Lab.
/,
Schéésbiwkunde
Untersuchungen und tiberlegungen zur Heb%ge1iooI
DeUI
Die Internationale Konferenz zum Schutze des
mensch-lichen Lebens auf See, die im April/Mai 1960 in London
getagt hat, war zu der Erkenntnis gekommen, daß die zur Zeit gültigen Internationalen Vorschriften über die Unterteilung und Stabilität von Seeschiffen verbesse-rungsbedürftig seien. Da aber die während der Konle-renz zur Verfügung stehende Zeit nicht ausreichte, um
auf diesem schwierigen und umfangreichen Gebiet ver-besserte Vorschriften zu arbeiten, hat die Konferenz ihren Mitgliedstaaten empfohlen, weitere
Untersuchun-gen durchzuführen und hat die Inter-Governmental
Maritime Consultative Organization (IMCO) mit der
Koordinierung dieser Untersuchungen beauftragt.
Im Rahmen der anschließenden IMCO-Arbeiten hat die
Bundesrepublik Deutschland es u. a. übernommen,
Untersuchungen über die Größe der am Schiff angrei-fenden Kräfte, die für die Stabilität maßgeblich sind,
durchzuführen.
Der Bundesminister für Verkehr hat Herrn Professor
Dr.-Ing. K. Wendel von der Technischen Hochschule in
Hannover, der sich bereits seit langer Zeit erfolgreich mit Forschungsarbeiten auf dem Gebiet der Stabilität
befaßt, beauftragt, die genannten Untersuchungen
durch-zuführen und hat diesem die dafür erforderlichen
Geld-mittel bereitgestellt.
Die Ergebnisse der Untersuchungen werden nachstehend auszugsweise veröffentlicht.
Hamburg, im Oktober 1965.
Dr. Joh. Scholvin Ministeriairat
beim Bundesminister für Verkehr
I. Kriingende Momente
aber die Größe der zu erwartenden krängenden Momente irden schon vor einigen Jahren eingehende
Untersuchun-n iUntersuchun-n verschiedeUntersuchun-neUntersuchun-n LäUntersuchun-nderUntersuchun-n begoUntersuchun-nUntersuchun-neUntersuchun-n. Die jetzt
vor-genden Ergebnisse berechtigen zu dem Schluß, daß
all-meingültige Regeln aufgestellt werden können, nach nen das Ausmaß der Stabilitätsbeanspruchungen unter günstigen Umständen ermittelt werden kann. In erster nie sind hier drei Gruppen von Beanspruchungen zu
terscheiden, nämlich
Winddruck
tJbergehen von Ladung und Personen Drehkreisfahrt
En Sonderfällen, insbesondere bei Spezialschiffen, können
ch noch andere Beanspruchungen zu berücksichtigen sein,
B. Trossenzug (Schlepper, hängende Lasten) und
der-ichen. Die Möglichkeiten sind jedoch so vielfältig und bei relativ selten, daß sie hier nicht in allgemeiner Form trachtet werden sollen.
.NSA - Schiffahrt - Schiffbau - Hafen 102. Jahrgang -1965 Nr.22
Dipl.-Ing. U. W e g n e r
Seit mehr als einem Jahrzehnt stellen wir bei der Bemessung der Stabilität, um die Kentersicherheit der Schiffe zu erreichen, die Hebel der aufrichtenden und der krängenden Momente in einer Bilanz gegenüber. tim auf die-sem Weg zu brauchbaren Ergebnissen zu kommen, sind ausreichende Kenntnisse über die Größe der krängenden Momente und die Verringerung der aufrichtenden Momente im Seegang erforderlich. Dipl.-lng. U. Wegner gibt nachstehend wesentliche Teiler gebnisse einer am Institut für Entwerfen von Schiffen und Schifistheorie aus ge-führten Untersuchung wieder, mit der die Grundlagen für eine solche Hebelarmbilanz so weit verb esesrt werden konnten, daß dieses Verfahren auch wenn Verf einerun gen für die einzusetzenden Zahlenwerte noch erwünscht sind nun geeignet erscheint, die Kentersicherheit von Schiffen mit hinreichender Zuverlässigkeit zu beurteilen.
Prof. Dr-Ing. K. Wendel
A. Krängende Momente durch Winddruck
Die Sicherheit von intakten oder beschädigten Schiffen
kann erheblich durch Wind gefährdet werden. In diesem Abschnitt wird nur der unmittelbare Einfluß des Windes
betrachtet; der mittelbare Einfluß durch Seegang muß bei der Ermittlung der aufrichtenden Momente beachtet
werden.
Um die Gefährdung eines Schiffes durch Wind zu er-mitteln, ist in erster Linie die Kenntnis der maximal zu
erwartenden Windgeschwindigkeit nötig.
Hier wird in
tYbereinstimmung mit verschiedenen Meßergebnissen mitVL maz = 46 rn/sec entsprechend ca. 90 kn gerechnet.
Hinsichtlich der Auswirkung von Böeri hat sich bei
Meß-fahrten, bei Untersuchungen von Kenterfällen wie auch
durch Befragung von erfahrenen Seeleuten kein
Anhalts-punkt dafür
ergeben, daß dynamische Einflüsse einewesentliche Rolle bei der Beanspruchung der Stabilität
durch Wind spielen. Ferner kann als sicher gelten, daß die
an einem Punkt gemessenen Schwankungen der
Wind-geschwindigkeit nicht repräsentativ sind für die Schwan-kungen der Windkraft auf ein iYberwasserschiff, dessen
Ab-messungen über die einer kleinen Jolie hinausgehen. Es
wird daher in den folgenden Vorschlägen konstante Wind-geschwindigkeit angenommen.
Die Zunahme der Windgeschwindigkeit in ungestörter Strömung mit der Höhe ist sowohl theoretisch wie auch
durch Messungen nachgewiesen. Es kann jedoch mit dem gegenwärtigen Wissen noch nicht angegeben werden, wie
sich dieser Umstaiid bei einem Schiff auf das krängende
Moment auswirkt. Es konnte aber durch verschiedene von-einander unabhängige Versuche nachgewiesen werden, daß die Annahme über die Höhe konstanter Windgeschwindig-keit zu einer gerechteren Beurteilung der Schiffe führt als die Zugrundelegung eines Windprofils. Es wird daher im folgenden mit über die Höhe konstanter Windgeschwindig-keit gerechnet.
Das gegenwärtige Wissen erlaubt noch nicht, die Kraft-vektoren am tTber- und Unterwasserschiff bei Beanspru-chung durch Wind exakt zu errechnen. Selbst die Ansätze zur Bestimmung der Kraftvektoren bei Körpern mit schiffs-ähnlichen Querschnitten in zweidimensionaler Strömung
reichen für genaue Ergebnisse noch nicht aus. Es scheint daher angebracht, das Problem auf den einfachsten noch
gut übersehbaren Fall (Schiffssilhouette in
zweidimensio-naler Strömung) zu vereinfachen. Die Druckpunkte von Wind- bzw. Wasserkraft werden in den Schwerpunkten
von tTher- bzw. Unterwasserlateralpian angenommen,
wo-bei der Schwerpunkt des Unterwasserlateraiplans aus
Gründen der einfacheren Rechnung auf Mitte Hauptspant-tiefgang angenommen werden darf, ohne daß dadurch das
Ergebnis nennenswert beeinflußt wird. Alle durch diese
Vereinfachungen bedingten Unsicherheiten werden so gut wie möglich im Windwiderstandsbeiwert berücksichtigt.
Nach bisherigen Messungen und Erfahrungen streuen
-wenn man eine Vielzahl von Schiffen betrachtet - die
Differenzen zwischen tatsächlichen Winddruckmomenten und nach diesem einfachen Verfahren berechneten keines-wegs mehr als die TJntersc.hiede zwischen den tatsächlichen Werten und solchen, die durch wesentlich umständlichere Berechnung gewonnen werden.
Für die Abnahme des Winddruck-Mornentes mit der Krängung wird in tYbereinstimmung mit verschiedenen
Messungen eine Näherungsformel angegeben.
1. Meteorologische Zusammenhänge
Die speziellen Probleme der Meteorologie, deren Lösung für die Schiffssicherheit wichtig ist, sind noch sehr wenig
behandelt worden. Das liegt wohl in erster Linie daran,
daß diese Probleme von seiten der Schiffbauer noch nicht formuliert worden sind. Die Beantwortung folgender Fragen wäre zur Beurteilung der Sicherheit gegen Kentern durch Wind besonders vordringlich:
Wie groß ist die Wahrscheinlichkeitsdichte des Auf-tretens größerer Windgeschwindigkeiten in
verschie-denen Seegebieten (VL 30 rn/see)?
Die Wahrscheinlichkeitsdichte mittlerer
Windge-schwindigkeiten ist wegen des umfangreichen vorhan-denen Materials schon mit einigem Erfolg untersucht worden. Der Wert dieser Erkenntnisse für die
Schiff-bauwissensehaft liegt aber ausschließlich auf dem Gebiet der Wirtschaftlichkeitsuntersuchungen. Für
größere Windgeschwindigkeiten liegt noch kein sta-tistisches Material vor. Eine eingehende Untersuchung des oberen Grenzbereichs von Windgeschwindigkeiten
wäre sehr wünschenswert. Praktisch wird wohl eine
obere konkrete Grenze existieren; Stürme von
Uber-schallgeschwindigkeit z. B. sind in dr Grenzschicht
nicht gut vorstellbar.
Mit welcher räumlichen Verteilung der
Windgeschwin-digkeiten muß bei stärkerem Wind (VL 30 cm/sec) gerechnet werden? Die bisher vorhandenen Ansätze zur
Bestimmung der Geschwindigkeitsverteilung reichen
nicht annähernd aus, um zu brauchbaren Annahmen der Beanspruchung eines Schiffes durch Böen zu
gelangen.
