Download - Institut fÃ¼r Entwerfen von Schiffen und Schiffssicherheit

Simulation des Manövrierverhaltens von Schiffen 

unter besonderer Berücksichtigung 

der Antriebsanlage 

Vom Promotionsausschuss der 

Technischen Universität Hamburg-Harburg 

zur Erlangung des akademischen Grades 

Doktor-Ingenieur 

genehmigte Dissertation 

von 

Dipl.-Ing. Tobias Haack 

aus Duisburg 

2006

Vorsitzender des Prüfungsausschusses: 

Prof. Dr.-Ing. Dr.-Ing. E.h. Dr. h.c. E. Lehmann 

Gutachter: 

Prof. Dr.-Ing. S. Krüger 

Prof. Dr.-Ing. H. Rulfs 

Prof. Dr.-Ing. T. Rung 

Tag der mündlichen Prüfung: 29.März 2006

Vorwort 

Die vorliegende Dissertation entstand während meiner Tätigkeit als Wissenschaftlicher Mitarbeiter 

am Institut für Schiffsentwurf und Schiffssicherheit der Technischen Universität Hamburg- 

Harburg. 

Herrn Prof. Dr.-Ing. Stefan Krüger danke ich herzlich für die ausgezeichnete fachliche Betreuung 

dieser Arbeit, das kreative und gut ausgestattete Arbeitsumfeld und das mir entgegengebrachte 

Vertrauen. 

Herrn Prof. Dr.-Ing. H. Rulfs danke ich für die Übernahme des Korreferats und den Herren 

Prof. Dr.-Ing. Dr.-Ing. E.h. Dr. h.c. E. Lehmann (Vorsitzender) und Prof. Dr.-Ing. T. Rung 

für ihre Tätigkeit im Prüfungsausschuss. 

Ebenfalls bedanke ich mich bei den Mitarbeiterinnen und Mitarbeitern des Instituts für Schiffsentwurf 

und Schiffssicherheit für die gute Zusammenarbeit und eine schöne Zeit. Besonders 

bedanken möchte ich mich bei Dr.-Ing. Wilfried Abels für die wertvollen fachlichen Diskussionen 

und für die Erlangung der Erkenntnis, dass Strom und Wasser doch zueinander passen 

können. 

Bedanken möchte ich mich auch bei der Flensburger Schiffbau-Gesellschaft mbH & Co. KG 

für die Zusammenarbeit und die Zuverfügungstellung von Datenmaterial, ohne das diese Arbeit 

nicht möglich gewesen wäre. 

Nicht zuletzt bedanke ich mich bei meinen Eltern für die Kiellegung dieser Arbeit und natürlich 

bei meiner Frau Maj-Britt für ihre Geduld und Unterstützung insbesondere während des Stapellaufs 

und der Ablieferung der Dissertation. 

Tobias Haack 

Flensburg, im August 2006 

3

Inhaltsverzeichnis 

1 Einleitung 6 

2 Stand der Wissenschaft und Technik 9 

2.1 Hydromechanik . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 9 

2.2 Maschinenanlage und Automation . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 11 

3 Ziele der Arbeit 13 

4 Grundlagen der Manövriersimulation 14 

4.1 Hydromechanik . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 16 

4.1.1 Rumpfkräfte . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 16 

4.1.2 Propeller . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 18 

4.1.3 Traglinienmodell . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 18 

4.1.4 Verstellpropeller (Controllable Pitch Propeller) . . . . . . . . . . . . . . 23 

4.1.5 Festpropeller (Fixed Pitch Propeller) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 25 

4.1.6 Propeller-Rumpf-Interaktion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 25 

4.1.7 Ruderkraftberechnung . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 32 

5 Maschinenanlage und Automation 34 

5.1 Telegraf . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 35 

5.2 Programmwahl-Modul (Program Selection) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 35 

5.3 Steigungskombinator- und Drehzahlkombinator-Modul (Pitch Combinator-, RPM 

Combinator Control) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 37 

5.4 Steigungsbegrenzungsmodul (Pitch Maximum Selector) . . . . . . . . . . . . . 38 

5.5 Überdrehzahlschutz-Modul (Windmilling Modul) . . . . . . . . . . . . . . . . . 38 

