen somit allenfalls Minimalanforderungen an das
Manövrierverhalten dar. Tatsächlich sind -vor allem im Interesse des Kunden- aus folgenden Gründen
Manövriereigenschaften anzustreben, die deutlich über die von der IMO aufgestellten Minimalanforderungen hinausgehen:
• Das Manövrierverhalten ist für den Betreiber des Schiffes wesentlich. Da der Kunde für ein Schiff
viel Geld bezahlt, hat er auch das Recht, ein Schiff zu erhalten, das vernünftig steuert.
• Eine Verbesserung des Manövrierverhaltens kommt immer der Schiffssicherheit insgesamt zu Gute
und stärkt daher die Wettbewerbsfähigkeit des Entwurfes.
• Die Verbesserung des Manövrierverhaltens kostet im allgemeinen außer Nachdenken in der Entwurfsphase praktisch kaum Geld.
Was bedeutet nun eigentlich gute Manövrierfähigkeit? Hier stehen wir -änhlich wie bei der Bewertung
des Seeverhaltens- vor dem Problem, einen quantitativen Bewertungsmaßstab für das Manövrierverhalten zu Grunde zu legen. Dabei sind die Forderungen der IMO- auch wenn sie in vielen Punkten
diskutabel sind, doch eine erste Grundlage. Im wesentlichen geht es nämlich bei der Beurteilung des
Manövrierverhaltens um folgende Eigenschaften des Schiffes:
• Kursstabilität: Hierunter ist die Eigenschaft des Schiffes zu verstehen, mit minimalem Aufwand
(u. U. troz widriger Umstände wie z.B. Seitenwindeinfluß) einen gegebenen Kurs zu halten oder
einzunehmen. Diese Eigenschaft wird durch Zick-Zack- Manöver überprüft, wobei erster und zweiter Überschwingwinkel laut IMO-Forderungen folgende Werte nicht überschreiten dürfen (dabei
erscheint es mir allerdings physikalisch unsinnig, daß Winkel an eine Größe gekoppelt sind, die in
Sekunden ausgedrückt wird):
– 1. Überschwingwinkel: 10 Grad beim 10/10 Zick- Zack- Manöver, wenn L/v weniger als
10 Sekunden beträgt.
– 1. Überschwingwinkel: 20 Grad beim 10/10 Zick- Zack- Manöver, wenn L/v mehr als 30
Sekunden beträgt.
– 1. Überschwingwinkel: (5+0.5L/v) Grad beim 10/10 Zick- Zack- Manöver, wenn L/v
mehr als 10 und weniger als 30 Sekunden beträgt.
– 2. Überschwingwinkel: 15 Grad + der Wert des 1. Überschwingwinkels (je nach L/v)
beim 10/10 Zick-Zack- Manöver.
– 1. Überschwingwinkel: 25 Grad unabhängig von L/v beim 20/20 Zick-Zack Manöver.
– Kursstabilität: Die Strecke zum Erreichen einer Kursabweichung von 10 Grad beim 10/10
Zick-Zack- Manöver soll 2.5 Schiffslängen nicht überschreiten.
Stefan Krueger (TKB)
$E4TEXT/veroeffentl/vorlesung/manoe/manoe.tex
kruegers@fsg-ship.de
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• Drehfähigkeit: Hierunter ist die Eigenschaft des Schiffes zu verstehen, schnell einen gegeben
Kurs zu verlassen und in einen (möglichst kleinen) Drehkreis zu gehen. Diese Eigenschaft wird
anhand der Drehkreise bei maximal möglicher Ruderlage überprüft:
– Advance: Der Längsweg (Beginn des Drehmanövers bis zum Erreichen einer 90-Grad Kursänderung) soll nicht mehr als 4.5 Schiffslängen betragen.
– Taktischer Durchmesser: Gemessen als Querabstand vom Beginn des Manövers bis zum
Erreichen einer Kursänderung von 180 Grad, soll der taktische Durchmesser nicht größer sein
als 5 Schiffslängen.
• Operationsfähigkeit: Hierunter wird die Bedienbarkeit der Manövrierorgane verstanden. Im
wesentlichen sind dies:
– Ruderlegezeiten: Gefordert wird (seltsamerweise unabhängig von der Schiffsgröße) einer
Ruderlegezeit von 28 Sekunden innerhalb eines Ruderhartlagenmanövers. Gemessen wird
dabei die Zeit, die benötigt wird, um das Ruder von 35 Grad auf 30 Grad nach der anderen
Seite zu legen. Manche Klassen fordern zusätzlich, daß unter Verwendung beider Pumpen
der Rudermaschine die Ruderbewegung in 14 Sekunden nachzuweisen ist.
– Der Stopweg -nachzuweisen beim Umsteuermanöver soll weniger als 15 Schiffslängen betragen.
Betrachten wir zunächst die beiden erstgenannten Eigenschaften, nämlich Kursstabilität und Drehfähigkeit, dann wird sofort deutlich, daß diese Eigenschaften einander entgegengesetzt sind: Ein kursstabiles
Schiff wird Schwierigkeiten haben, die Drehkreisanforderungen einzuhalten, und umgekehrt wird ein
Schiff, das über sehr gute Dreheigenschaften verfügt, schlecht auf Kurs gehalten werden können.
Die geforderten Ruderlegezeiten sind deswegen physikalisch problematisch, weil sie einmal keine
Rücksicht auf die Schiffsgrösse nehmen (da es sich um Zeiten handelt, müßten sie nach der Froudeschen
Änhlichkeit wie √1λ mit λ als Maßstab, z.B. aus der Schiffslänge, abnehmen) und zum anderen überhaupt
nicht berücksichtigen, ob das Ruder unter diesen Bedingungen überhaupt noch vernünftigen Auftrieb
liefert. Wir werden später noch sehen, daß insbesondere diese Bedingung den Entwurf des Ruders heftig
beeinflußt. Zum geforderten Stopweg ist zu sagen, daß er naturgemäß um so größer wird, je geringer
der Widerstand des Schiffes ist und ansonsten ausschließlich von der Umsteuerfähigkeit (maximale
Geschwindigkeit zum Umsteuern und Anlaßzeit) der Hauptmaschine abhängt.
Angesichts der heutigen Möglichkeiten der Rechentechnik ist es nun naheliegend, zur Bestimmung des
Manövrierverhaltens und zur Auslegung der Steuerorgane numerische Simulationsverfahren einzusetzen.