2.1 Wind geschwindigkeiten
Die Annahme einer wirksamen Windgeschwindígkeit ist
die erste Voraussetzung zur Berechnung der krängenden
Hebel durch seitlichen Winddruek. Hier sollten ungünstige, aber noch realistische Verhältnisse angenommen werden.
Windgeschwindigkeiten über 90 kn sind schon in einigen
seltenen Fällen gemessen worden (}Ioerner 1958 [A 1].
Stein-born 1960 [A 2)). Es erscheint daher nicht übertrieben, etwa 90 kn als größte statisch zu ertragende
Windgeschwindig-keit festzusetzen. Aus Gründen der einfacheren
Berech-nung und wegen der Unsicherheit der Annahme selbst wird für die Rechnung nicht die Windgeschwindigkeit, sondern der entsprechende Winddruck p = 0,15 Mp/m2 zugrunde ge-legt. Das entspricht einer Windgeschwindigkeit von 45 rn/sec
88 kn bei einer Dichte der Luft entsprechend der
(un-günstigen) Luftternperatur von ca. 100 C und einem Wind-widerstandsbeiwert von C 1,2.
Für Fahrzeuge mit beschränktem Fahrtbereich, die nicht in Gebieten mit der Gefahr des Auftretens von tropischen Wirbelstürmen fahren dürfen, könnte ein geringerer Wind-druck, z. B. 0,10 Mp/m2 entsprechend etwa 36 rn/sec oder 70 kn festgesetzt werden, für Küsten- und Revierfahrzeuge, die sich in Verfolgung ihrer Aufgaben nicht mehr als z. B.
100 sm vom nächsten Hafen entfernen, kann in
Sonder-fällen der Winddruck mit 0,05 Mp/m2, entsprechend 26 rn/sec
oder 50 kn (Beaufort 8 ... 9) angesetzt werden.
Zum Vergleich: DIN 1055 (Lastannahmen im Huchbau,
Windlast) gibt eine Windlast von 0,132 Mp/m2 mit = 1,2
für ein vergleichbares Bauwerk. Die höchste in DIN 1055
angegebene Windlast beträgt 0,208 mp/rn2 für ein
turm-artiges Bauwerk mit einer Höhe von über 100 m über
Gelände. Dafür wird 1,6 (!) angegeben. Die hier für Schiffe angenommenen Windlasten sind also niedriger als die im Hochbau anzunehmenden (dabei ist noch zu
berück-sichtigen, daß Schiffe auch in Gebieten fahren, in denen
erheblich stärkere Stürme als in Deutschland vorkommen). Damit wird biiligerweise dem Umstand Rechnung getragen, daß ein Schiff im Gegensatz zu unbeweglichen Hochbauten durch Beidrehen oder Lenzen die Gefährdung durch Wind erheblich verringern kann.
1.2 Windgeschwindigkeitspro fil
Bei natürlichem Wind bildet sich über Land oder dem
Meere durch ständigen Energieentzug (Reibung, Wellen) eine Grenzschicht aus, deren Dicke zahlenmäßig in m nach Hoerner (1958) [A 1] etwa 30. - . 50mal größer ist als die
ungestörte Windgeschwindigkeit in rn/sec. Im hier
interes-sierenden Fall großer Windgeschwindigkeit liegen also
Schiffe immer im unteren Teil der Grenzschicht, d. h. die Windgeschwindigkeit nimmt bis über den höchsten Punkt eines Schiffes unterlinear mit der Höhe zu.
Die Verteilung der Windgeschwindigkeit der Höhe nach über See ist von vielen Faktoren abhängig, nach Saunders
(1957) [A 3] und Kúcerow (1963) [A 4] z. B. vom Betrag der
Windgeschwindigkeit, der freien Windbahnlänge, dem See-gang, dem Luftdruck und dem Temperaturgefälle sowie der Temperaturdifferenz zwischen Wasser und Luft. Als gute Näherung für sehr viele Meßwerte gibt Hoerner
y 6 h
vo h.
mit y
= Windgeschwindigkeit in der Höhe hv, = Windgeschwindigkeit in der Höhe h0 (vgl. Bild A 1)
o h0!00m
h0 10m
h
h0
Bild A i Staudruckprofil über der Höhe nach Hoerner (1958)
Diese Näherung gilt für Höhen bis über 100 m. Sie ist erheblich leichter zu handhaben als der Prandtlsche
Aus-druck h
in
-V Z0 h0 In oder mit Z0
=0,002 m =Rauhigkeitsbeiwert derWasser-oberfläche zu ungefähr gleichen Resultaten führt
(Daven-port 1963 [A 5]).
2 Wirkung des Windes auf ein Schiff
Seitlicher Wind übt auf ein Schiff außer dem krängenden Moment eine Kraft aus, deren Komponente in Querrichtimg
die Abdrift verursacht. Die Abdrift führt zu einer
Defor-mation der Wasseroberfläche, diezu einer Veränderung der auf den wahren Horizont bezogenen aufrichtenden Hebel beiträgt. Diese Veränderung ist nachweislich so klein, daß sie völlig in der durch Vereinfachungen bedingten Ergeb-nisstreuung untergeht. flberschwingen bei plötzlicher Wind-kraftänderung (Bö) kann vernachlässigt werden, wie später
gezeigt wird.
2086 HANSA - Schiffahrt - Schiffbau - Hafen - 102. Jahrgang -1965 Nr.22
Zur einfachen Ermittlung der Windwirkung ist es seit
igem üblich, nur die projizierte Fläche des Lateraiplanes betrachten. Die dabei möglichen Fehler werden so gut es ht durch die Wahl eines geeigneten
Windwiderstands--iwerts vermieden. Man erhält damit für das aufrechte
huff:
w = q A1 s; darin bedeutet
(Mpm] = krängendes Moment durch Windkräfte
C E) = Windwiderstandslfiwert (C1 1,2)
q [Mp/m'] Staudruck des Windes (q = '- ve') AL [ma] = Fläche des Dberwasserlateralplans
s [ml = Summe der Abstände der Schwerpunkte von tlnterwasser- und tlberwasserlateralpian von der Schwimmwasserlinie.
Nach dem oben gesagten ist das nur eine grobe
Nähe-:ng, der derzeitige Stand des Wissens erlaubt noch nicht,
r die Praxis mehr ins einzelne gehende Angaben zu
achen. Insbesondere ist es noch nicht möglich, dieWir-mg der Auftriebskräfte, des Windgeschwindigkeitsproflls 1er der Ijnterwasserform exakt zu erfassen. Ebenso ver-ut es sich mit der Wirkung von Böen, über deren
Struk-r noch nicht genügend bekannt ist. Bei deStruk-raStruk-rtig koStruk-rn-
korn-exer Unsicherheit ist es daher angebracht, alle
unbekann-n Eiunbekann-nflüsse auf das Schiff so gut wie möglich bei der
emessung des Widerstandsbeiwertes Cy summarisch zu
rücksichtigen. In T.Ybereinstimmung mit zahlreichen
Mes-Lngen und auf Grund theoretischer tYberlegungen wird = 1,2 angenommen. Das ist der ungünstigste, noch
rea-otische Wert.
Die Gegenüberstellung von aufrichtenden und krängen-n Hebelkrängen-n soll krängen-nicht krängen-nur dazu diekrängen-nekrängen-n, eikrängen-n Schiff vokrängen-n vorkrängen-n- vorn-trein sicher gegen Kentern unter ungünstigen
Bedingun-n zu macheBedingun-n (das ist für die Gesamtheit der BeaBedingun-nspru-
Beanspru-.ungen ohnehin unmöglich), sondern sie soll darüber hin-s der Sc.hiflhin-sführung erlauben, die Sicherheit unter
ex-emen Bedingungen zu berurteilen, im Falle des Wind-'uckmoments durch Vergleich der an Bord gemessenen
it der in die Rechnung eingesetzten Windgeschwindigkeit.
je Messung wird gewöhnlich in der Brückennock
vor-mommen, also etwa am höchsten Punkt des festen
Schiffs-irpers. Wie unten gezeigt wird, Ist die dort gemessene
indgeschwindigkeit unabhängig von der
Flächenvertei-ng der Höhe nach in erster NäheruFlächenvertei-ng gleich der wirk-men mittleren Windgeschwindigkeit. Es erscheint also
ich aus diesem Grunde nicht angebracht, mit einem
Wind-ofil zu rechnen.
Alle hinsichtlich des Verlaufs des krängenden Moments
irch Winddruck über dem Neigungswinkel angestellten
ersuche haben übereinstimmend gezeigt, dall das
Wind-oment mit größer werdendem Neigungswinkel kleiner
ird. Es wäre daher eine unnötig harte Forderung, ein über in Neigungswinkel konstantes Windrnoment in die
Rech-ing einzusetzen. Eine vernünftige Annahme, die von
'endel 1958 [A 6] aus verschiedenen Meßergebnisen ab-leitet wurde, ist
M (cp). = M0 (0) [0,25 + 0,75 cos3q]
it
M (cp) = Winddruckmoment bei Neigungswinkel
M5 (0) Winddruckmoment bei aufrechter Lage.