5.6 Überlastschutz-Modul (Overload-Modul) und Bandbreiten-Modul (Bandwidth 

Selection) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 39 

5.7 Steigungsauswahl-Modul (Pitch Selection) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 41 

5.8 PD-Regler (PD-Controller) und Proportionalventil (Proportional Valve) . . . . 42 

5.9 Lastaufschaltungsbegrenzung und drehzahlabhängige Einspritzmengenbegrenzung 42 

5.10 PI-Regler (PI-Governor) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 45 

5.11 Integrator Reset . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 45 

5.12 Drehmoment Auswahl (Torque Minimum Selector) . . . . . . . . . . . . . . . . 46 

5.13 Hauptmaschine . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 46 

5.14 Generatoren (PTO) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 46 

5.15 Propellerwelle . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 47 

5.16 Massenträgheitsmomente . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 48 

4

Inhaltsverzeichnis 

6 Beispiele 49 

6.1 Beispielschiff 1 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 49 

6.1.1 Drehkreismanöver . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 50 

6.1.2 Notstoppmanöver . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 52 

6.1.3 Beschleunigungsmanöver . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 56 









7 Zusammenfassung 71 

Literaturverzeichnis 72 

Nomenklatur 77 

5

1 Einleitung 

Das Manövrierverhalten von Schiffen gewinnt bei den Anforderungen, die an ein neu zu konzipierendes 

Schiff gestellt werden, immer mehr an Bedeutung. Das resultiert weniger aus den 

leicht erfüllbaren und eher unzureichenden Vorschriften der IMO (International Maritime Organization) 

[42] u.a. für Drehkreisdurchmesser oder Anhaltewege in Notsituationen, als vielmehr 

aus den steigenden Bedürfnissen der Schiffsbetreiber. Zum Beispiel wird üblicherweise im Bauvertrag 

festgelegt, bei welcher Windstärke das Schiff noch in der Lage sein muss, selbstständig 

quer anzulegen (crabbing). Das setzt voraus, dass Manövriereinrichtungen wie Bug-, Heckstrahler 

und Ruder dementsprechend ausgelegt sind. Das Beschleunigungsvermögen ist in manchen 

Fällen auf der Probefahrt nachzuweisen. Dafür ist dann nicht nur die Hydrodynamik, d.h. die 

Umströmung des Schiffes und das Verhalten des oder der Schiffspropeller maßgeblich, sondern 

auch die Maschinenanlage und deren Automation. Zunehmend wird aber nicht nur das 

Manövrierverhalten in deterministischen Szenarien Gegenstand der Optimierung im Schiffsentwurf, 

sondern auch das schwer zu beurteilende Manövrierverhalten in nautisch komplexen 

Umgebungen (z.B. Strömung, Wind, Untiefen). Für diese Szenarien fällt es schwer, quantifizierende 

Kriterien anzugeben. Vielmehr hängt die Entscheidung, ob sich ein Schiff in einer 

bestimmten Umgebung gut oder schlecht verhält, oft allein vom schwer quantifizierbaren Eindruck 

des Nautikers ab (z.B. Abbildung 1.1.) 

Insgesamt wird die Einhaltung der Anforderungen bezüglich der Manövrierfähigkeit für Werften 

Abbildung 1.1: RoRo-Schiff bei der Schleuseneinfahrt in Immingham, GB. c○DFDS-TOR LINE 

zum Risikofaktor, den es zu minimieren gilt. Deshalb wäre es wünschenswert, schon im frühen 

Entwurfsstadium eine möglichst zuverlässige Prognose über das Manövrierverhalten abgeben 

zu können. Das beinhaltet sowohl deterministische Szenarien, wie Drehkreise oder Zickzack- 

Manöver, als auch das Verhalten in den oben erwähnten komplexen Umgebungen. Darüber 

6

KAPITEL 1. EINLEITUNG 

hinaus muss natürlich gewährleistet sein, dass das Schiff gierstabil ist, da instabile Schiffe 

auf Grund der ständig notwendigen Ruderaktivitäten einen erhöhten Widerstand und letztlich 

größeren Brennstoffverbrauch aufweisen. Weiterhin kann eine im Entwurfsstadium nachgewiesene 

gute Manövrierbarkeit ein Wettbewerbsvorteil sein, durch den ein Unterschied im Angebotspreis 

teilweise ausgeglichen werden kann. Schiffe mit guten Manövriereigenschaften können 

häufig auf Schlepperhilfe verzichten, wodurch ein zusätzlicher Zeit- und Kostenvorteil entsteht. 