Dabei sind an eine solche Methode folgende Anforderungen zu stellen:
• zuverlässige Auslegung und Dimensionierung der Manövrierorgane allein aufgrund der Berechnungen
• Berechnung beliebiger Manöver und beliebiger Beladungszustände durch First Principles
• Berechnung muß zu jedem Zeitpunkt in der frühen Entwurfsphase möglich sein
• Alle relevanten Umwelteinflüsse müssen berücksichtigt werden
• Das Verfahren muß aufgrund von eingebrachten Erfahrungen (z. B. Messungen) stetig verbesserbar
sein
Bevor wir nun Einzelheiten des Rechenmodelles und der Mannöver diskutieren, ist es notwendig, die
unterschiedlichen, sich zum Teil widersprechenden Manövriereigenschaften zu ordnen und zu überlegen, durch welche Eigenschaften des Schiffsentwurfes sie günstig beinflußt werden. Dabei gehe ich
-anders als bei der reinen Bewertung des Manövrierverhaltens- davon aus, daß beim Schiffsentwurf die
Manövrierfähigkeit des Schiffes -analog zum Glattwasserwiderstand- ein echtes Entwurfsziel darstellt.
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Kurshaltefähigkeit
Oben wurde festgestellt, daß sich Kurshaltefähigkeit und Drehfähigkeit einander widersprechen. Setzt
man voraus, daß es gelingt, die IMO-Kriterien einzuhalten, stellt sich trotzdem die Frage, auf welche
der beiden Eigenschaften man mehr Wert legen möchte. Dies ergibt sich fast zwangsläufig aus dem
Einsatzprofil des Schiffes: Wenn die eigentliche Reisezeit groß ist gegenüber Hafen-und Revierfahrt, ist
die Kurshaltefähigkeit natürlich deutlich wichtiger als z.B. bei Kurzstreckenfähren, die fast ausschließlich im Manövrierbetrieb fahren. Da sich die Kursstabilität als kleine Differenz zweier großer Kräfte
(Unter-/ Überwasserkräfte sowie Massenkräfte) auffassen läßt, ist es außerordentlich schwierig, allgemeine Regeln anzugeben. Daraus folgt, daß die absolute Kursstabilität von vielen Feinheiten abhängt,
die zudem noch stark vom jeweiligen Ladefall beeinflußt werden. Generell lassen sich jedoch folgende, die Kursstabilität positiv beeinflussende Tendenzen aufzeigen, ohne daß deren Einhaltung per se
sicherstellt, daß das Schiff dann in allen Situationen tatsächlich auch kursstabil ist. Lange, schlanke Schiffe sind eher kursstabil als kurze, dicke. Darüberhinaus gilt, daß achtern liegende Anteile der
Unterwasserlateralfläche die Kursstabilität vergrößern (z.B. Tothölzer, Ruder und Ruderhörner), vorn
liegende diese dagegen verschlechtern (z.B. ein langer Bugwulst). Gleichzeitig gilt natürlich auch, daß
ein kopflastiger Trimm (einschließlich dynamischem Anteil) die Kursstabilität negativ, ein achterlastiger
Trimm positiv beeinflußt. Darüberhinaus gibt es eine starke Wechselwirkung mit der Rollbewegung:
Je mehr das Schiff zu starken Rollwinkeln neigt, um so ungünstiger wird dessen Kurshaltefähigkeit. Es
bedarf keiner weiteren Erläuterung, daß ein kursinstabiles Schiff nur durch verstärktes Ruderlegen auf
Kurs gehalten werden kann, wobei beträchtliche Zusatzwiderstände entstehen können, die beim Propulsionsversuch aufgrund der seitlichen Fesselung des Modelles nicht auftreten. Im schlimmsten Fall läuft
man dann Gefahr, die Vertragsgeschwindigkeit nicht zu erreichen. Aus diesen Gründen versuchen wir
bei allen Entwürfen stets, eine maximal mögliche Kursstabilität zu erreichen. Folgt man dieser Auffassung, dann wird offensichtlich, daß gute Dreheigenschaften des Schiffes nahezu ausschließlich durch
ein leistungsfähiges Ruder sichergestellt werden können. Daher werden wir uns im nächsten Abschnitt
mit der Frage auseinandersetzen, durch welche Eigenschaften ein leistungsfähiges Ruder gekennzeichnet
ist. Bevor wir dies an einigen Manöversimulationen erproben, sollen jedoch zuerst einige wesentliche
Grundlagen bereitgestellt werden.
3
Ruderentwurf und Berechnungsgrundlagen
Aus oben angeführten Gründen kommt dem Entwurf des Ruders eine zentrale Bedeutung für die
Manövriereigenschaften zu. Daher ist es notwendig, das Ruder bereits in der sehr frühen Entwurfsphase
zuverlässig auslegen zu können. Besonders wichtig ist, daß die Ruderauslegung rechtzeitig geschieht,
auch vor allem deswegen, weil die Lage des Ruderschaftes die Position des hinteren Lotes und damit das
Bauspantenraster festlegt, welches später nur mit großem Nachpflegeaufwand geändert werden kann.
Generell sind allgemeine Entwurfsrichtlinien für Ruder nicht bekannt, die Klassen geben lediglich
Empfehlungen für die Ruderfläche in Abhängigkeit von der Unterwasserlateralfläche. Dabei wird auf
hydrodynamische Feinheiten jedoch keine Rücksicht genommen. Generell lassen sich die Anforderungen
an ein Ruder jedoch folgendermaßen klassifizieren, wobei sich daraus ein Entwurfsschema ableiten läßt:
• In der überwiegenden Anzahl der Fälle wird das Ruder zum Kurshalten verwendet. Daraus resultiert die Forderung, große Steuerkräfte schell bei geringem Widerstand (zur Anschauung: Ein
voll gelegtes Ruder hat etwa den gleichen Widerstand wie das gesamte Schiff) zur Verfügung
zu stellen. Dies wird zum einen dadurch erreicht, daß das Ruder bei kleinen Anstellwinkeln eine
große Querkraft produziert und zum anderen dadurch, daß der entsprechende Anstellwinkel durch
zügiges Ruderlegen schell erreicht werden kann.
• Bei Drehkreisfahrt kommt es im wesentlichen auf den Höchstauftrieb des Ruders an. Außerdem
verringert sich die Geschwindigkeit des Schiffes erheblich, wohingegen bei den üblichen Regelungen
der Hauptmaschine die Propellerdrehzahl in etwa konstant bleibt. Daraus resultiert nicht nur die
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Forderung nach maximalem Höchstauftrieb, sondern auch nach maximalem Auftrieb bei geringer
Schiffsgeschwindigkeit.
• Zusätzlich sind die geforderten Ruderlegezeiten einzuhalten.
• Wesentliche Randbedingung ist ferner, daß in die Klassevorschriften für die Bemessung von Ruder,
Schaft und Rudermaschine nahezu ausschließlich von der Ruderfläche abhängen. Da sich daraus
unmittelbar die Baukosten ergeben, bedeutet das, daß -gleiche Wirksamkeit vorausgesetzt- ein
kleineres Ruder immer die billigere Lösung darstellt.