Für die bei Hebelarmkurvendarstellungen gebräuchlichen
Tinkel ergeben sich die Koeffizienten
2.1 Windkräfte am Tiberwasserschiff
Darauf, daß es bei näherer Untersuchung der Eigenschaf-n eiEigenschaf-nes Schiffes uEigenschaf-nter BelastuEigenschaf-ng durch WiEigenschaf-nddruck Eigenschaf-nicht Inügt, nur die Eigenschaften der Projektion des Schiffes i die Mittellängsebene zu betrachten, hat bereits Wendel 958) [A 6] hingewiesen. Bei der überwiegenden Mehrzahl 1er bisher veröffentlichten Modellversuche wurde jedoch ur die Querkraft des Windes gemessen, so daß diese
Ver-ANSA - Schiffahrt - Schiffbau - Hafen - 102. Jahrgang -1965 Nr.22
lull
___
a
III
ç-Oh. E,,dr:
i r
Bild A 2 Druckverteilung an Würfeln nach Flachsbart (1932)
suche nicht ohne weiteres für den vorliegenden Zweck aus-gewertet werden können.
tYber den Einfluß der ungleichmäßigen
Windgeschwindig-keitsverteilung auf die krängenden Momente ist quantitativ ñòch nichts bekannt. Unter den gleichen Windbedingungen
Ist die wirksame Windgeschwindigkeit für ein Schiff mit
niedrigem Freibord und kleinen Aufbauten (z. B. Tanker)
geringer als etwa für ein Fahrgastschiff mit großem
Frei-bord und hohen Aufbauten. Die Annahme jedoch, daß die
wirksame Windkraft sich als das Integral aus den
Stau-drücken der ungestörten Strömung über die Lateralfläche des Schiffe ergibt, ist durch nichts bewiesen und auch sicher nicht zutreffend.
Verschiedene Meßergebnisse [A 4, A 7, A 8] lassen darauf schließen, daß die wirksame Windkraft in erster Linie von der über Deck wirksamen Windgeschwindigkeit abhängt,
weil nämlich an den senkrechten Wänden über die Höhe nur unwesentliche Druckunterschiede gemessen wurden. Aus der Kontinuitätsbedingung folgt nun für den ebenen
Fall und damit in erster Näherung auch für Schiffe, daß die
in Höhe des Decks wirksame Windgeschwindigkeit dem
Integral der ungestörten Windgeschwindigkeiten über die Höhe ungefähr proportional ist. Letzteres konnte durch die Messungen von Shearer und Lynn (1960) [A 9]
näherungs-weise bestätigt werden. Mit dem Zutreffen obiger
Folge-rungen wäre also die von der Schiffsführung in der
Brük-kennock gemessene Windgeschwindigkeit ein Maß für
wirksamen Winddruck und damit für die durch den augen-blicklichen Wind hervorgerufenen krängenden Hebel. Die
Meßergebnisse von Flachsbart (1932) [A 10], Bild A 2, lasseñ
auch vermuten, daß diese Annahmen wenigstens in erster Näherung zutreff und auf der sicheren Seite liegen.
Bild A 3 Druckverteilung an Quadern in ebener Strömung aus Demblin (1953)
Am Modell eines Quaders in ebener Strömung hat
Demblin (1959) [A 8] nachgewiesen, daß die vertikaleKom-ponente der Windkraft einen unter Umständen erheblich größeren Anteil des krängenders Momentes ausmachen
kann als die horizontale Komponente. Bild A 3 zeigt
bei-spielsweise die Druckverteilung und die Lage der
resul-tierenden Windkraft an einigen der dort untersuchten
Fälle.Um festzustellen, ob sich aus den
Abmessungsverhält-nissen einfache Regeln zur Ermittlung von Größe und Lage
der resultierenden Windkraft ableiten lassen, wurde als
2087 0° 1,00 10° 0,97 200 0,87 30° 0,74 450 0,52 0 0,34 750 0,26 900 0,25
A h1
Hilfsgrölle die relative Windhebelarmabweichung h
ein-geführt. Dieser Wert bezeichnet die vertikale Abweichung des Abstandes eines fiktiven Druckpunktes P vom Flächen-schwerpunkt des tYberwasserlateralplans P1, bezogen auf den Abstand s1 des Punktes P1 von der
Schwimmwasser-linie.
Die Lage von P1 wird bestimmt als
M1' A h1 M1'
h1+Ah1=,
=
1
F111 i in
mit
h1 + A h1 Abstand zwischen und der Schwimmwasserlinie
M1'= Momente aus der Windkraft und einer
entgegen-gesetzt gleichen Gegenkraft durch den Schnittpunkt von der Schwimmwasserlinie und liochachse
F111= Horizontalkomponente der Windkraft.
14(5-fe!in Windpro fit
Wiirfet in gleich!. Strom nach Flochsbart (j932)
3.0
- 20
x Der!, taucht ein o Kimm taucht aus
Quader nach Demblin (1959);
-Shinnihon Macu mit aesonse get
/
Ho/iuta Moru mit AusrüstungShinnihon Macu ohne Besanseget
Schifísmodelle nach Kinoshita und Okada (1957) (aus getauchtes Volumen nich! konstant)
Bild A 4 RelatIve Windhebelarmabwelchung bei Krängung nach Lee
Für drei von Demblin untersuchte Quader sind die rela-tiven Windhebelarmabweichungen in Bild A 4 aufgetragen.
Im gleichen Bild sind zum Vergleich die entsprechenden Kurven für drei von Kinoshita und Okada (1957) [A 11] untersuchte Schiffsmodelle im gleichen Maßstab
aufge-tragen. Diese drei Modelle wurden so ausgewählt, daß sie etwa die absoluten Grenzwerte der insgesamt sechs unter-suchten Fälle ergeben. Dazu ist zu bemerken, daß die Mes-sungen von Demblin mit konstantem eingetauchtem
Vo-lumen, die japanischen Versuche jedoch mit fester
Dreh-achse durchgeführt worden sind.
Beide Versuchsreihen entsprechen nicht völlig den Ver-hältnissen bei einem schwimmenden Schiff. Während die japanischen Versuche anscheinend durch Sekundäreffekte
(Abdichtung der Modelle durch Wasser) gestört wurden,
handelt es sich bei den Versuchen von Demblin nicht um Schiff smodelle, sondern um Quader in ebener Strömung. Es können daher hier nur qualitative Schlüsse gezogen werden,
nämlich:
2088 HANSA - Schiffahrt - Schiffbau - Hafen .- 102. Jahrgang -1965 Nr.22
Die Annahme, daß nur die Projektion des
liber-wasserschiffes für die Windkraft maßgebend ist, und daß die Windicraft im Flächenschwerpunkt angreift,
ist eine grobe Näherung, die nur gerechtfertigt ist durch den Mangel an Kenntnis der wirklichen
Ver-hältnisse und durch die einfache Berechnungweise. Mit der Annahme, daß die Wirkungslinie der
Wind-kraft durch den Flächenschwerpunkt des
tYberwasser-lateralplans verläuft, liegt man - zumindest bei grö-ßerem Freibord
ind nicht
zu großen Neigungs-winkeln - auf der sicheren Seite. Bei kleinemFrei-bord und klemneñ Neigungswinkeln liegt der
schein-bare Angriffspunkt auch über dem
Flächenschwer-punkt des Lateralplans.
Die am Deck wirksamen Windkräfte, die bei kleinem Freibord zu erheblichen zusätzlichen krängenden
Momen-ten führen, können nicht durch einen Zuschlag z. B. zum Windwiderstandbeiwert richtig berüclsichtigt werden, weil sie unabhängig sind vom Tiefgang der Schiffe. Sie müssen also als zusätzliches Moment errechnet werden, nämlich als
=C q- A1) B/2 CD darin ist
CA I1=Aufstriebsbeiwert, in erster Linie abhängig von
Freibord, Schiffsbreite und Verteilung der
Auf-bauten und Deckshäuser q [kp'm')= Staudruck des Windes
AD [m')= Decksfläche B (m = Schiffsbreite
CD= Druckpunktbeiwert der Breite nach.
CJ) kann sowohl positive (bei kleinem Freibord) wie auch
negative Werte annehmen. Nähere Angaben könnten nur
nach umfangreichen Versuchen gemacht werden.
liber die Größe der horizontalen Komponente der Wind-kraft liegen verschiedene Meßergebnisse im Hinblick auf
die Manövrierfähigkeit vor; sie sind von Wagner (1963)
[A 12J gesammelt worden. Ergänzend dazu wurden auchdie Meßergebnisse von Kinoshita und Okada (1957) [A 11]
sowie von Shearer und Lynn (1960) [A 9] betrachtet. Hier liegen ebenfalls sehr verschieden Versuchsbedingungen vor. Die von Wagner zusammengetragenen Versuche sind in gleichförmiger Strömung, entweder im Wasser oder
Wind-kanal, durchgeführt worden, wobei die Ausbildung einer Wirbelstraße durch eine Grundplatte verhindert wurde.
Die Versuche von Shearer und Lynn sind in ungleichförmi-ger Strömung mit einem dem des natürlichen Windes ähn-lichen Gesçhwindigkeitsprofll gefahren worden. Die
Ver-gleichsversuche von Shearer und Lynn in gleichförmiger
Strömung wurden mit einem Doppelmodell vorgenommen, bei dem keine Maßnahmen zur Unterdrückung von Wirbel-straßen getroffen wurden. Aus diesen Gründen ist es also nicht möglich, die Versuchsergebnisse miteinander zu
ver-gleichen. Die von Wagner gesammelten Meßergebnisse
überstreichen den Bereich zwischen 1,00 < Cvç < 1,36. Die
Werte von Kinoshita und Okada passen mit 0,97
C.
1,24gut zu diesen Angaben. Die Messungen von Shearer und
Lynn können hier nicht verwendet werden, veil der
Wind-widerstand auf die freie Luftgeschwindigkeit weit über
dem Modell bezogen wurde, die Widerstandsbeiwerte also zu klein angegeben werden. Insgesamt werden durch diese
Versuche die vom Lehrstuhl für Entwerfen von Schiffen
durchgeführten Messungen an verschiedenen großen Schif-fen bestätigt, die etwa die gleichen C--Werte ergaben wie
von Kinoshita und Okada für Schiffsmodelle angegeben, wenn als Angriffspunkt der Windkraft der Schwerpunkt
der Windangriffsfläche angenommen würde.