Der Nachweis hierfür kann dadurch erbracht werden, dass der potenzielle Schiffsführer schon im 

Projektstadium in die Planung mit einbezogen wird, und dann in Schiffsführungssimulatoren 

verschiedene Entwurfsvarianten vergleichen kann. Dadurch können die Auswirkungen von Entwurfsänderungen 

auf die Betriebskosten (z.B. durch den Verzicht auf Schlepperhilfe beim Anlegen) 

berechnet werden. Ein weiterer Aspekt ist die Möglichkeit, durch gute Manövriereigenschaften 

einen Sicherheitsgewinn zu erzielen. 

Zusätzlich kann die Auswirkung verschiedener Ruderentwürfe auf das Manövrierverhalten simuliert 

werden. Außerdem kann bei Einbeziehung der Schiffsmaschinenanlage in die Simulation ein 

besseres Verständnis für die Zusammenhänge von Maschinenautomation und Manövrierverhalten 

entstehen. Dadurch wird es möglich, schon im frühen Entwurfsstadium genauere Anforderungen 

an Zulieferunternehmen, wie Maschinen- und Automationshersteller, zu stellen. Alles 

in allem kann für den Kunden ein beträchtlicher Betriebskostenvorteil und Sicherheitsgewinn 

mit relativ niedrigem Aufwand für die Bauwerft erzielt werden. 

Zu diesem Zweck wird in dieser Arbeit ein bestehendes Simulationsprogramm für Schiffsmanöver 

erweitert und verbessert. Die Zeitbereichssimulation basiert auf einem Kraftmodell. 

Die Simulation auf der Basis eines Koeffizientenmodells erschien deshalb nicht sinnvoll, weil 

der Einsatz dieser Modelle Daten aus Manövrierversuchen voraussetzt, die in der frühen Projektphase 

nicht durchgeführt werden. 

Mit der erstellten Methode ist es mit geringem Aufwand möglich, in der Entwurfsphase mit 

den in einer Datenbank vorhandenen Schiffsdaten eine Manövriersimulation durchzuführen und 

Designalternativen zu vergleichen. Es ist hierfür nicht notwendig, kostenintensive Manövrierversuche 

im Modellmaßstab durchzuführen, bei denen der Maßstabseinfluss (z.B. Reynoldszahl der 

Ruderumströmung) eine Übertragung auf die Großausführung erschwert. Es werden lediglich 

Daten benötigt, die im Entwurfsprozess ohnehin ermittelt werden müssen (z.B. Schiffswiderstand, 

Ruderkräfte, Propellerfreifahrtdiagramme). Die übrigen Rumpfkräfte werden mit Hilfe 

der Theorie schlanker Körper berechnet. Für die Modellierung der Ruderkräfte wird ein potenzialtheoretisches 

Verfahren mit integriertem Traglinienmodell verwendet. 

Die Manövrierbarkeit eines Schiffes wird zu einem großen Teil durch die hydromechanischen 

Eigenschaften von Rumpf, Propeller und Ruder festgelegt. Ein weiterer wichtiger Faktor ist 

darüber hinaus das Verhalten der Maschinenanlage und der dazugehörigen Automation. Speziell 

bei Stopp- und Beschleunigungsmanövern ist das Verhalten der Antriebsanlage ausschlaggebend 

für das gesamte System. 

Schwerpunkt dieser Arbeit sind die Implementierung eines Modells zur Simulation der Automation 

der Antriebsanlage, die Verbesserung des Propellermodells sowie die Analyse der Propeller- 

Rumpf-Interaktion, dem Sog, bei Umsteuermanövern. Diese Schritte sind notwendig, um die 

Prognose der bereits durchführbaren Manöver, wie z.B. Drehkreise oder Zickzack-Manöver, 

zu verbessern und die realistische Gesamtsystemsimulation von Stopp- und Beschleunigungsmanövern 

zu ermöglichen. 

Das implementierte Modell soll in der Lage sein, sowohl das Verhalten von Vier- als auch Zweitaktdieselmotoren 

sowie das von dieselelektrischen Antrieben zu simulieren. Für die Propulsion 

kann die Maschinenanlage sowohl mit Fest- (FPP) als auch mit Verstellpropellern (CPP) kombi- 

7

KAPITEL 1. EINLEITUNG 

niert werden. In dieser Arbeit wird ein Hauptaugenmerk auf das möglichst realistische Verhalten 

der Verstellpropellerautomation gelegt, die bei Extremmanövern (Notstopp, Beschleunigung, 

Hafenmanöver) maßgeblich ist. Dazu muss das transiente Verhalten bei Notstopp- und Beschleunigungsmanövern 

analysiert werden. Zu diesem Zweck werden u.a. Bordmessungen des 

Anlagenverhaltens ausgewertet und detaillierte Informationen von Automationsanlagen- und 

Maschinenherstellern verwendet. 