Wir wollen nun im folgenden die einzelnen Anforderungen etwas näher untersuchen. Vorher sei aber
noch auf einen wichtigen Umstand hingewiesen: Vergleicht man die wesentlichen Ruderbauformen,
nämlich Voll-und Halbschweberuder, dann ist unbestritten, daß die Wirksamkeit eines (flächengleichen)
Vollschweberuders etwa doppelt so groß ist wie die des Halbschweberuders, auch wenn das Vollschweberuder erhebliche konstruktive Probleme (resultierend aus der kombinierten Biege-Schubbelastung des
Schaftes) zur Folge hat. Da diese jedoch -auch bei höheren Geschwindigkeiten- beherrschbar sind und es
beim Ruder allein auf dessen Wirksamkeit ankommt, verwenden wir ausschließlich Vollschweberuder mit
mittragendem Kokerrohr. Daher wird im folgenden ausschließlich auf Vollschweberuder eingegangen.
3.1
Große Ruderquerkraft bei kleinen Anstellwinkeln
Grundsätzlich läßt sich das Ruder als ein im Propellerstrahl arbeitender Tragflügel auffassen. Dessen
Auftrieb ergibt sich zu:
L=
1
2
ρCL vR
AR
2
Dabei bedeuten CL der Auftriebsbeiwert, vR die Anströmgeschwindigkeit der Ruders und AR die Ruderfläche. Will man nun große Ruderkräfte bei kleinen Anstellwinkeln erzeugen, kommt es im wesentlichen
auf den Gradienten des Auftriebsbeiwertes an. Es ist bekannt, daß dieser im wesentlichen vom Seitenverhältnis Λ (Ruderhöhe/Profiltiefe) abhängt. Je größer das Seitenverhältnis, desto größer der Gradient
des Auftriebsbeiwertes und damit der Auftrieb bei gleichem Ruderwinkel. Dies läßt sich anschaulich
dadurch erklären, daß bei größer werdendem Seitenverhältnis die Verluste durch die Randumströmung
relativ abnehmen. Dabei ist zu beachten, daß sich das Seitenverhältnis verdoppelt, wenn die Umströmung einer Ruderkante ganz verhindert wird (z. B durch eine freie Oberfläche an Ruderoberkante)
oder sich entsprechend vergrößert, wenn diese teilweise behindert wird (z.B. durch feste Ruderskegs an
der Oberkante, wobei hier Spaltbreite (50mm mindestens aufgrund von Eisforderungen) und Öffnung,
etwa durch Ruderwinkel, entscheidend sind. In diesem Zusammenhang sei darauf hingewiesen, daß
häufig versucht wird, die Ruderwirksamkeit durch eine Endscheibe an dessen Unterkante zu verbessern.
Hier muß man unbedingt beachten, daß im Seegang erhebliche Zusatzkräfte in das Traglager eingebracht
werden, die bei dessen Dimensionierung berücksichtigt werden müssen). Söding gibt folgende Beziehung
für den Auftriebsbeiwert CL eines freifahrenden Ruders für kleine Anstellwinkel δ an:
CL = 2π
Λ(Λ + 0.7)
sin δ
(Λ + 1.7)2
Eine ausführliche Diskussion dieser Beziehung findet sich bei SÖDING (1995). Daraus ergibt sich, daß
es günstig ist, das Seitenverhältnis des Ruders möglichst groß zu wählen (zusätzlich wird -zumindest
aufgrund neuerer numerischer Berechnungen von CHAU, EL MOCTAR un SÖDING- der Gradient des
Auftriebsbeiwertes auch von der verwendeten Profilform beeinflußt, dieser Einfluß wird später diskutiert).
Das Ruder wird jedoch nicht frei angeströmt, sondern befindet sich (zumindest teilweise) im Propellerstrahl. Nach der einfachen Strahltheorie gilt für die Strahlgeschwindigkeit unendlich weit hinter dem
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Propeller mit vA = vS (1 − w) als Anströmgeschwindigkeit des Propellers und cth als Schubbelastungsgrad:
√
vx,∞ = vA 1 + cth
Ferner läßt sich die Geschwindigkeit und Strahlkontraktion am Orte des Ruders (etwa 1/4-Linie) angeben (vgl. z.B. SÖDING 1982). Man erkennt unmittelbar, daß es für das Ruder günstig ist, wenn die
durch den Propeller induzierten Geschwindigkeiten möglichst groß sind. Dies bedeutet aber einen großen
Propellerschub, der natürlich aus Gründen der Leistungsminimierung nicht erwünscht ist. Gleichzeitig wird aber noch folgendes deutlich: Will man die Ruderfläche möglichst klein halten, dann ist es
sinnvoll, die Ruderhöhe gerade nur so groß wie den Propeller zu wählen, da dann das Verhältnis Ruderwirksamkeit/Ruderfläche maximal wird. Dem steht entgegen, daß eine größere Ruderhöhe natürlich zu
einem günstigeren Seitenverhältnis führen würde. Dies läßt sich jedoch verbessern, wenn ein größerer
Propellerdurchmesser gewählt wird, u.U. auch verbunden mit geringen Wirkungsgradverlusten, falls das
baulich noch zu vetreten ist (hinzu kommt, daß sich bei Manövern die Schiffsgeschwindigkeit verringert,
und der Schub sich aufgrund konstanter Drehzahl erhöht. Dadurch werden die außerhalb des Strahles
liegenden Ruderteile relativ gesehen noch unwirksamer).
Liegt nun damit die Ruderhöhe fest, ergibt sich automatisch dann ein günstiges Seitenverhältnis,
wenn die Ruderfläche klein ist. Soll das Ruder möglichst schnell gelegt werden können, ist es erforderlich,
daß das Schaftmoment (sowie dessen Gradient) möglichst gering sind. Dies erreicht man nicht nur durch
eine gute Balancierung des Ruders, sondern auch dadurch, daß weit vorne (am Ruder) liegende Teile
(z.B. COSTA-Birne) in den sich entwickelnden Propellerstrahl hineingedreht werden (vgl. Abb. 1.)
Abbildung 1: Anordnung des Ruders im Propellerstrahl
3.2
Ruder mit maximalem Höchstauftrieb
Der Höchstauftrieb des Ruders wird durch den Strömungsabriß an Rudervorkante (und damit einhergegehendem Auftriebsverlust) bestimmt. Der Strömungsabriß ist gekoppelt an den Grenzanstellwinkel,
der im wesentlichen durch folgende Größen bestimmt wird:
• Seitenverhältnis: Je größer das Seitenverhältnis, desto geringer wird der Grenzanstellwinkel.
Daraus ergibt sich, daß der erzielbare Höchstauftrieb des Ruders etwa unabhängig vom Seitenverhältnis ist: Großes Seitenverhältnis bedeutet zwar einen großen Auftriebsbeiwertgradienten,
aber geringen Grenzantellwinkel und umgekehrt.