Die Messungen haben ferner gezeigt, daß es zunächst nicht sinnvoll ist, genauere Werte für einzelne besondere
Bauteile (Masters, Bäume, Seile), wie sie z. B. nach DIN 1055
oder den Messungen von Bauermeister [A 13] und Croseck ergeben, zu berücksichtigen, jedenfalls solange keine zu-treffenden Annahmen über die Wechselwirkung der Bau-teile (Gitterwirkung u. ä.) möglich sind. Solche Einflüsse
m Unsicherheiten, die der Betrachtung nur der lateralen rojektion des Schiffskörpers anhaften.
2.2 Wasserkräfte am TJnterwasserschiff
¡Die Bestimmung der Größe und Richtung dieser Kräfte
t noch schwieriger und unsicherer als die der Kräfte am
berwassersehiff. Während man am 1.Yberwasserschiff
we--gstens in erster Näherung rechtwinklig zueinander ste-nde Flächen annehmen darf, ist das beim
Unterwasser-huff,
insbesondere bei den Rümpfen der schnelleren
thiffe, keineswegs der Fall. Querschleppversuche sind nur reinzelt und unsystematisch durchgeführt worden, dabei
urde in der Regel auch nur die longitudinale Lage des
ruckpunktes bestimmt.
Dazu treten noch Störeffekte, welche die genaue Berech-ing sehr unübersichtlich machen. Solche Effekte sind
statische Tauchungsänderung als Folge der im
all-- gemeinen verschieden großen Vertikalkomponenten als Folge der im allgemeinen verschieden großen
Ver-tikalkomponenten von Wind- und Wasserkräften.
Deformation der Wasseroberfläche durch Stau in
Windlee (Bild A 5 nach Möckel [19631 [A 14]) undVér-stärkung dieses Effektes durch Winddruckdifferenz
zwischen Luv- und Leeseite.
Die Größe dieser Störungen hängt nicht nur unmittelbar
n der Bauweise des Schiffes ab, sondern auch von der
bdriftgeschwindigkeit, die aber wiederum über die Bon-ntalkomponente der Windkraft von der Schiffsform ab-ingt. Die physikalischen Zusammenhänge sind also
eini-rmaßen kompliziert, und es ist nicht verwunderlich, daß ch keine einfache Regel zur Berücksichtigung aller
Form-trameter abgeleitet werden kann. Keiner der bisher
be-innt gewordenen Querschleppversuche war auch so
durch-führt, daß daraus quantitative Schlüsse auf Größe und
age der resultierenden Wasserkraft hätten gezogen wer-n köwer-nwer-newer-n.
Für qualitative Schlüsse sind z. B. die Versuche von
ishida [A 15] geeignet (Bild A 6). Weitere Versuche sind
n Kwik [A 16] durchgeführt worden, der auch ein um-ngreiches Literaturverzeichnis gibt. Aus Bild A 6 ist zu
sehen, daß der scheinbare Angriffspunkt der Wasserkraft it kleinerem Völligkeitsgrad der Verdrängung nach oben,
so zur günstigen Seite auswandert, ebenso auch mit zu-hmender Froudescher Zahl mit den Parametern Quer-:schwindigkeit und Tiefgang. und zwar beides nahezu
iear.
Die Höhe des scheinbaren Angriffspunkts der
Wasser--aft hängt also wesentlich von der Abdriftgeschwindigkeit i. Diese ist
o
B
EInra,chung A Poling kommt zu Was,.,
_I
t I I I
10 75 20 25
Xrön9uuggiul,,k.t W____._
NSA - Schiffahrt - Schiffbau - Hafen - 102. Jahrgang -1965- Nr.22
.0
ohr, Schlingerkiel Sc!ilingerkiel
Lage des scheinbaren Angriffs punkis der Wasserkraft über (-) bzw. unter (#) Mitte Tie fgong; bezogen ouf halben
Tie [gang, fùr11-' = 0,12
1 F11
= II
V /2 C, - A,.
Mit
F11 (Mpl Horizontale Komponente der Windkraft
I m' i
Q IL Mp sec' Jt - Dichte des Wassers
[-] Querwiderstandsbelwert des TJnterwasserschiffs Aw (m'] = Unterwasser-Lateralplanlläche
Normale Unterwasserschiffe mit Schlinger- und/oder Bal-kenkielen liegen gewöhnlich im Bereich turbulenter
Strö-mung, der Einfluß der Geschwindigkeit auf C,y kann
daher vernachlässigt werden. Der Widerstandsbeiwert nimmt in der Regel mit größerem T/L und mit größerem B/T ab, ebenso mit der Vergrößerung des Kimmradius.
S 'a
ois,e Sclhngerkiel
E/ulauchung R
Bild A 5 Höhe der Stauwelle in Schleppluv bei stationärer Fahrt nach Möckel (1962)
TI2
0031.
r) 11
Schhnçerkiel Einfluß der Abdrií!geschwindigkeit
noch Hishda aus Tamiya und Motora (1960)
BildA6 Angriffspunkt der Wasserkraft
E/ntouchung C 2089 z. Typ Um) Miff!. (cm)'iefg.(an)im kg)W
J
ft a-
u¿ Schlinger-scIer Bal kenkíel A Aad,tsch. 1.86 274 99 L 19.86 54 .67708 .97982.78 .741 .904 Schling-Kiel Br,il 6mm1 ß 90 schiff 6.9 0.0 10.2 0 14.726.4.536.45.877.65918 818 .693 556 Sci, Kiel9 C Fischeei-fahrzeug£54- 7.8 4.01605 .46.545.82 .65 .68 .74 .70e z Schlì-7mm O Walfang. 1.52 28.8 74 -11.7 2.4 11.5 24.6 .35 .48 .71 .58 .628.745 .604 .638 &,lken-Kiel 6mmDurch Schlingerkiele wird der Widerstandsbeiwert bei
völligen Spanten wenig, bei scharfen Spanten stärker
er-höht [A 15]. Quantitative Angaben sind jedoch zur Zeit
noch nicht möglich.
Es ist also auch hier sinnvoll, in ilbereinstimmung mit der Erfahrung den Angriffspunkt im Schwerpunkt der
Unterwasser-Lateralplanfläche anzunehmen. Genau so
falsch oder richtig ist es, aus Gründen der einfacheren Be-rechnung den Angriffspunkt auf Mitte Hauptspanttiefgang anzunehmen, weil der Unterschied klein ist gegenüber den Unsicherheiten der Annahmen.
2.3 Auswirkungen von Windböen
Die Wirkung von Böen auf ein Schiff ist im Bericht der UdSSR zur Internationalen Schiffssicherheitskonferenz 1960 [A 17] eingehend betrachtet worden. Aus dieser Arbeit ist
zu ersehen, daß außer den bereits erwähnten Unsicher-heiten bei der Ermittlung der Angriffspunkte von
Wind-und Wasserkraft auch noch keine hinreichend begründete Annahme über die Auswirkung von Böen getroffen werden kann.
Böen entstehen durch Wirbel in der erdnahen
Grenz-schicht des Windes; sie sind daher räumlich begrenzt. Der Durchmesser eines Wirbels Ist - unter sonst gleichen
Wind-bedingungen - um so kleiner, je größer die
Winkel-geschwindigkeit ist. Alle bisher bekannt gewordenen Un-tersuchungen umfassen nur Windmessungen an einem ein-zelnen oder an weit voneinander entfernt liegenden
Punk-ten (z. B. Giblett 1932 [A 18], Davenport 1963 [A 5], Van der
Hoven [A 19]), es kann also daraus nicht ohne weiteres auf die Auswirkung einer Bö entlang einer Linie, geschweige denn über ein räumliches Gebilde, wie es ein Schiffskörper darstellt, geschlossen werden.
Böen wirken unmittelbar durch Erhöhung der Wind-geschwindigkeit und damit der Windlast. Nur diese Wir-kung wird hier betrachtet. Windgeschwindigkeiten über
100 kn sind auch nur in Böen gemessen worden. Es besteht vielfach die Auffassung, daß ein Schiff sich bei einer
plötz-lich auftretenden Bö infolge aufgespeicherter kinetischer Energie wesentlich weiter überlegen kann als dem stati-schen Krängungswinkel im Maximum der Bö entspricht.
Diese Auffassung ist rein spekulativ, weil sie die Struktur
des natürlichen Windes außer acht läßt.
Die Energieschwankungen (Böigkeit) des natürlichen Windes lassen sich als Spektrum angeben. Bild A 7 zeigt
ein solches Spektrum nach Van der Hoven [A 19]. Bekannt-lich liegen die Frequenzen für große, durch entsprechende Superpositionen zustandekommende Energieschwankungen immer in der Nähe des Maximums des Spektrums. Danach
muß für energiereiche Böen mit einer Periode von über 60 sec, also einer Kreisfrequenz von Q
0,1 [secl]
ge-rechnet werden. Bei einer mittleren Eigenfrequenz einesSchiffes von w = 0,5 [secl] (Rollperiode T = 12,5 sec) und einer mittleren Dämpfung von D = 0,2 ergibt sich mit einem
linearen Ansatz ein flberschwingen von ungefähr 5 o/
gegenüber dem statischen Krängungswinkel im Maximum der Bö. Gemessen an der relativ großen Unsicherheit, die den als maximal angenommenen Windgeschwindigkeiten
ohnehin anhaftet, ist dieser Wert so klein, daß er auch im nichtlinearen Bereich der Hebelarmkurve vernachlässigt verden sollte. Selbst wenn man sehr ungünstigé
Verhält-2
E E
nisse zugrunde legt (w = 0,2/sec; D = 0,2), ergibt sich ein ilberschwingen von nur 10 0/ Auch das dürfte in der Regel vernachlässigt werden, insbesondere deswegen, weil hier nur die an einem Punkt gemessenen Energieschwankungen betrachtet wurden.