Zusätzlich wird ein Modell implementiert, das es ermöglicht, das Manövrierverhalten von Doppelendfähren 

zu untersuchen, um auch hier verschiedene Entwurfsvarianten vergleichen zu 

können. Eines der Ziele hierbei ist es, verschiedene Strategien zur Durchführung von Stoppund 

Beschleunigungsmanövern zu untersuchen. Dabei steht die Verstellpropellerautomation 

des Bugpropellers im Vordergrund. Ferner werden verschiedene Regelungsstrategien und deren 

Auswirkungen auf das Beschleunigungs- und Notstoppverhalten des Schiffes miteinander verglichen. 

Ein weiterer Schwerpunkt der Arbeit ergibt sich beim Vergleich zwischen simulierten und berechneten 

Notstoppmanövern. Die auftretenden Diskrepanzen werden näher untersucht und 

mit dem unzureichenden Propellersogmodell begründet. Um diesen Effekt zu analysieren, wird 

eine Methode zur Berechnung der Propellerwirkung auf die Rumpfumströmung erstellt. Die 

Modellbildung für die Software findet in Anlehnung an das oben erwähnte Modell zur Berechnung 

der Ruderkräfte statt. Es muss beispielsweise das Traglinienmodell für die Berechnung der 

induzierten Geschwindigkeiten stromaufwärts erweitert werden. Die oben genannten Modelle 

für die Sogberechnung, die Propellerkräfte und nicht zuletzt für die Antriebsanlagenautomation 

werden entwickelt und getestet. Anschließend werden die simulierten Manöver mit den Daten 

aus Probefahrtsmessungen von Großausführungen verglichen. Hierzu steht umfangreiches Datenmaterial 

für Ein- und Zweischrauber zur Verfügung. 

8

2 Stand der Wissenschaft und Technik 

Im Folgenden soll eine kurze Übersicht über thematisch verwandte Arbeiten gegeben werden. 

Sofern Details aus den beschriebenen Untersuchungen im Zusammenhang der vorliegenden 

Arbeit wichtig erscheinen, werden sie in den jeweiligen Einzelkapiteln aufgegriffen. 

2.1 Hydromechanik 

Aus hydrodynamischer Sicht versucht man sich dem Problem der Manövrierfähigkeit von Schiffen 

von drei Seiten zu nähern. Die älteste Methode ist wohl das Analysieren des Manövrierverhaltens 

mit Hilfe von Modellversuchen. Dazu werden Versuche mit einem geometrisch ähnlichen 

Schiffsmodell unter Einhaltung der Froude’schen Ähnlichkeit in einer Versuchsanstalt durchgeführt. 

Zu diesem Zweck können freifahrende Modelle untersucht werden. Hier wird zum 

Beispiel der Überschwingwinkel bei Zickzack-Manövern gemessen. Die Alternative ist die Versuchsanordnung 

mit gefesselten Modellen, wobei Vertrimmung und Tiefertauchung möglich 

sein sollten. Das Ziel der genannten Versuche ist es, mittels bestimmter Manövrierversuche Parameter 

zu identifizieren, mit deren Hilfe dann mit einem Taylorreihenansatz der Bewegungsgleichungen 

andere Manöver berechnet werden können (siehe z.B. [40],[41]). Das Schiffsmodell 

wird dazu normalerweise mit allen Anhängen, inklusive Ruder, ausgestattet. Ein großer Nachteil 

dieser Versuche ist der Maßstabseffekt. Insbesondere die Vergleichbarkeit der Ruderkräfte 

zwischen Modell und Großausführung ist problematisch. Im Modellversuch können auf Grund 

der zu niedrigen Reynoldszahl laminare Strömungszustände auftreten, allerdings ist die falsche 

Prognose von Strömungsabrissen wesentlich gravierender. Die Verwendung dieser Methodik 

ist im Entwurfsstadium aber ohnehin kaum möglich. Wenn, dann werden Manövrierversuche 

in einem sehr späten Projektstadium durchgeführt und eine Veränderung des Basisentwurfs 

ist dann nicht mehr möglich oder zumindest äußerst kostenaufwändig. Martinussen [34] versucht 

beispielsweise, die Manövrierkoeffizienten numerisch mit Hilfe von Streifentheorie und 

der Theorie schlanker Körper zu ermitteln ohne dabei ein Motormodell zu integrieren. 