• Profilform Allgemein gilt, daß dicke Profile höhere Grenzanstellwinkel haben als dünnere. Dies
liegt einfach daran, daß sie in der Nähe der Vorkante aufgrund des größeren Nasenradius einen
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geringeren Druckgradienten aufweisen. Allerdings sind sie auch durch höhere Widerstandsbeiwerte
gekennzeichnet. Neuere Berechnungen (EL MOCTAR 1997) haben gezeigt, daß Hohlflankenprofile
einen siginifikant höheren Maximalauftrieb haben als die allgemein verwendeten NACA-Profile.
• Reynoldszahl: Der Grenzanstellwinkel wächst mit steigender Reynoldszahl. Dabei scheint sich
aufgrund von neueren Berechnungen (EL MOCTAR 1997) anzudeuten, daß der Reynoldszahleinfluß sich stärker bei den dickeren Profilen auswirkt. Für den Ruderentwurf bedeutet das, daß
sich der Grenzanstellwinkel (und damit der Höchstauftrieb) nicht zuverlässig aus Modellversuchen
bestimmen läßt.
Oben haben wir gesehen, daß es für die Manöver unter kleinen Ruderwinkeln günstig ist, wenn das Seitenverhältnis möglichst groß ist. Dieses führt aber offensichtlich zu ungünstigen Grenzanstellwinkeln.
Daher stellt sich nun die Frage, wie für ein Ruder mit gegebenem Seitenverhältnis (und Reynoldszahl)
der Grenzanstellwinkel (und damit der Höchstauftrieb) noch gesteigert werden kann. Offensichtlich ist
dies durch die Wahl der Profilform möglich. Wir verwenden daher als Ruderprofil immer ein gemäßigtes Hohlflankenprofil, und zwar das HSVA-Mischprofil 73. Nach neueren Berechnungen (EL MOCTAR
1997 oder CHAU 1997) ist dieses Profil durch das günstigste Verhältnis von Auftrieb und Widerstand
gekennzeichnet. Außerdem wird der Grenzanstellwinkel und damit der Höchstauftrieb günstig durch
dickere Profile beeinflußt. Dem steht jedoch entgegen, daß dadurch der Widerstand zunimmt. Trotzdem bin ich der Ansicht, daß dickere Profile (gemeint sind Profile bis etwa 25% Dickenverhältnis) aus
folgenden Gründen vorzuziehen sind:
• Gleiche Querkraft vorausgesetzt, benötigt das Ruder mit den dickeren Profilen eine geringere
Fläche (und ist damit billiger). Dadurch wird zumindest ein Teil des höheren Widerstandes
kompensiert.
• Der Widerstandsanteil des nicht gelegten Ruders ist so gering, daß in jedem Fall der guten
Manövrierfähigkeit der Vorrang gegeben werden sollte.
• Vollschweberuder benötigen ohnehin dickere Profile, um den Schaft unterzubringen.
Bedenkt man, daß das Ruder nicht frei angeströmt wird, sondern im Propellerstrahl angeordnet ist, dann
ergibt sich noch eine zusätzliche Möglichkeit der Steigerung des Grenzanstellwinkels. Bedingt durch die
im Propellerstrahl auftretenden Tangentialgeschwindigkeiten erfährt auch schon das nicht gelegte Ruder
einen Anstellwinkel. Dieser variiert in Höhenrichtung (des Ruders) und hängt im wesentlichen von der
Steigung der freien Wirbel k0 im Propellerstrahl ab. Unter den üblichen Annahmen der Theorie der
tragenden Linie (vgl. ISAY 1964) ergibt sich diese in Abhängigkeit vom Radius r zu:
k0
vA + uq
= tanβi =
r
ωr + vq
Dabei bedeuten ω die Kreisfrequenz des Propellers, βi der hydrodynmaische Anstellwinkel des Propellers, uq und vq die propellerinduzierten Geschwindigkeiten. Diese können aufgrund eines von ISAY
(1964) angegebenen Verfahrens für einen gegebenen Propeller und Schubbelastungsgrad leicht berechnet
werden. Abb. 2
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Abbildung 2: Resultierende Geschwindigkeitsverteilung der Höhe nach bei der 1/4-Line des Ruders.
Grün: Axialgeschwindigkeit, rot: Tangentialgeschwindigkeit, blau: Anstellwinkel
zeigt die so berechneten Verhältnisse im Propellerstrahl für einen Propeller mit einem Steigungsverhältnis von 0.87 und einem Schubbelastungsgrad von 1.1. Deutlich ist erkennbar, daß im Strahl
Anstellwinkel bis etwa 16 Grad erreicht werden. Daraus läßt sich aich die Tatasache entnehmen, daß
der Strömungsabriß bei den inneren Radien beginnt und dann mit zunehmendem Anstellwinkel nach
außen wandert. Abhilfe schaffen hier entweder ausreichend dicke Profile oder aber Profile, deren Skelettlinie entlang der jeweiligen Anstellwinkel ausgerichtet sind (etwa stoßfreier Eintritt).
Abbildung 3: Vergleich der Druckverteilung zweier Ruderprofile im Propellerstrahl, Dickenverhältnis
21%, Anstellwinkel 11 Grad. Deutlich erkennt man, daß das unsymmetrische Profil geringere Druckgradienten auf der Saugseite (rot) hat.
Abb. 3 zeigt beispielsweise den Vergleich der berechneten Druckverteilung für ein Mischprofil im
(durch oben gekennzeichnete Parameter gegebenen) Propellerstrahl oberhalb der COSTA-Birne, An-
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stellwinkel 11 Grad. Deutlich ist erkennbar, daß das gewölbte Profil geringere Druckgradienten in der
Nähe der Vorkante aufweist. Versuche (WOLFF 1995) haben gezeigt, daß sich mit solchen Maßnahmen
der erzielbare Höchstauftrieb merklich steigern läßt (die Versuche ergaben eine Steigerung des Auftriebes
um ca. 20 %, wurden jedoch bei sehr kleinen Reynoldszahlen durchgeführt. Inwieweit deren Übertragbarkeit auf die Großausführung möglich ist, bleibt derzeit noch unklar). Gleichzeitig läßt sich mit
solchen Methoden ein günstiger Abstand zwischen Ruder und Propeller ermitteln, um eine Ablösung
an der Rudervorkante, insbesondere auf den inneren Radien, zu vermeiden. Da sich die propellerinduzierte Axialgeschwindigkeit -abhängig von der Steigung der freien Wirbel- auf den inneren Radien erst
in größerem Abstand voll ausbildet, steigt bei zu geringem Abstand zwischen Ruder und Propeller die
Gefahr von (natürlich im Modellversuch überzeichneten) Ablösungen an Rudervorkante.