Um zu einer ersten Näherung über die mittlere Wind-geschwindigkeit entlang einer Linie und damit über die für ein Schiff zu erwartenden Beanspruchungen zu ge-langen, wurden mit einer einfachen Meßapparatur
ver-schiedene Messungen durchgeführt. Trotz der
Nichtlineari-tät der verwendeten Hitzdrähte konnte eindeutig
fest-gestellt werden, daß die wirksamen Schwankungen derWindgeschwindigkeit über eine längere Strecke (hier 30 m) gemittel ganz erheblich kleiner sind als die an einem Punkt
gemessenen Schwankungen (Bild A 8). Die dynamische
Wir-kung von Böen nimmt also mit der Schiffsgröße (
Inte-grationslänge) ab.
0)
b)
Bild A 8 Schwankungen der Windgeschwlndigkeit a) als Mittel über 30 m; b) an einem Punkt
mitt!. Windgeschwindigkeit 4 mIs
Gegen die Berücksichtigung von dynamischen
Wind-wirkungen spricht ferner, daß sorgfältig untersuchte
Ken-terfälle der jüngsten Vergangenheit ausnahmslos ohne
solche Effekte eindeutig erklärt werden konnten. Auch
Be-fragungen von erfahrenen Seeleuten lieferten keinen An-haltspunkt dafür, daß dynamische Effekte durch Böen zu
erwarten sind. Daß bei dem Untergang der ,,Niobe", die im Jahre 1932 vor Fehmarn in einer Bö kenterte, solche Ein-flüsse von nennenswerter Bedeutung waren, ist wegen der starken Dämpfung durch die Besegelung nicht anzunehmen.
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2090 HANSA - Schiffahrt - Schiffbau - Hafen - 102. Jahrgang -1965 Nr.22
50 2 5 I 2 5 50 20 50 00 0 500 000
vo 0 5 2 5 2 05 02 05 .005 002 POI
nung nach obiger Formel maximal etwa 30°Io betragen
kann.
Übergehen von Personen dürfte nur bei kleinen Schiffen mit großer Zahl von Fahrgästen zu erheblichen krängenden Hebeln führen, hier jedoch sollten diese Hebel unbedingt berücksichtigt 'verden. Es gibt keine einfache Regel, nach
der man die Gefährdung eines Schiffes durch Übergehen
von Personen als Funktion von einfachen Meßgrößen wie
z. B. der Länge oder der Vermessungstonnage angeben
kann. Es muß also physikalisch richtig gefordert werden,
daß krängende Hebel durch Übergehen von Personen zu
berücksichtigen sind, wenn
n
-03B'sin30°>00lm,
P
wenn also durch das Übergehen größere krängende Hebel
als 1 cm bei 30° Neigung möglich sind. In obiger Gleichung bedeutet:
n [-.-]=Anzahl der an Bord befindlichen Personen
p [t] = Mittleres Gewicht einer Person, ca. 0,08 t B [ml =Größte Breite des Schiffes
P [t] Schiffsgewicht.
1. Betrachtungen für das a u frech t
schwimmende Schiff
Wenn ein Schiff Ladung erhält, die zum Übergehen neigt (Flüssigkeiten oder Schüttladung), dann entstehen bei Nei-gungen des Schiffes auch kriingende Momente durch das Übergehen dieser Ladung. Um das Auftreten von
Schlag-seiten durch das Übergehen zu vermeiden, muß gefordert
werden, daß die Neigung des Schiffes d q, die sich durch
Verschiebung der Ladungsoberfläche um den Winkel d cs
ergibt, kleiner ist als du. Als notwendiges Kriterium für
die Sicherheit gegen das Auftreten von progressiven Schlag-selten gilt also:
-' < i im gesamten Neigungsbereich.
du
Dieses Kriterium wird beispielsweise auch im ISSV 1960
implizite dann angewandt, wenn gefordert wird, daß ein
Schiff nicht mehr als 5° Schlagseite annehmen darf, wenn die Ladungsoberfläc,he um 12° gegen die Konstruktions-wasserlinie geneigt ist. In diesem Falle wird
dp
- 5=0,42 gefordert.
du
12Wird beim aufrecht schwimmenden Schiff die Ladungs-oberfläche eines Raumes gegen die Ebene der Schwimm-wasserlinie um den kleinen Winkel d u geneigt, dann ergibt sich ein krängendes Moment
dM1= l I ' d t.
Darin ist
e [tim']=Dichte der Ladung
I [m') =Breitenträgheitsmoment der Ladungsoberuläche.
Die Ableitung dieser Gleichung findet sich in den
Hand-büchern, z. B. Handbuch der Werften 1960. Der auf das
aufrechte Schiff wirkende krängende Hebel ist dk1= dM1/P mit P [t] = Schiffsgewicht. dM1 ergibt sich durch seitliche Auswanderung des Schwerpunktes der Ladung; die
Schwer-punktauswanderung in senkrechter Richtung ist bei klei-nem du von zweiter Ordnung klein und kann daher
ver-nachlässigt werden. Bei kleinem Neigungswinkel d cç des Schiffes ist dM1 und damit dk1 über ( konstant. Der auf-richtende Hebel ist dh= GM ' d q. Damit Gleichgewicht herrscht, muß dh= dk d. h.
GM'd = @L/PJl'dU
sein; damit also die aufrechte Schwimmiage das absolute Energieminimum darstellt, muß
dcp QL 'l
du
P GM <1 sein.In der Regel sind mehrere mit flüsiger oder Schüttladung gefüllte Räume vorhanden; dann muß sein
2091 W a g n e r, B.:,. Auswertung veröffentlichter
Modeilmes-sungen zur Bestimmung der Luftkräf te an 1.Yberwasser-schiffen bei Schräganströmung", Inst. für Schiffbau, Bericht
April 5963.
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B. t)bergehen von Ladung und Personen
Übergehen von Ladung war bei einem wesentlichen Teil ler Schiffsunfälle der letzten Zeit zumindest mit ursächlich
. B. ,,Pamir" [B 1], ,,Marianne Wehr" [B 2]). Hier soll nur uf flüssige Ladung und Schüttladung eingegangen werden,
k'eil angenommen werden kann, daß Stückgut im
auge-kiemen so sorgfältig gestaut wird, daß tïbergehen nicht zu
efürchten ist. Welche Folgen durch das iYbergehen von
aggersand auftreten können, hatte Beattie 1950 [B 3] bei
er Untersuchung des Unfalls der ,,Leicester" gezeigt.
trenge Vorschriften bestehen bereits für das Laden von etreide; für andere Schüttladungen bestehen eigentlich
El
ur Empfehlungen (z. B. National Cargo Bureau 1959 [B41
1ür
Erz und Erzkonzentrate).
Es ist erstrebenswert, allgemeingültige Vorschriften zu rlassen, die jede Art von Schüttgütern umfassen. Das ist
ur Zeit noch schwierig, weil über die Mechanik des
tYber-lehens praktisch noch nichts bekannt ist. Insbesondere be-stehen noch Schwierigkeiten bei Schüttladungen ohne
defi-'sierten Böschungswinkel, also bindigen Substanzen, bei
lenen Kapillarkräfte eine wesentliche Rolle spielen. Eihige tinfache und notwendige Kriterien können jedoch bereits
ingegeben werden. Es sei hier auf die grundsätzlichen
Yberlegungen von Arndt (1960) [B 5] hingewiesen.
Grundsätzlich wird bier vorgeschlagen, daß die
krängen-len Hebel möglichst genau entsprechend dem jeweiligen tand des Wissens errechnet werden sollen. Physikalisch
'sicht begründete Faustformeln sind daher jedenfalls für
len Text eines Vertrages abzulehnen. Die Anwendung tlektronischer Rechenmaschinen gewinnt auch im Werf
t-Detrieb immer mehr Boden, es ist daher abzusehen, daß iuth krängende Hebel von freien Ladungsoberflächen in
aderäumen und Tanks allgemein elektronisch und genau Irrechnet werden.
Wegen der Vielzahl der auf größeren Schiffen vorhande-'sen Tanks wird ein einfaches und überschlägiges Kriterium lafür angegeben, welche Tanks nicht in die exakte Rech-'sung einbezogen zu werden brauchen, nämlich diejenigen,
ür die 1/P (g 'Jgmax) S]fl 30° 0,03 m
Darin ist
P [t] = Schiffsgewicht
p [t/m']=Dichte der Ladung in einem Raum
B Em'] =größtes Breitenträgheitsmoment dieses Raumes.
Für diese genügt es, sie entsprechend obiger Formel zu Derücksichtigen. Damit ist sichergestellt, daß der mögliche E'ehler des Hebelarms bei 30° < 0,01 m bleibt, weil sich bei
lorgfältigen Untersuchungen herausgestellt hat, daß die
Differenz zwischen exakter und überschläglicher
=
(1J1)
<loder,m.a.W.:GM>
da
PGM
PDiese Forderung ist notwendig für alle Ladungsarten mit definiertem Böschungswinkel (Flüssigkeiten, trockene oder mit Wasser gesättigte Schüttgüter und feuchte Schüttgüter
mit einer Korngrößenverteilung, die das Auftreten von
nennenswerten Kapillarkräften nicht erwarten läß). Es ist zu beachten, daß obiges Kriterium nur für das auf-rechte Schiff gilt. In Sonderfällen, nämlich dann, wenn die Laderäume fast leer oder fast voll sind, ist dieses Kriterium unnötig scharf, in anderen Fällen, wenn beispielsweise ein
Mittellängsschott nicht mit dem oberen Deck und der
Lukenabdeckung abschließt oder wenn Schüttladung nicht
bis zur Oberkante des Wellentunnels geladen und in der
Rechnung der Wellentunnel berücksichtigt wurde, ist das
Kriterium nicht hinreichend. Es ist also bei seiner
An-wendung stets auf seine Gültigkeit hin zu überprüfen. Dieses Vorgehen erñspricht der richtigen Bewertung der Metazentrischen Höhe. Während grundsätzlich ein positives GM gefordert werden muß, kann doch in Sonderfällen auch mit negativen GM gefahren werden, vorausgesetzt, daß die
statische Schlagseite klein bleibt und bei größeren
Nei-gungswinkeln hinreichend große aufrichtende Hebel
vor-handen sind. Das Kriterium GM> O ist also in der Regel
notwendig, es können aber Ausnahmen zugelassen werden. Letztliche entscheidend und hinreichend ist in jedem Falle die Untersuchung des Verhaltens bei endlichen Neigungen.