Als weitere Möglichkeit dient die Auswertung von Großausführungsmessungen zur Bestimmung 

empirischer Formeln mittels Regression oder neuronalen Netzen. Mit empirischen Formeln 

lassen sich aber kaum verschiedene Designvarianten (z.B. Rudergröße, Propellerauslegung) 

vergleichen und die Übertragbarkeit von gebauten Schiffen auf neue Entwürfe ist problematisch. 

Rhee [46] setzt zur Bestimmung der Stoppwege und -zeiten einfache empirische 

Formeln für Schiffe mit Festpropellern an. Das Verfahren erzielt bei den gezeigten Beispielen 

gute Übereinstimmungen. Einschränkend muss gesagt werden, dass große Vereinfachungen gemacht 

werden. Besonderheiten der unterschiedlichen Maschinenanlagenkonfigurationen können 

genauso wenig berücksichtigt werden, wie das Verhalten von Schiffen mit Verstellpropellern. 

Die Auswertung von Schiffsmanövern mit neuronalen Netzen scheint aber für den Einsatz auf 

Bordrechnern sinnvoll zu sein, um Nautikern die Auswirkungen eines geplanten Manövers voraussagen 

zu können. Abdel-Maksoud [3] setzt diese Technik ein, um Drehkreismanöver vorher- 

9

KAPITEL 2. STAND DER WISSENSCHAFT UND TECHNIK 

zusagen. Dazu trainiert er ein neuronales Netzwerk mit zuvor in einem Simulator ermittelten 

Daten. Hess [23] trainiert neuronale Netze mit Manövern eines Unterwasserfahrzeugmodells um 

damit dann andere Manöver vorhersagen zu können. Beide Arbeiten zeigen, dass diese Methode 

vielversprechend ist. In der Arbeit von Moreira [38] ist aber auch zu sehen, dass insbesondere 

die Prognosezuverlässigkeit vom Rauschen in den Messsignalen anhängt. Im Schiffsentwurf ist 

die Methode aus den gleichen Gründen wie die empirischen Methoden also eingeschränkt anwendbar. 

Es kommt aber ein Einsatz in Schiffsführungssimulatoren in Frage, in denen zurzeit 

meist Koeffizientenmodelle verwendet werden und die zudem das Verhalten des Schiffes laut 

Gofman [19] nicht immer richtig abbilden. 

Der letzte und in dieser Arbeit eingeschlagene Weg ist die direkte Lösung der Bewegungsgleichung 

in einer Simulation im Zeitbereich. Dazu werden alle Kräfte, die zu einem bestimmten 

Zeitpunkt auf den Schiffskörper einwirken, ermittelt und die Beschleunigungen berechnet. 

Cura [10] und Jensen [26] berechnen stationäre Manöver mit RANSE-Methoden ohne 

Berücksichtigung des Propellers. El Moctar [13] berücksichtigt den Propeller mit einer sogenannten 

Actuator Disc. Simonsen [49] berechnet das Manövrierverhalten mit einem RANSE- 

Löser gekoppelt mit einem potenzialtheoretischen Propellermodell. Die Vorteile dieser Verfahren 

sind die gute Berücksichtigung der hydrodynamischen Kräfte unter allen während des 

Manövers auftretenden Strömungszuständen. Außerdem werden die Wechselwirkungen zwischen 

Schiff, Ruder und Propeller adäquat ermittelt. Als Nachteil sind hier natürlich die lange 

Rechenzeit und der hohe manuelle Diskretisierungsaufwand zu nennen. 

In dieser Arbeit wird auf eine Methode aufgebaut, die auf Söding zurückgeht [50]. Danach 

werden die Rumpfkräfte mit der Theorie schlanker Körper berechnet. Alle anderen Kräfte 

(Propeller, Ruder, Wind) werden zusätzlich mit einem geeignet erscheinenden Verfahren ermittelt. 

Das Modell wurde unter anderem von Zhao [61] für die Simulation von Manövern auf 

flachem Wasser erweitert. Krüger [28] demonstriert in seiner Arbeit die Funktionsfähigkeit des 

Modells, indem er seine Simulationsergebnisse mit Großausführungsmessungen vergleicht. Eine 

erweiterte Version der gleichen Methode verwendet Urban [55] zur Manövriersimulation von 

Schiffen mit POD-Propulsoren. 