Eine Überprüfung der Ruderprofile im Propellerstrahl mit den Methoden der Profiltheorie ist in
jedem Falle erforderlich, um deren Kavitationsicherheit zu gewährleisten. Zusätzlich ist noch zu beachten, daß die Biege-und Torsionseigenfrequenz des Ruders nicht mit der Erregung durch den Propeller
zusammenfällt. Innerhalb von E4 liegen Methoden vor, die aufgrund der oben beschriebenen Zusammenhänge einen Ruderentwurf durchführen, das Ruder nach Klassevorschriften dimensionieren und eine
Bewertung des Ruders durchführen.
3.3
Ruderkraftberechnungen mit Panelmethoden
Auch für Ruder lassen sich CFD-Methoden erfolgreich zur Berechnung der auftretenden Kräfte einsetzen. Gegenüber den auf der Theorie der tragenden Linie basierenden Methoden ergibt sich der Vorteil,
daß die Dreidimensionalität der Strömung besser untersucht werden kann, insbesondere wird der Einfluß
des Propellerstrahles sowie von zusätzlichen Strömungskörpern, wie z.B. Skegs, besser wiedergegeben.
Im Gegensatz zu den bei der Optimierung der Schiffsform angewendeten CFD-Verfahren zur Berechnung des Wellenwiderstandes (direkte Methoden, bei denen als Lösung des Gleichungssystems direkt
das Strömungspotential berechnet wird) muß bei der Berechnung des Ruders auch der Auftrieb mit
berücksichtigt werden. Dafür eignen sich die sogenannten indirekten Verfahren besser, bei denen die
Quell- bzw. Dipolstärke aus der Lösung des Gleichungssystems berechnet wird. Die direkten Verfahren basieren auf dem 2. Greenschen Satz, wobei das Potential (dargestellt durch Quellen oder Dipole)
als vom Ruder verursachte Störung der Anströmgeschwindigkeit (einschließlich des Propelleranteiles)
modelliert wird. Der durch das Ruder entstehende Nachlauf wird durch sogenannte Nachlaufpaneele
modelliert, die etwa unter dem halben Anstellwinkel hinter dem Ruder angeordnet werden (vgl. Abb.
4).
Abbildung 4: Panelnetz des Ruders, 20 Grad Anstellwinkel, mit festem Skeg und Nachlaufpaneelen.
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Das von uns verwendete Panelverfahren zur Ruderkraftberechnung im Propellerstrahl wurde von
SÖDING (1997) entwickelt, bezüglich weiterer Einzelheiten wird auf die Originalarbeit verwiesen. Eine
gewisse Verbesserung des von SÖDING (1997) angegebenen Verfahrens erhält man, wenn der Propellerstrahl nicht mit der Strahltheorie, sondern mit höherwertigeren Verfahren, mindestens jedoch mit
der Theorie der tragenden Linie, vgl. ISAY (1963) oder KRÜGER (1997) modelliert wird. Das höherwertigere Propellermodell verbessert dabei die Berechnung des Auftriebes nicht wesentlich, da dieser
hauptsächlich durch die axiale Strahlkomponente bestimmt wird, die insgesamt von der Strahltheorie
richtig widergegeben wird. Vor allem wird das berechnete Schaftmoment genauer, da dies wesentlich durch die tangentialen Geschwindigkeiten im Strahl determiniert wird. Bei der Bestimmung der
effektiven Anstellwinkels des Ruders ist ebenfalls die genauere Modellierung des Propellerstrahles zu bevorzugen. Da unser Panelverfahren eine Potentialmethode darstellt, können natürlich Ablösungseffekte
nicht berücksichtigt werden. Daher ist die Berechnung des Grenzanstellwinkels sowie die Berechnung
des Schaftmomentes bei größeren Anstellwinkeln nicht möglich, hier müssen zukünftig viskose Methoden
verwendet werden. SÖDING (1997) gibt aber ein einfaches, ingenieurmäßiges Verfahren an, nach dem
der Maximalauftrieb aufgrund von (einfacher durchführbaren) viskosen Berechnungen für 2D-Profile
kombiniert mit den Auftriebsbeiwerten des 3D-Panelverfahrens brauchbar bestimmt werden kann. Zur
Berechnung der Ruderkräfte, die später bei der Simulation von Manövern verwendet werden sollen,
empfiehlt sich nach meinen Erfahrungen folgende Vorgehensweise: Da die Ruderkräfte offenbar erheblich von der Propellerstrahlgeschwindigkeit abhängen und gleichzeitig während eines Manövers die
Propellerdrehzahl nahezu konstant gehalten wird, gibt man eine feste Drehzahl vor und einen Bereich
von Geschwindigkeiten, die während der einzelnen Manöver erwartet werden. Für diese Schar von
Anströmbedingungen wird für alle relevanten Anstellwinkel dann die Berechnung der Ruderkräfte vorgenommen. Später kann dann während der eigentlichen Simulation abhängig vom Schubbelastungsgrad
und (effektivem) Ruderwinkel interpoliert werden.
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CTH:
1.4
3.0
5.8
12.7
36.6
CTH:
1.4
3.0
5.8
12.7
36.6
Abbildung 5: Querkraft (oben) und Schaftmoment (unten) des Ruders für verschiedene Schubbelastungsgrade.
Abb. 5 zeigt so berechnete Ruderquerkräfte (quer zum Schiff) und Schaftmomente für das Ruder
unsrerer C-Box. Deutlich erkennt man, daß auch bei den hohen Schubbelastungsgraden (der höchste
Schubbelastungsgrad entspricht etwa einer Schiffsgeschwindigkeit von 6kn, der niedrigste etwa 17 kn)
der Ruderauftrieb nicht sehr stark abfällt, was natürlich daran liegt, daß das Ruder gerade so groß wie
der Propeller gewählt wurde, allerdings ohne Berücksichtigung der Strahlkontraktion. Man erkennt auch
deutlich, daß das Schaftmoment bei gleichem Anstellwinkel abhängig von der Schubbelastung sein Vorzeichen wechselt. Dies Verhalten wird auch bei Probefahrtsmessungen, insbesondere bei Drehkreisfahrt,
immer wieder beobachtet. Der Grund ist darin zu sehen, daß das Schaftmoment im wesentlichen durch
die tangentiale Komponente im Propellerstrahl bestimmt wird, die bei steigender Propellerbelastung
relativ stärker zunimmt als die axiale, da ja im Strahl auch noch der Anteil vs (1 − w) enthalten ist.
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Numerische Simulation von Manövern
Kurze Beschreibung des Rechenmodelles
Die Anforderungen, welche an ein numerisches Modell zu stellen sind, wurden oben schon aufgeführt.