Es ist zur Zeit noch nicht möglich, eindeutig festzustellen, welche Ladungsarten so beschaffen sind, daß sie auch bei Nichterfüllung der obengenannten Forderung keine Gefahr
für das Schiff bilden. Es kann sick jedoch nur um
fein-körnige Schüttgüter handeln (Korngrößen < 3 mm) han-deln, deren Feuchtigkeit innerhalb gewisser Grenzen (5 bis
100/0 bei Erzkonzentraten nach National Cargo Bureau
[B 4]) liegt. Die verschiedentlich genannten Grenzen sind
insofern fragwürdig, als zu ihrer Ermittlung nur einige Eigenschaften der Ladung, nicht aber auch das Verhalten der Ladung unter den Bedingungen des Schiffsbetriebes
(Trennung der Ladungsteilchen verschiedener Größe beim Laden, Verhalten der Ladung bei Vibration usw.) berück-sichtigt wurde.
Der Untergang des Motorschiffes ,,Marianne Wehr" am 14. Oktober 1963 (Boie 1964 [B 21) hat wieder gezeigt, daß
auch bindige Ladung (hier granulierte Hochofenschlacke mit Korngrößen zwischen 0,5 und 5 mm für 85 0/0 einer untersuchten Probe und ca. 4,5 0/ Feuchtigkeit), mit der man im statischen Versuch sehr große Böschungswinkel erhält, bei hinreichend schwerem Wetter ein Schiff zum
Kentern bringt, wenn obiges Kriterium nicht erfüllt ist. Bei
,,Marianne Wehr" war d q!d e 2,8 im Anfangsbereich. Durch Mittellängsschotte wird d /d a in diesem Bereich auf
ein Viertel, hier also 0,7 verringert, das Kriterium wäre
also durch einfache Mittellängsschotte zu erfüllen gewesen.
2. Betrachtungen für endliche Neigungen
Das von der UdSSR 1962 [B 6J der IMCO vorgeschlagene Rechenverfahren zur Berechnung krängender Hebel durch freie Oberflächen von flüssiger Ladung berücksichtigt nur
die krängenden Hebel bei 30° Krärogung und läßt daher
keine Rückschlüsse auf sich einstellende Krängungswinkel zu. Es ist ferner nicht physikalisch richtig, weil verschiedene Tankíormen nur durch den jeweiligen Blockkoefflzienten beschrieben werden; dadurch sind erhebliche Fehler nach der unsicheren Seite hin möglich (Bild B 1). Der wichtigste Nachteil dieses Vorschlages ist jedoch die Erlaubnis, solche
Tanks von der Berechnung auszunehmen, deren Inhalt
keinen größeren kriingenden Hebel als jeweils 1 cm ergibt. Ein solches Vorgehen ist wegen der Vielzahl von Tanks auf einem größeren Schiff nicht statthaft. Als Kriterium dafür, welche Tanks zur Berechnung heranzuziehen sind, muß die Summe der krängenden Hebel aus allen Tankinhalten
be-trachtet werden, wobei für die kleineren Tanks, deren
Inhalt nur zu einem kleinen Teil der krängenden Hebelel 04 o n Mamen len mot,schen .,ersch sill er
beiträgt, ein Näherungsverfahren zugelassen werden könnte. Ein solches Kriterium sollte, wenn es überhaupt Sinn haben
soll, auch einfacher zu handhaben sein als das
vorge-schriebene Rechenverfahren. weil es sonst keine Vorteile ergeben würde.
Es ist üblich und sinnvoll, beim Krängungsversuch etwa vorhandene freie Flüssigkeitsoberflächen als Änderung der Höhe des Gewichtsschwerpunktes zu berücksichtigen. Es ist
A GM = 1/PS ''
darin ist
P [tI Schiffsgewicht
[tim'] Dichte der Flüssigkeit und
I (m'] = Breitenträgheitsmoment der Flüssigkeitsoberfl.Sche.
Es ist nun eine sehr grobe Näherung, wenn für endliche Neigungen der krängende Hebel als
k1= AGMsin = 1/PJBsinip
angenommen wird. Diese Gleichung gilt streng nur für
rotationsymmetrische Tanks, deren Achsen der
Neigungs-achse des Schiffes parallel liegen. Nach Untersuchungen
von Arndt und Lehmann (Bild B 2) ergeben sich bei
ande-ren Tankformen erhebliche Abweichungen nach beiden
Seiten. Es ist also nickt gerechtfertigt, dieses Verfahren in für die Sicherheit kritischen Fällen anzuwenden, es eignet
sich lediglich zur Abschätzung der Größenordnung der
durch freie Flüssigkeitsoberflächen und übergehende La-dung verursachten krängenden Hebel. Es erscheint sinnvoll,
42
Bild 10 2 Fehler in der Näherungsformel für krängende Momente von Flüssigkeiten ZyIed.r Ross. VOISCAIO Vergleich Lodang mil einfachem den Vorschlagen voi, J,rdngi'nd USSR In pr O d fiiLsslger Tonbs roil
2092 HANSA - Schiffahrt - Schiffbau - Hafen - 102. Jahrgang -1965-- Nr.22
0,0
0$ 0.6 07 Oß
-es Vorgehen zuzulassen für die Tanks, deren Summe
kriingenden Hebel bei einem bestimmten
Neigungs-kel (z. B. 30) einen Grenzwert (z. B. 0,03 m) nicht
über-reitet. Dadurch kann ein erheblicher Teil der Rechen-eit insbesondere für solche Tanks eingespart werden,
sich nur schlecht durch quaderförmige Körper annähern
.en, ohne daß nennenswerte Fehler auftreten können. alle übrigen Tanks sind die krängenden Hebel
ent-.er exakt oder durch Ersatz der Tanks durch Quader zu
echnen.
*as Staumaß von Schüttladung ist keine einheitliche 13e, sondern von der Sorgfalt des Trimmens und - in irigem Maße - von der Höhe der Stauung abhängig.
l3erdem setzt sich die Ladung während der Reise durch
ebnen der Schüttkegel und dadurch, daß sich die
ein-en Körner des Ladegutes zu dichter Packung hin oriein-en-
orien-en. Weiterhin erleidet organisches Ladegut auch noch
änderungen durch Atmung und Verdunstung, sog.
Aus-stung, so daß es bei längeren Reisen bis über i /o an wicht verlieren kann.
tose goschültet ge,-üttelt
Bild B 3 Staumaß von Getreide
las Verhalten von Gerste wurde anläßlich der
Unter-chung des Unterganges der Pamir" eingehend analysiert. e übliche Annahme, daß Getreide im Schiff um2°/o des
ilumens sackt, wurde hier durch Rütteln einer Ladungs-obe in der Größenordnung bestätigt (Bild B 3). Der
Ver-[ch wurde in einem zylindrischen Gefäß durchgeführt, ist darin also noch nicht berücksichtigt, daß sich trotz rgfältigen Trimmens Freiräume zwischen den Balken cht völlig vermeiden lassen. Die Forderung nach 50/0
ederinhalt in Kap. VI, Regel 4 des ISSV 1960 ist daher
or als untere Grenze anzusehen. Bei Hochofensehiacke
urde ein erheblich größeres Setzen, nämlich ca. 25 /o
stgestellt [B 2], bedingt durch eine größere Streuung der
orngrößen und durch Kapillarkräfte, die eine lockere
oge beim Schütten ergeben. Die Getreidevorschriften sind so nicht ohne weiteres auf beliebige andere
Schiffsladun-n aSchiffsladun-nweSchiffsladun-ndbar.
Die Berechnung der krängenden Hebel durch
übergegan-'ne Schüttladung bereitet dann keine grundsätzlichen
thwierigkeiten, wenn der Winkel der Ladungsoberflächen
gen den Schifishorizont angegeben werden kann. Die thwierigkeiten liegen dann nur in dem verhältnismäßig
ollen Arbeitsaufwand, der zur Berechnung notwendig Ist. srschiedentlich, so von Arndt 1960 [B 5] und Krappinger 60 [B 7] wurden Rechenanweisungen gegeben, die unter
r Annahme quaderförmiger Laderäume den Arbeits-.
ifwand erheblich verringern. Mit der gleichen Annahme urden nun Hilfsdiagramme entworfen, die diese Berech-mg noch weiter vereinfachen. Sie werden demnächst
ver-fentlicht. Auf vielen Werften kann diese mathematisch ispruchsiose Arbeit auch mit Hilfe von elektronischen
2chenmaschinen als Teil der üblichen schiffbaulichero
5NSA - Schiffahrt - Schiffbau - Hafen - 102. Jahrgang - 1905 - Nr.22
Rechnungen durchgeführt werden, ohne daß dazu nennens-werte Rechenzeit erforderlich ist.
In erster Näherung können auch für das Ubergehen von Schüttladung statische Verhältnisse angenommen werden. d. h., daß alle Vorgänge als so langsam angenommen wer-den, daß gegenüber der nach Größe und Richtung konstan-ten Erdbeschleunigung alle anderen Beschleunigungen als
klein vernachlässigt werden können. Dabei ist jedoch zu
beachten, daß der statische Böschungswinkel * durch
Vibra-tionen verkleinert wird, und zwar um so mehr, je größer
die Beschleunigung und je leichter die einzelnen Partikeln der Schüttladung sind.