Die Ermittlung der Propellerkräfte und -momente kann über Versuche erfolgen. Dafür wird der 

Modellpropeller in der Regel mit seiner Designsteigung in einem großen Geschwindigkeitsbereich 

betrieben. Teilweise auch mit Fortschrittswinkeln jenseits der 90 ◦ [56]. Die Propellerkräfte 

und -momente können aber auch numerisch ermittelt werden. Das kann mit potenzialtheoretischen 

Verfahren erfolgen, siehe z.B.[11],[25]. Wagner [57] berechnet Verstellpropeller mit 

Vorwärts- und Rückwärtsschub mit Hilfe von Blattschnittverfahren unter Berücksichtigung 

der Rezirkulation. Neuerdings werden auch viskose Propellerumströmungen simuliert [7]. Berechnungen 

mit Berücksichtigung der Kavitation werden zum Beispiel in [24] vorgestellt. Die 

in diesem Zusammanhang besonders interessante Analyse der Spitzenwirbel ist allerdings nicht 

zufriedenstellend. Zusammenfassend kann man sagen, dass die Berechnung von Propellerumströmungen 

mit viskosen Modellen Gegenstand der derzeitigen Grundlagenforschung ist. Die 

Rechenzeiten sind zum gegenwärtigen Zeitpunkt auf Grund der instationären Strömungszustände 

sehr groß und betragen durchaus mehrere Tage. Die Ergebnisse sind derzeit nicht besser als 

die, welche mit der Potenzialtheorie ermittelt werden können, weshalb der hohe Aufwand nicht 

gerechtfertigt zu sein scheint. 

Die Ermittlung von Propellersogkräften kann durch Modellversuche oder direkte Berechnung 

erfolgen. Die Sogziffern werden beim Propulsionsversuch ermittelt, der üblicherweise für 

jeden Schiffsneubau durchgeführt wird. Allerdings wird für gewöhnlich nur der Sog im Bereich 

des Entwurfpunktes ermittelt. Aus der Literatur sind nur wenige Messergebnisse für andere 

10


Quadranten bekannt [21]. Resultate numerischer Berechnungen im ersten Quadranten sind bei 

Kim [27] und Krüger [29] zu finden. Diese Berechnungen wurden mittels Potenzialtheorie in 

Kombination mit einem Traglinienmodell für den Propeller durchgeführt. Berechnungen mit 

viskosen Methoden (RANSE) sind unter anderem bei Kulczyk [30], Simonsen [49] oder Abdel- 

Maksoud [1],[2] zu finden. Darin ist der Propeller allerdings nur als Scheibe modelliert. Das 

letztgenannte Verfahren ist vielversprechend, aber ungleich aufwändiger als die Berechnung mit 

Hilfe der Potenzialtheorie. 

2.2 Maschinenanlage und Automation 

Für die Simulation der Maschinenanlage, der Verstellpropellerautomation und der Motorregelung 

existieren sowohl Arbeiten, welche das Verhalten der Maschine in den Mittelpunkt stellen, 

als auch solche, die die Wechselwirkung zwischen Motor und manövrierendem Schiff untersuchen. 

Hanouneh [20] simuliert Stoppmanöver von Schiffen mit Festpropellern mit einem detaillierten 

Motormodell. Der Dieselmotor wird dabei als Kreisprozess abgebildet. In der Arbeit 

werden allerdings in hydromechanischer Hinsicht (Propeller, Sog, etc.) starke Vereinfachungen 

gemacht. Eyberg [14] legt in seiner Arbeit den Schwerpunkt auf die Verstellpropellerautomation 

und die Motorregelung. In der Arbeit wird kein detailliertes Kreisprozessmodell für den Motor 

verwendet. Hydrodynamische Aspekte werden vergleichsweise grob behandelt. Zum Beispiel 

wird der Verstellpropeller durch die Wageninger B-Serie approximiert. Eyberg kommt zu dem 

Schluss, dass eine verbrauchsoptimierte Steigungsregelung eine Verbrauchsreduzierung von bis 

zu 7 % zur Folge haben kann. Diese selbständig adaptierende Automation ist allerdings nur bei 

stationärer Geradeausfahrt sinnvoll, während im Manövrierbetrieb eine klassische Kombinatorsteuerung 

verwendet werden muss [14, S.6]. Friedrich [15] stellt in seinem Aufsatz ein Modell 

zur Regelung der Verstellpropelleranlage vor, das er anhand eines simulierten Stoppmanövers 

erläutert. Gerstle [16] entwickelt in seiner Arbeit ein Simulationsmodell für das Betriebsverhalten 

von Vier- und Zweitaktdieselmotoren nach der Füll- und Entleermethode. Motormodelle 

für die Simulation sind unter anderem auch in [45],[60] zu finden. 