Nun gibt es im wesentlichen zwei verschiedene Arten von Methoden, um numerische Simulation von
Manövern zu betreiben: Einmal sind dies die sogenannten Bewegungsmodelle, bei denen die vollständigen Bewegungsgleichungen, ausgedrückt durch Koeffiziententerme, gelöst werden. Dabei werden die
einzelnen Koeffizienten durch Identifikation spezieller Manöver ermittelt. Daraus können dann andere
Manöver simuliert werden. Der Nachteil dieser Methode liegt darin, daß immer erst Manöver vorhanden
sein müssen, um die Koeffizienten ermitteln zu können. Gleichzeitig sind die für eine Schwimmlage gefundenen Koeffizienten nicht ohne weiteres auf andere Beladungszustände übertragbar. Daher sind diese
Modelle für Entwurfszwecke von vorne herein nicht brauchbar. Eine andere Art von Methoden bilden
die sogenannten Kraftmodelle: Hier werden für einen beliebigen Zeitpunkt alle auf das Schiff wirkenden
Kräfte eingesammelt, daraus ergeben sich die momentan wirkenden Beschleunigungen. Durch Integration erhält man dann die Geschwindigkeiten sowie (durch nochmaliges Integrieren) die Bahndaten. Bei
diesen Methoden kommt es nun darauf an, alle auf das Schiff wirkenden Kräfte möglichst genau zu bestimmen, was insbesondere für die viskosen Anteile außerordentlich schwierig ist. Vorteilhaft ist jedoch
für Entwurfszwecke, daß das Modell modular so aufgebaut werden kann, daß die einzelnen Kraftanteile
sukzessive während der Entwurfsphase verfeinert werden können, wenn detailliertere Information zur
Verfügung steht. Da es im wesentlichen auf die richtige Erfassung der Kraftanteile ankommt, ist die
Methode auch geeignet, Änderungen der Schwimmlage weitgehend richtig zu erfassen (zumindest solange kein signifikanter Einfluß durch das Rollen gegeben ist). Das von uns eingesetzte Verfahren beruht in
seinen Grundzügen auf dem von SÖDING (1984) entwickelten Modell. Bezüglich weiterer Einzelheiten
wird auf die Originalarbeiten verwiesen. Wir haben jedoch einige Verbesserungen -insbesondere in der
Modellierung von Ruder- und Propellerwirkung- vorgenommen, die im folgenden kurz erläutert werden.
Rumpfkräfte: Diese werden wahlweise aus Versuchen oder aus Prognosen bestimmt. Dabei wird die
aktuelle Schwimmlage einschließlich Trimm und Tauchung sowie die Wellenkontur an der Außenhaut,
gewonnen durch CFD, berücksichtigt. Dadurch wird die Berechnung der Kursstabilität sowie des Andrehverhaltens ein wenig verbessert.
Windkräfte: Windwirkung wird nach den Untersuchungen von Blendermann angesetzt.
Ruderkräfte: Die Ruderkräfte werden mit dem oben angegebenen Panelverfahren bestimmt. Für eine
Schar von Anstellwinkeln und Schubbelastungsgraden werden bei konstanter Drehzahl Ruderquerkraft,
Ruderlängskraft und das Schaftmoment bestimmt.
Propellerkräfte: Propellerlängskräfte werden aus Versuchen oder durch Prognosen (Serien, LiftingLine oder VLM) zur Verfügung gestellt. Wesentlich für das Manövrieren sind jedoch auch die vom
schräg angeströmten Propeller erzeugten Querkräfte. Diese können durchaus in der Größnordnung von
15% der Ruderquerkraft liegen. Gleichzeitig verlagert sich beim schräg angeströmten Propeller der
Schubmittelpunkt, wodurch ein Giermoment erzeugt wird. Dieses ist zwar bei den von uns bisher untersuchten Propellern eher gering, könnte aber bei größen Propellern durchaus zu einer nennenswerten
Korrektur führen. Querkräfte und Schubmittelpunkt werden momentan durch Interpolation von Versuchsergebnissen (MEYNE/NOLTE) ermittelt. Derzeit laufen aber Entwicklungen, die zum Ziel haben,
die Steuerwirkung des Propellers mittelfristig durch instationäre Vortex-Lattice-Methoden zu berechnen.
Sog: Würde man den Sog (bzw. die Sogziffer) einfach aus den Propulsionsversuchen übernehmen,
dann wäre der Einfluß des Schubbelastungsgrades nicht richtig wiedergegeben (es sei denn, man hätte
Versuche nach der Überlastmethode). Daher wird innerhalb von E4 ein spezielles CFD-Verfahren eingesetzt, daß aufgrund einer Dopllerkörperströmung mit arbeitendem Propeller die Sogkraft durch direkte
Berechnung bestimmt (KRÜGER 1998).
Nachstrom: Aufgrund des schräg angeströmten Schiffes ändert sich naturgemäß der Nachstrom erheblich. Diese Änderung des Nachstromes kann nur durch viskose Berechnungen berücksichtigt werden.
Da dies nur langfristig machbar erscheint, sind in das derzeitige Rechenmodell Versuchsergebnisse von
OLTMANN eingearbeitet. Betrachtet wird die Änderung der effektiven Nachstromziffer.
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Cross-Flow: Eine zentrale Frage beim Manövrieren ist die Berechnung des effektiven Anstellwinkel
des Ruders. Da das Schiff sowohl eine Quer- als auch eine Gierbewegung ausführt, wird dadurch der
effektive Anstellwinkel des Ruders reduziert. Dabei gehen wir folgendermaßen vor: Für einen Zeitschritt
der Simulation kennt man die Bahnkoordinaten x und y sowie die Geschwindigkeiten u und v sowie die
Drehrate r. Am Ort des Propellers -wenn der Abstand vom Koordinatenursprung (bei Lp p/2) zum
Propeller xP beträgt, lautet die Quergeschwindigkeit ohne Rumpfeinfluß
vP = v + xP · r
In Wahrheit kommt wegen des Rumpfeinflusses nur eine reduzierte Geschwindigkeit am Propeller an,
diese setzen wir folgendermaßen an:
vP = c1 v + c2 xP · r
Nach Versuchen von Kose (zitiert in MTM, S. 87) ist c1 = 0.36 und c2 = 0.66. Diese Werte nehmen
wir als Startwerte und haben damit für die von uns gebauten Schiffe sehr gute Erfahrungen gemacht.
