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Manoevrieren und Manoevrierorgane - M
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 [email protected] 1/17 Manoevrieren und Manoevrierorgane 9. Februar 2001 • 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. Stefan Krueger (TKB) $E4TEXT/veroeffentl/vorlesung/manoe/manoe.tex [email protected] 2/17 Manoevrieren und Manoevrierorgane 2 9. Februar 2001 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 Stefan Krueger (TKB) $E4TEXT/veroeffentl/vorlesung/manoe/manoe.tex [email protected] 3/17 Manoevrieren und Manoevrierorgane 9. Februar 2001 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 Stefan Krueger (TKB) $E4TEXT/veroeffentl/vorlesung/manoe/manoe.tex [email protected] 4/17 Manoevrieren und Manoevrierorgane 9. Februar 2001 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 Stefan Krueger (TKB) $E4TEXT/veroeffentl/vorlesung/manoe/manoe.tex [email protected] 5/17 Manoevrieren und Manoevrierorgane 9. Februar 2001 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 Stefan Krueger (TKB) $E4TEXT/veroeffentl/vorlesung/manoe/manoe.tex [email protected] 6/17 Manoevrieren und Manoevrierorgane 9. Februar 2001 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- Stefan Krueger (TKB) $E4TEXT/veroeffentl/vorlesung/manoe/manoe.tex [email protected] 7/17 Manoevrieren und Manoevrierorgane 9. Februar 2001 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. Stefan Krueger (TKB) $E4TEXT/veroeffentl/vorlesung/manoe/manoe.tex [email protected] 8/17 Manoevrieren und Manoevrierorgane 9. Februar 2001 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. Stefan Krueger (TKB) $E4TEXT/veroeffentl/vorlesung/manoe/manoe.tex [email protected] 9/17 Manoevrieren und Manoevrierorgane 9. Februar 2001 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. Stefan Krueger (TKB) $E4TEXT/veroeffentl/vorlesung/manoe/manoe.tex [email protected] 10/17 Manoevrieren und Manoevrierorgane 4 4.1 9. Februar 2001 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. Stefan Krueger (TKB) $E4TEXT/veroeffentl/vorlesung/manoe/manoe.tex [email protected] 11/17 Manoevrieren und Manoevrierorgane 9. Februar 2001 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. Stefan Krueger (TKB) $E4TEXT/veroeffentl/vorlesung/manoe/manoe.tex [email protected] 12/17 Manoevrieren und Manoevrierorgane 9. Februar 2001 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 Stefan Krueger (TKB) $E4TEXT/veroeffentl/vorlesung/manoe/manoe.tex 300 400 500 [email protected] 13/17 Manoevrieren und Manoevrierorgane 9. Februar 2001 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 Stefan Krueger (TKB) $E4TEXT/veroeffentl/vorlesung/manoe/manoe.tex [email protected] 14/17 Manoevrieren und Manoevrierorgane 9. Februar 2001 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. Stefan Krueger (TKB) $E4TEXT/veroeffentl/vorlesung/manoe/manoe.tex [email protected] 15/17 Manoevrieren und Manoevrierorgane 4.5 9. Februar 2001 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 Stefan Krueger (TKB) $E4TEXT/veroeffentl/vorlesung/manoe/manoe.tex [email protected] 16/17 Manoevrieren und Manoevrierorgane 9. Februar 2001 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 Stefan Krueger (TKB) $E4TEXT/veroeffentl/vorlesung/manoe/manoe.tex [email protected] 17/17