McTavish [35] untersucht die Motordynamik unter besonderer Berücksichtigung der Kupplung. 

Herzke [22] simuliert das dynamische Verhalten von Verstellpropellern in Kombination mit Gasturbine 

oder Dieselmotor. Die Simulation erfolgt unter Verwendung von Kennfeldern. Zusätzlich 

wird ein hydrodynamischer Wandler zur Simulation im Eis festkommender Propeller mit einbezogen. 

Es wird auch die Implementierung eines Schubreglers diskutiert, was in der Praxis 

kaum möglich sein dürfte. Der Dieselmotor wird hier ohne Berücksichtigung der Aufladungsdynamik 

modelliert, da angenommen wird, dass die bei den betrachteten Manövern (Notstopp) 

auftretenden Drehzahländerungen langsam genug sind, um dies zu rechtfertigen. 

Ulken [54] stellt bei seinen Untersuchungen das Verhalten einer Schiffsantriebsanlage bei inneren 

Störungen in den Mittelpunkt und beschreibt die einzelnen Komponenten der Anlage 

ausführlich. Bei Östreicher [43],[44] werden zur Entwicklung neuer Regelungsstrategien für 

hochaufgeladene schnelllaufende Viertaktdieselmotoren Simulationen mit detailliertem Kreisprozess- 

und Getriebemodellen durchgeführt. Dabei wird das transiente Verhalten der Maschinenanlage 

und die Auswirkungen verschiedener Regelungen analysiert. Östreicher geht auch 

darauf ein, wie eine betriebsoptimierte Einspritzmengenbegrenzung mit Hilfe direkt messbarer 

Zustandgrößen der Maschinenanlage (z.B. Turboladerdrehzahl, Öltemperatur) realisiert werden 

kann. Es ist anzumerken, dass Östreicher [43, S.122] zu dem Ergebnis kommt, dass eine 

11


betriebsoptimierte Regelung zu einem wesentlich besseren transienten Verhalten der Maschinenanlage 

führt. Schliephack [47] untersucht die Belastungen in der Schaltkupplung während 

Anfahr- und Umsteuervorgängen. Er verwendet dabei ein Motormodell nach [59]. Boy [8] untersucht 

die Belastungen der Maschinenanlage mit Hilfe der Notstoppmanöversimulation von 

Schiffen mit Festpropellern. Weselowski [58] verwendet für die Simulation von Stoppmanövern 

Wageninger 4-Quadranten Messungen und KT/KQ Kurven für Verstellpropeller, die mit der 

hydrodynamischen Wirbeltheorie berechnet werden. 

Eggert [12] simuliert Stoppmanöver von Schiffen mit Verstellpropellern, ohne die Verstellpropellerregelung 

näher zu analysieren. 

Zheng [62] entwickelt Modelle für die Beschreibung von Verstellpropellern. Er berechnet mit diesen 

Notstoppmanöver, ohne jedoch eine Regelung für die Propellersteigung (Pitch) zu verwenden. 

Spieker [53] entwickelt ein Berechnungsverfahren für die Interaktion von Schiffsantriebsanlage 

und Automation und führt schließlich Simulationen von Anfahr- und Stoppmanövern 

für Schiffe mit Verstellpropellern durch. Im Mittelpunkt steht dabei weniger die Gesamtsystemsimulation 

von Schiffsmanövern, als eine maschinenbauliche Gesamtsystemanalyse von mechanischen 

Komponenten der Antriebsanlage und deren Automation. Ferner analysiert er das 

Verhalten der Maschinenanlage bei Schiffen im Seegang und vergleicht die Auswirkungen verschiedener 

Regelstrategien auf die Maschinenanlage. 

Näheres über die Funktionsweise des Verstellmechanismus von Verstellpropellern wird in [17] 

dargestellt. 

Benvenuto [5],[6] führt Manövriersimulationen für Schiffe mit Fest- und Verstellpropellern 

durch. Dabei verwendet er ein detailliertes Motormodell und eine vereinfachte Steigungs- und 

Motorregelung. Im Mittelpunkt seiner Untersuchungen steht die Simulation von Notstoppund 

Drehkreismanövern. Als Ausgangsbasis für die Simulation wird ein Koeffizientenmodell 

verwendet. Benvenuto geht aber nicht auf die Propeller-Rumpf-Interaktion während des Notstoppmanövers 

ein und verwendet ein sehr stark vereinfachtes Ruderkraftmodell. Die Rollbewegung 

des Schiffes wird ebenfalls nicht berücksichtigt. 