Eine genaue Identifikation dieser Koeffizienten ist möglich, wenn verschiedene Drehkreise bei kleinen
Ruderwinkeln vorliegen. Wir führen solche Messungen bei jedem neuen Schiffstyp durch und haben
im wesentlichen die von Kose angegebenen Koeffizienten bestätigt, es wurden nur kleinere Korrekturen
vorgenommen. Die Axialgeschwindigkeit am Propeller lautet
uP = u(1 − w)
Damit erhält man für gegebenen Fortschrittsgrad up /(nD) den Propellerschub bzw. cth . Aus der
einfachen Strahltheorie (vgl. MTM, S. 84) ergibt sich die axiale Geschwindigkeit am Orte des Ruders
(1/4-Linie) uR . Daraus wird der effektive Anstellwinkel für das Ruder δ gebildet:
tan δ = vR /uR
Weitere Größen: Zusätzliche Steuerkräfte wie z.B. Strahlruder oder Kräfte von Fins/Flossen sowie Trossenzugkräfte u. dergl. sind implementiert und können bei der Simulation verwendet werden.
Zusätzlich können Größen, die aus Messungen gewonnen wurden (z.B. zeitlicher Verlauf von Ruderwinkel
oder Drehzahl), oder Initialwerte während der Simulation vorgegeben werden.
Wir wollen nun untersuchen, wie durch systematische Simulation von Manövern die Manövriereigenschaften verbessert werden können. Natürlich ist es wichtig, daß man anhand von Probefahrtsmessungen
die Genauigkeit der getroffenen Annahmen immer wieder überprüft. Daher werden im folgenden bei
allen simulierten Manövern die aufgezeichneten Großausführungsdaten mit angegeben. Beim Vergleich
mit Großausführungsdaten muß man natürlich beachten, daß die Schiffe im allgemeinen bei Manöverbeginn nicht ideal geradeaus fahren (aufgrund von vorangegangenen Ruderbewegungen hat das Schiff
praktisch immer eine Drehrate und eine Quergeschwindigkeit) und daß Menschen meistens nicht sehr
präzise Ruder legen können, was vor allem bei Zick-Zack- Manövern von Nachteil ist.
4.2
Drehkreissimulation und Verbesserung der Drehfähigkeit
Abb. 6 zeigt simulierte Drehkreise für eine ECOBOX 42 mit etwa 20 und 35Grad Ruderwinkel für
eine Geschwindigkeit von 21.3 kn. Es zeigt sich, daß der Verlauf der Bahnen einigermaßen brauchbar
nachgefahren werden kann. Der Bahnverlauf der 35 Grad Drehkreise wird ein wenig von der Tatsache beeinflußt, daß der Drehzahlregler der Hauptmaschine die Drehzahl nicht mehr halten kann. Die
Drehkreise mit den kleinen Ruderwinkeln lassen Rückschlüsse auf den Drehsinneinfluß bzw. Cross-Flow
zu.
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Ruderwinkel 35 Grad BB
1000 m
Ruderwinkel 20 Grad BB
Ruderwinkel 20 Grad Stb
1000 m
Ruderwinkel 35 Grad STB
1000 m
1000 m
Abbildung 6: Verschiedene Drehkreise füer eine ECOBOX 42.
Winkel (Grad)
50
Driftwinkel
Geom. Ruderwinkel
35
25
effektiverAnstellwinkel
Zeit (s)
0
0
100
200
300
400
500
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Dieser ist unmittelbar Ausgangspunkt für die Verbesserung des Drehverhaltens, wie Abb. 7 oben
zeigt. Dort ist der Verlauf des Ruderwinkels sowie der des effektiven hydrodynamischen Anstellwinkels
gemeinsam mit dem Driftwinkel für einen 35 Grad Drehkreis der ECOBOX42 aufgetragen. Man erkennt, daß aufgrund des Cross-Flows in der Endphase des Drehkreises bei 35 Grad Ruderlage nur 25
Grad Anstellwinkel erreicht werden. Solange der Höchstauftrieb des Ruders noch nicht erreicht ist, ist
eine Vergrößerung des Ruderwinkels eine preiswerte (weil der Anstellwinkel nicht in die Bemessungsvorschriften für Ruder und Schaft eingeht) und hocheffiziente Lösung. Dabei ist nur zu beachten, daß
das Ruder nie oberhalb des Höchstauftriebs betrieben wird. Am einfachsten erreicht man dies, wenn
das Schaftmoment so bestimmt wird, daß das Ruder gerade bis zum Höchstauftriebswinkel gelegt werden kann (vgl. Abb. 7 unten) und man während des Manövers durch eine geeignete Regelung dafür
sorgt, daß das Ruder immer mit Höchstauftrieb betrieben wird. Gleichzeitig kann durch einfache und
kostengünstige Maßnahmen (dickere, hocheffiziente Profile, stoßfreier Eintritt im Strahl an Rudervorkante, COSTA-Birne) der Höchstauftrieb des Ruders selbst gesteigert und das Schaftmoment entsprechend
angepaßt werden.
Z-Manöversimulation und Verbesserung der Stützwirkung
400 m
4.3
3500 m
Abbildung 8: Bahnverlauf (oben) sowie Zusammenhang zwischen effektivem (blau) und geometrischem
Ruderwinkel (schwarz) bei einem 10/10-Zick-Zack- Manöver. Man beachte, daß während der Stützphase
der effektive Anstellwinkel größer als der geometrische Ruderwinkel ist.
Abb. 8 zeigt den Vergleich zwischen gemessenen und gerechneten Z-Manövern einer C-Box bei 17kn.
Potential für eine Verbesserung der Drehfähigkeit läßt sich unmittelbar aus dem zeitlichen Verlauf
von effektivem und geometrischem Ruderwinkel, ableiten. Man erkennt, daß während des Stützens
effektive Anstellwinkel auftreten, die deutlich größer als der Ruderwinkel sind. Daraus ergibt sich,
daß eine Verringerung der Überschwingwinkel durch schnelles Ruderlegen erreicht werden kann (das
Stützmoment muß schell zur Verfügung stehen), wodurch zusätzlich noch der effektive Anstellwinkel
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gesteigert wird. Außerdem verringert ein effizientes Ruder gleichermaßen die Überschwingwinkel, da
durch den vergrößerten Anstellwinkel das Stützmoment ebenfalls weiter vergrößert wird.
4.4
Beurteilung der der Manövriereigenschaften anhand des
Williamson- Turns
117
600 m
-25
1300 m
140
600 m
-60
1300 m
Abbildung 9: Bahnverlauf des modifizierten (oben) und des Standard- Williamson- Turns für eine C-Box
mit verbesserten Manövriereigenschaften.