Nach dem Vorangegangenen müßten bei rein statischer Betrachtungsweise freie Oberflächen von Flüssigkeiten und
von Schüttladung zwar ähnlich, aber doch mit Rücksicht
auf den jeweiligen Böschungswinkel verschieden behandelt
werden. Unter extremen Wetterbedingungen, und nur
solche werden hier betrachtet, treten aber immer der
stati-schen Neigung überlagerte Rolischwingungen auf, deren
Amplituden erfahrungsgemäß maximal etwa 30° betragen.
Es kann leicht gezeigt werden, daß dann für
Böschungs-oberfläche im Schiff co etwa der statischen Neigung q des
Schiffes entspricht. Für * > 30° wird co
± 30°
-(u > 0). Es ist daher notwendig, Schüttladungen mit * < 30°,
und das sind die allermeisten' in der Hebelarmbilanz wie flüssige Ladung zu behandeln und nur bei solchen mit
* > 30° eine kleinere Oberflächenneigung, nämlich
u = ç + 30° - * anzunehmen, darin ist
u Neigung der Ladungsoberfläche im Schiff
statischer Krängungswinkel Q = Böschungswinkel
Es ist selbstverständlich, daß bei Schüttgütern Längs-schotte nicht wasserdicht zu sein brauchen, um als
Quer-unterteilung berücksichtigt zu werden, sie müssen jedoch den Vorschriften über Getreideschotte entsprechen und bei
Ladungen von breiartiger Beschaffenheit darüber hinaus bis zum Boden des Laderaumes und oben bis unter die
Lukenabdeckung reichen. Für die Höhe der Oberfläche von Schüttidungen im Raume (locker, gesetzt) ist diejenige zu wählen, die den kleineren Saldo in der Bilanz ergibt.
3. Ubergehen von Personen
Das Zusammendrängen von Personen auf einer Schiffs-seite hat im wesentlichen zwei Ursachen, nämlich entweder
die Vorbeifahrt an einer Sehenswürdigkeit oder aber die
Furcht vor einer drohenden Gefahr. In beiden Fällen
dürf-ten die höher gelgenen Decks bevorzugt werden. Der
krängende Hebel durch Ubergehen von Personen
istn-p
k10
= (y- cos ç ± z - sin ç). Darin entspricht analog
den vorhergehenden Ausführungen y der Auswanderung
des Schwerpunkt der Personen parallel zum Deck und z der
-Auswanderung senkrecht dazu, n p ist das Gewicht der
übergegangenen Personen.
Zur Berechnung kann n - p als Produkt aus der Zahl der
an Bord befindlichen Personen und dem
Durchschnitts-gewicht einer Person (z B. 80 kg) angenommen werden. Das Durchschnittsgewicht von 80 kg'Person enthält hier bereits
einen Zuschlag für Kleidung und mitgeführte Utensilien.
Als seitliche Verschiebung y kann 30 0/ der größten Breite des Schiffes angenommen werden, z ergibt sich dann aus der Verteilung der Personen auf möglichst hohen Decks in der Weise, daß von oben beginnend die Decksflächen einer
Schiffsseite mit Personen besetzt angenommen werden.
Dazu kann eine Dichte von sieben Personen!m° angenom-men werden; in dieser Zahl sind bereits kleinere Bauteile auf den Decks (Masten, Pfosten und dgl.) berücksichtigt.
Tische. Bänke, Oberlichter und dgl. sind als freie
Decks-flächen anzusehen, weil erfahrungsgemäß Personen im Ge-dränge sich nicht immer diszipliniert verhalten. Als Aus-gangslage kann der Gewichtsschwerpunkt der Personen im Schwerpunkt der Lateraifläche. des Schiffes angenommen
werden, nach dem Ubergehen liegt der
Gewichtsschwer-punkt jeweils 1,1 m über Deck.
2093 I I
-Q! 0,2 53 0,4 0,5 I, tmJ 2 3 4 5 5 7 Druck bzw Lagerhbhe Orien lierung der KörnerSchrifttum
:1] Wendel, K., und Platzoeder, W..,jJerUntergang
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C. Krängende Momente durch Drehkreisfahrt Bei Drehkreisfahrt entsteht ein Kräftepaar aus der Flieh-kraf t und der entgegengesetzt gleich großen ReaktionsFlieh-kraft des Wassers. Die Fliehkraft beträgt
2094
v1,
F1, =
R1, ' g
Darin ist
vD Im/sec] = Tangentialgeschwindigkeit des Schiffes im'.Drehkreis R1, [ml = Di'ehkreisraclius
F1 [mp] = Gewichtskraft des Schiffs (zahlenmäßig gleich dem Schiffsgewicht in t)
g 9,81 rn/sec2 = Erdbeschleunigung
Das krängende Moment ist für das aufrechte Schiff
MD = FD S1) darin ist
Sj [m] = Abstand der Wirkungslinien der Zentrifugalkraft und der Reaktionskraft.
Der Hebelarm S]) ist wegen der unbekannten
Strömungs-verhältnisse am TJnterwasserschiff nur angenähert be-stimmbar, und zwar kann für das aufrechte Schiff dafür der senkrechte Abstand des Gewichtsschwerpunkts vom Lateraischwerpunkt oder der einfacheren Rechnung
halber - von Mitte Hauptspanttiefgang angenommen
wer-den (vgl. A 2, Wasserkräfte am Tinterwassersc.hiff).
Das Kräftepaar aus dem Schiffsgewicht und den
verti-kalen Komponenten der Druckkräfte ist klein und kann in erster Näherung vernachlässigt werden.
Für den Verlauf des krängenden Moments über den
Neigungswinkel kann als grobe Näherung angenommenwerden:
5D (cp) SD (0) . cos 'ç,
dabei ist jedoch zu beachten, daß diese Näherung nur für
kleine bis mittlere Winkel, etwa cg < 45°, brauchbar ist. Der krängende Hebel ist
MD VD2'SD
k0-F1)g'R
/V0\2
L Mit I I =C]) \ y>) / R1,(V = Geschwindigkeit des Schiffes bei Geradeausfahrt und L = Länge zwischen den Loten)
wird
kD=CDg\T.OL SD
Im Sinne dieser Arbeit ist für jede Neigung des Schiffes der größtmögliche krängende Hebel einzusetzen.
vo2
gL
S]) (cg = 0) kann in erster Näherung als konstant angenom-men werden. Es bleibt a[so, den Maximalwert von Cl) zu
ermitteln. Ein solcher Maximalwert existiert, weil C])
(R1, = 0) = C0(R1, = c) 0, und weil C]) für O <R1) < endliche Werte annimmt.
Ein im Drehkreis fahrendes Schiff wird schräg angeströmt
und liefert dabei eine horizontale Auftriebskraft, die der
Zentrifugalkraft entgegengesetzt gleich ist. Man kann daher das Schiff im Drehkreis als schräg angeströmten Tragflügel ansehen und in erster Näherung annehmen, daß
ist für ein bestimmtes Schiff eine Konstante,
ausfahrt und ira Drehkreis gleich ist,
zusätzlich zu dem Profllwiderstand F5, im Drehkreis
noch der induzierte Widerstand F = C« -' y2 L' T
zu überwinden ist und daß
die vom Propeller abgegebene nutzbare Leistung
No unabhängig vom Drehkreisdurchmesserkonstant ist. Darin ist
C> [-J = Widerstandsbeiwert
F> (V) [Mp] Widerstand in Fahrtrichtung
Mp sec2
- Dichte des Wassers m'
A0 [m'] Hauptspantfläche
F1 [Mp] Induzierter Widerstand C1 [J = Beiwert
T [ml Tiefgang auf Mitte Schiff IMpml
N . i- --- - i = Wellenleistung
L sec J
2] [-.] = Gesamtwirkungsgrad des Propellers N» [-1 = Schleppleistung des Schiffes
Mit diesen Annahmen folgt die
Tangentialgeschwindig-No
F2>. + F1
Bekanntlich ist der induzierte Widerstand F bei
Trag-flügeln mit schifisähnlichen Abmessungen in guter
Nähe-rung gleich dem minimalen induzierten Widerstand bei
elliptischer Auftriebsverteilung: F1 = C, 0/2 ' V02 L' T mit C.>2L
C =
und C.> = -darin ist C,> [-] AuftrlebsbeiwcrtF0 [Mp] = Auftrieb des Tragflügels, hier entgegengesetzt gleich der Zentrifugalkraft.
Damit wird
F02 =,(N)vDF\%. vt,')r0 T2.
Das Maximum der Zentrifugalkraft, das hier allein inter-essiert, ergibt sich für
d (FD2) dvD und F>,. = C '
also für t 'T2 (C . v>2 4 ' C 'VD3) = O bei einer Tangen-tialgeschwindigkeit
= = 0,63 v
keit im Drehkreis y1,
-O mit N0 = C . v>1
HANSA - Schiffahrt - Schiffbau - Hafen - 102. Jahrgang -1965 Nr.22
1. der Widerstandsbeiwert C> F,(v) bei
Q'
i Cc,
s
Für diese ungünstigste Geschwindigkeit wird
L
\ V0 J
mit R1)= m vD
und FI)6=N,vD3hteT
FD
LT
m V02
und mit
¡Mp sec2
m I
\mJ
Masse des Schiffes = L B T ö eC1=
Bt
1 22 N0v,3 e
darin ist B [ml = Schiffsbreite und i, [1 = Block-Koeffizient.Die Gültigkeit dieser Beziehung kann auf zwei Wegen
nachgeprüft werden, nämlich entweder für ein bestimmtes
Schiff, mit dem umfassende Drehkreisversuche gefahren
wurden, oder statistisch, indem einer Vielzahl von Versuchs-ergebnissen eine Vielzahl von gerechneten Werten
gegen-übergestellt wird. Beide Verfahren zeigen, daß die
Rech-nung zu brauchbaren Zahlenwerten führt.