Da im Williamson-Turn alle Elemente des Manövrierens enthalten sind, eignet er sich hervorragend,
um die Manövrierfähigkeit des Schiffes insgesamt zu quantifizieren. Sinn des Manövers ist, im eigenen Kielwasser auf Gegenkurs zu gehen. Für den Standard-Williamson-Turn wird -durchschnittliche
Manövrierfähigkeit vorausgesetzt- bei einer Kursänderung von 60 Grad Gegenruder gegeben, 40 Grad
vor Erreichen des Gegenkurses wird das Ruder mittschiffs gelegt. Die nach oben entwickeltem Schema durchgeführte Verbesserung der Manövriereigenschaften zeigen sich deutlich in den Ruderlagefolgen
des Williamson-Turns: Um auf der Höhe des eigenen Kielwassers zuruckzukehren, muß Gegenruder bereits bei 25 Grad Kursabweichung gegeben werden, Ruder mittschiffs erfolgt 75 Grad vor Erreichen des
Gegenkurses. Abb. 9 oben zeigt den berechneten und gemessenen Bahnverlauf des C-Box-WilliamsonTurns. Die Ruderlagenfolge wurde bereits vor der Probefahrt aufgrund der Simulationen vorausbestimmt. Abb. 9 unten zeigt einen simulierten C-Box Williamson-Turn der Standardruderlagenfolge
-60/140. Dabei wird deutlich sichtbar, daß das Schiff aufgrund der Verbesserung der Manövriereigenschaften sein Kielwasser um mehr als zwei Schiffslängen verfehlt. Diese Strecke wird von uns als Maß
für die Quantifizierung der Manövrierigenschaften eines Schiffes verwendet.
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4.5
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Bemessung der Rudermaschine aufgrund des IMO-Steering-Gear-Tests
geom. Ruderwinkel
effektiver Anstellwinkel
Ruderquerkraft
gem. Schaftmoment
ger. Schaftmoment
Abbildung 10: Verlauf von geometrischem und effektivem Ruderwinkel (oben) sowie von Auftrieb und
Schaftmoment (unten) bei einem Rudermaschinentest mit anhaltender Maschine.
Für die Bemessung der Rudermaschine ist neben den Klassevorschriften vor allem das IMO-SteeringGear-Manöver ausschlaggebend. Dabei sollte man jedoch bedenken, daß die Hauptaufgabe des Ruders
nicht darin besteht, durch die Rudermaschine bewegt zu werden, sondern vor allem darin, für alle relevanten Manövrieraufgaben die notwendigen Querkräfte bereitzustellen. Daher lautet die wichtigste
Forderung an die Rudermaschine, daß (zumindest bei Auslegungsgeschwindigkeit) der Höchstauftrieb
niemals überschritten werden darf. Da die Klassevorschriften die Rudermomente im wesentlichen nur
aufgrund von Ruderfläche, Seitenverhältnis und Sehnenlänge ermitteln, ist es leicht möglich, ein Ruder
so zu entwerfen, daß nie dessen Höchstauftrieb überschritten wird und dabei trotzdem die Klassevorschriften eingehalten werden. Für das Einhalten der Ruderlegezeiten ist diese Vorgehensweise ebenfalls
außerordentlich günstig: Alle Maßnahmen, die den Höchstauftrieb des Ruders steigern (Ablösungsvermeidung), verringern gleichzeitig das Schaftmoment (Druckpunktwanderung bei Ablösung). Dabei leidet die Berechnung allerdings darunter, daß das Maximalschaftmoment eben wegen der viskosen Effekte
schlecht herauskommt. Abb. 10 oben zeigt für eine ECOBOX 42 einen Rudermaschinentest, durchgeführt mit beiden Pumpen, bei dem das Maximalmoment der Maschine erreicht wurde (zusätzlich war
das Ruder auch noch gepfeilt, was immer zu höheren Schaftmomenten führt, und die Maschine hielt bei
der umgekehrten Ruderlegefolge nicht an). Man erkennt deutlich, daß beim Stützen aufgrund der Schiffsbewegungen deutlich höhere effektive Anstellwinkel erreicht werden, bis die Maschine bei Erreichen des
Maximalmomentes (etwas oberhalb des Höchstauftriebes) solange stehen bleibt, bis aufgrund des geringer werdenden Anstellwinkels ein Weiterlegen möglich wird. Das Maximalmoment der Rudermaschine
beträgt 1400 kNm, und Abb. 10 unten zeigt nicht nur, daß das Maximalmoment auch erreicht wird, sondern auch, daß das berechnete Schaftmoment nicht annäherungsweise diesen Wert erreicht (eben wegen
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der Druckpunktwanderung aufgrund von Ablösung). Obwohl die Ruderlegezeiten eingehalten werden,
ist es natürlich sinnvoll, ein Anhalten der Maschine zu vermeiden. Für den Ruderentwurf der C-Box
(vgl. auch Abb. 7) wurden daher aufgrund von Manöversimulationen und Ruderkraftberechnungen
einschließlich Höchstauftrieb die während des Steering-Gear-Testes auftretenden Anstellwinkel ermittelt, für die dann durch Vorausberechnungen (das C-Box Ruder wird beim IMO-Rudermaschinentest
unterhalb des Höchstauftriebes betrieben) und Messungen das nötige Schaftmoment ermittelt wurde.
Als Ergebnis wurden die Ruderlegezeiten ohne Anhalten der Maschine leicht eingehalten.
4.6
Literatur
BLENDERMANN, W.: (1988) Die Windkräfte am Schiff, Inst. f. Schiffbau, Hamburg, Bericht 467
EL MOCTAR,O.M.: (1997) Berechnung von Ruderkräften, Inst. f. Schiffbau, Hamburg, Diplomarbeit
INTERNATIONAL MARITIME ORGANIZATION (1985) Interim Guidelines for estimating manoeuvring performance in ship design
ISAY, W. H.,(1964) Propellertheorie, Springer
KOSE, K.: (1982) On a new mathematical model of manoevering motions of a ship and applications,
Int. Shipb. Progress 1982, 205
KRÜGER, S. (1998) A Panel Method for Predicting Ship – Propeller Interaction in Potential Flow,
Ship Techn. Res. 45,3
MEYNE, K., NOLTE, A. (1969) Experimentelle Untersuchungen der hydrodynamischen Kräfte und
Momente an einem Flügel eines Schiffspropellers bei schräger Anströmung, Schiff und Hafen 1969, 359
SÖDING, H. (1982) Prediction of ship steering capabilities, Schiffstechnik 29, S. 3-29
SÖDING, H. (1984) Bewertung der Manövriereigenschften im Entwurfsstadium, JSTG, Springer,
179-201
SÖDING, H. (1984) Manövrierprogramme, Inst. f. Schiffbau, Hamburg, Bericht 2341,
SÖDING, H. (1998) Limits of potential theory in rudder flow predictions, Ship Techn. Res. 45,3
SÖDING, H. (1993) Body Forces, in: Brix, H.(ed): Manoevering Technical Manual, 177, Seehafen
SÖDING, H. (1995) Manövrierfähigkeit von Schiffen Vorlesungsmanuskript, Inst. f. Schiffbau, Hamburg
WOLF,E. (1997) Untersuchung von Twist-Flow-Rudern im Propellerstrahl, Fachhochschule Kiel,
Diplomarbeit
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Manoevrieren und Manoevrierorgane - M

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