Von umfassenden Drehkreisversuchen sind nur die Mes-sungen von Morse und Price [C 1] an dem Mariner-Schiff ,,Compass Island" bekannt geworden. In Bild C 1 sind die aus den Meßwerten errechneten Werte für CD = (VD\2 L
\ v0J
RQ3
o
i N0v00,633/42t9
Bild C i Drehkreisversuche mit D Compass Island"
95'!.. norma!er rrockeofrachter nozh Recht sog
I-über aufgetragen. Daraus ist zu ersehen, daß alle
MeO-punkte Cf)-Werte ergeben, die mehr oder weniger dicht
unter den nach der oben abgeleiteten Gleichung errechneten maximal möglichen C0-Werte liegen. Die Übereinstimmung der größten gemessenen Werte mit dem errechneten Maxi-malwert ist hier auffallend gut.
Für 80 Frachtschiffe, deren Daten im Handbuch der Werf-ten, Bd. VII, angegeben sind, wurden die C0-Werte
errech-net. 95 °Io dieser Werte liegen zwischen CD = 0,19 und
C71 = 0,25. Einige nachgerechnete Trawler ergeben Werte
zwischen 0,30 und 0,35.
Aus den Angaben von Davidson [C 2] wurden die
C11-Werte errechnet und in Bild C 2 aufgetragen. Diese C11-Werte
beziehen sich auf ca. 200 Versuche mit normalen"
See-schiffen mit einer bis vier Schrauben. Die errechneten Werte für Frachtschiffe passen gut zu dem ersten Maximum, das zweite Maximum bei = 0,27 dürfte für schnelle
Fahr-gast- und Kriegsschiffe gelten.
Bei Schiffen mit ungewöhnlicher Form oder
Antriebs-anlage kann die Rechnung wegen zu starken Geschwindig-keitsabfalls zu große Werte ergeben. Es sollte daher erlaubt werden, daß an Stelle des errechneten CJ-Wertes ein durch Messung bestimmter Wert in die Hebelarrnbilanz eingesetzt werden darf. Für eine Solche Messung müssen Drehkreise mit verschiedenen Ruderlagen gefahren werden, weil das Maximum der Zentrifugalbeschleunigung nicht notwendig
bei dem kleinstmöglichen Drehkreisdurchmesser auftritt.
Ein Vorschlag zur Bestimmung des maximalen Wertes für C71 ohne Berücksichtigung der baulichen Eigenarten einzelner Schiffe stammt von Firsow (1946) [C 3]. Firsow
nähert eine Reihe von Versuchsergebnissen durch die
Funktion
Sie ereicht ihr Maximum wenn
d2b R = O unddR2
<0.
db dR 1 R cosh -k . L sinhk L
Das ist erfüllt für
2R R
kL = 2,177, also = 1,089 k.
y 0,796e 0,583
Damit wird _D_ 0,796, also CD
=
1,089 k = kFirsow fand für den Mittelwert seiner Meßwerte k = 2,45, daraus folgt C1) = 0,233 mit RL = 2,63. Für den
vorliegen-den Zweck ist es nun nicht zulässig, vorliegen-den Mittelwert aus
zahlreichen Messungen für die Berechnung der krängenden Hebel zugrunde zu legen, weil nämlich die Abweichungen
2095
y71 R
= tanh
k L
an (Bild C 3).Die Zentrifugalbeschleunigung ist
V 1 R b =
= R
y0 tanh kL R V02tanh kL 1 2 R Rcosh kL cosh---Bild 2 2 2R 4R R sinh kL i R RsinhkL-=O
Rh 1 2tanh R cosh" kLR - R2
tanhs kL 0,7 0.3 CtjBild C 2 Relative Häufigkeit des Drehkreisbeiwerts CD nach
Messungen von Davidson
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Cc, errechnet
+ + +
4+ * -t-F
*+
On,t.sn t,t) T HùIl*qtfl * T95 Fscl4o,,,p,., * + 1p.db.l ,o[hF,,,,* U946) 0 2 3 z 5
VWMIInII 4, OrMkn)srOdius zur Scfl,(ong,
Bild C 3
der einzelnen Meßwerte vom Mittelwert nicht nur zufällig und durch die Ungenauigkeit der Meßanordnung verursacht sind, sondern weil dafür auch Unterschiede der Schiffsform ursächlich sind, die hier nicht als ,,zufällig" angesehen
wer-den dürfen. Die Einhüllende der Meßwerte von Firsow
liefert k = 1,95 und CD = 0,30. Auch dieser Wert wird von
einigen Schiffen noch überschritten, wie aus Bild C 2 zu
ersehen ist.
Daraus folgt nun, daß es nicht sinnvoll ist, den größten
überhaupt jemals gemessenen Co-Wert für alle Schiffe
ein-heitlich vorzuschreiben, weil einzelne Schiffe dadurch in
ihrer Wirtschaftlichkeit
erheblich und unnötig
einge-schränkt werden. Ebensowenig sinnvoll wäre es aber, einen kleineren Wert, etwa 0,2, vorzuschreiben, weil dann wieder-um einzelne Schiffe für sicherer angesehen werden als sie in Wirklichkeit sind.
Bei den obigen Uberlegungen wurde der Einschwing-vorgang beim Einfahren in den Drehkreis nicht berück-sichtigt. Das erscheint auch nicht nötig. Einmal dürfte in
der Wahl des Wertes für CD sowie im Saldo bereits eine so
große Sicherheit enthalten sein, daß das Schiff nicht in
ernste Gefahr geraten kann, darüber hinaus kann auch die Schiffsführung aus den Stabilitätsunterlagen ersehen, wann
ein kritischer Fall vorliegt und es ratsam ist, das Ruder
langsam zu legen oder mit der Fahrt heruriterzugehen.
Verfahren zur Berechnung der größten Krängung beim Einfahren in den Drehkreis sind von Graff und Horn in
[C 4] angegeben worden.
Schrifttum
[C 1] Mo r se, R. V., und Price , D.: Maneuvering Characte-ristics of the Mariner Type Ship (USS Compass Island) in Calm Seas4, Bericht für The David Taylor Model Basin, Washington, Dezember 1961.
(C2] Davidson, K. S. M.:,,On the Turning and Steering of
Ships, TSNAME 1944, S. 287.
Die Arbeit wird fortgesetzt mit Betrachtungen über den
Ein-fluß des Seegangs auf das aufrichtende Moment sowie über die Genauigkeit der Berechnung der Hebelarme.
[C 3] F i r s o w G. A.: Eine Formel zur Berechnung der Schiffs-krängung bei stationärem Drehkreis' (in Russisch), Istwestila Akademii Nauk SSSR, Technitscheskij Nauk 194G, Nr. 5,
S. 67922.
(C 4[ G r a f f, W.:.,Manövrierversuche" in Hydrodynamische Pro.. bleme des Schiffsantriebs II, 1940.
D. Wasser an Deck
Durch die von den Klassiflkationsgesellschaften vorge-schriebenen Wasserplorten ist im allgemeinen sichergestellt, daß übergekommenes Wasser hinreichend schnell ablaufen
kann. Wasser an Deck ist also in der Hebelarmbilanz nur
dann zu berücksichtigen, wenn in Sonderfällen das Wasser am schnellen Ablaufen verhindert sein kann. Das kann z. B. der Fall sein bei Fischereifahrzeugen, bei denen die Wasser-pforten festgesetzt werden könen, damit keine Fische fort-gespült werden. In solchen Fällen muß gefordert werden, dall bei dem Neigungswinkel, bei dem Oberkante Schanz-kleid zu Wasser kommt, die aufrichtenden Hebel die krän-genden übersteigen. Welche Krängungen durch Wasser an Deck infolge dichtgesetzter Wasserpforten entstehen kön-nen, hat ein Versuch von Arndt, Kastner und Roden [D 1)
gezeigt.
Nicht so augenfällig und daher gefährlicher ist Wasser, das von poröser Decksladung (z. B. Koks) aufgesaugt und
am Ablaufen gehindert wird. Darüber sind von Wendel
[D 2] und Stummer [D 3] eingehende Untersuchungen an-gestellt worden. Die physikalischen Vorgänge der Strömung
in porösen Substanzen sind kompliziert und können nur
mit Hilfe von Stoffkonstanten beschrieben werden, deren Ermittlung recht schwierig ist. Eine brauchbare Näherung ergibt sich mit der Annahme, daß die Wasserpforten bzw.
Schlitze unwirksam sind. In allen anderen Fällen braucht
Wasser an Deck nicht berücksichtigt zu werden, weil seine Wirkung bereits in der Pantokarenenrechnung erfaßt ist.
Schrifttum
[Dl] Arndt, B., Kastner, S., und Roden. S....Die
Sta-E. Sonstige krängende Momente
Die hierzu gehörenden Momente (z. B. seitlicher Trossen-zug, hängende Lasten usw.) treten nur bei Spezialschiffen auf, die in der Regel (z. B. Schlepper, Fischereifahrzeuge) noch nicht unter den Schiffssicherheitsvertrag fallen. Es ist daher nicht sinnvoll, hier allgemeine Regeln aufzustellen. vielmehr dürfte der Hinweis genügen, daß besondere
krän-gende Momente, die im Schiffsbetrieb auftreten können, berücksichtigt werden müssen, wenn die Summe ihrer
krüngenden Hebel 2 cm übersteigt.
bilitätserprobung des Segelschulschiffes Schiffstechnik 1969, Nr. 39, S. 177 90.
«Gorch Fock«",
[D 2] W e n del, K.'. ,,Stabilit5tseinbuüen im Seegang durch
Koksdeckslast", ,,Hansa" 1954, S. 2009/22.
[D 3] S t u m m e r, W.: ,,Strömungswiderstand
tungen", Schiffstechnik 195455, Nr. 7, S. 70 78.
von