Bei allen Arbeiten zum Thema Manövriersimulation ist anzumerken, dass das Verhalten von 

Teilsystemen des Schiffes im Vordergrund steht. Entweder werden zu grobe Ansätze für die 

Hydromechanik oder aber für die Maschinenanlage beziehungsweise für deren Automation gemacht. 

Bislang existiert kein Modell für die Gesamtsystemsimulation, das alle Teilaspekte für 

alle denkbaren Schiffsmanöver abdeckt. 

12

3 Ziele der Arbeit 

Das Ziel der Arbeit ist es, ein Werkzeug zu erstellen, mit dem es möglich ist, im industriellen 

Umfeld Manövriersimulationen im Zeitbereich von beliebigen Schiffsmanövern in der Produktdefinitionsphase 

durchzuführen. Dazu zählen insbesondere solche Manöver, bei denen das Verhalten 

der Maschinenanlage ausschlaggebend ist, wie Notstopp- oder Beschleunigungsmanöver. 

Es muss dabei durch eine geeignete Modellierung eine realistische Aussage über das Gesamtsystem 

gemacht werden können. 

Es sollen Schiffe mit den folgenden Merkmalen simuliert werden können: 

• Ein- und Zweischrauber sowie Doppelendfähren, 

• Vier- und Zweitaktdieselmotoren in dieselmechanischer oder dieselelektrischer Ausführung, 

• Schiffe mit Fest- und Verstellpropellern. 

Damit wird ein Großteil der zurzeit gefertigten Schiffstypen abgedeckt. Die Simulation soll in 

jeder Phase des Schiffsentwurfs mit minimalem Zeitaufwand durchführbar sein. Es soll möglich 

sein, auch in einem frühen Projektstadium, in dem nur wenige Details bekannt sind, aussagefähige 

Ergebnisse zu erzielen. Dabei soll sowohl die Hydrodynamik von Rumpf, Propeller 

und Ruder berücksichtigt werden, als auch das Verhalten der Maschinenanlage und der dazugehörigen 

Automation. Die Maschinenanlage muss deshalb so modelliert werden, dass das 

Modell mit wenigen bekannten Daten (z.B. Maschinenleistung, Drehzahl) lauffähig ist und die 

Maschinenanlage trotzdem realistisch abbildet. Es ist also ein ausreichend realistisches, aber 

möglichst generisches Modell der Automation zu implementieren. 

Die Automation muss alle denkbaren Zustände, die während des Manövrierens auftreten können, 

abdecken. Das sind sowohl Überlast- als auch Überdrehzahlsituationen, wie sie bei Drehkreis-, 

Beschleunigungs- und Notstoppmanövern auftreten können. Die Ergebnisse der Gesamtsystemsimulation 

müssen dazu geeignet sein, sowohl Designalternativen zu vergleichen als auch genaue 

Prognosen für die Großausführung machen zu können. 

Zusätzlich muss es möglich sein, Manövriersimulationen für neue Anlagenkonfigurationen durchführen 

zu können. Diese müssen leicht integrierbar sein. Dafür ist ein modularer und flexibler 

Aufbau der Modelle unerlässlich. 

Für die Simulation von Notstoppmanövern ist ein geeignetes Propellersogmodell zu entwickeln. 

Anschließend wird die Funktionsfähigkeit demonstriert, indem Simulationsergebnisse mit Großausführungsmessungen 

gebauter Schiffe, die dem aktuellen Stand der Technik entsprechen, 

verglichen werden. 

13

4 Grundlagen der Manövriersimulation 

Zur Simulation von Schiffsmanövern gibt es prinzipiell zwei unterschiedliche Grundmodelle. 

Häufig werden Koeffizientenmodelle verwendet. Hierzu werden die Bewegungsgleichungen 

mit Hilfe der sogenannten Manövrierkoeffizienten formuliert. Die Koeffizienten werden dann in 

Manövrierversuchen im Modellmaßstab oder aber durch Auswertung von Großausführungsmessungen 

gebauter Schiffe bestimmt, wobei es auch Bestrebungen gibt, die Koeffizienten numerisch 

zu bestimmen (z.B. [34], [41]). Die Übertragung von Modellmessungen auf die Großausführung 

ist wegen des Maßstabseinflusses problematisch. Hinzu kommt, dass die Modellversuche 

häufig nur für einen einzigen Tiefgang durchgeführt werden und eine Übertragung auf 

andere Tiefgänge schwierig ist. 

Abbildung 4.1: Aufbau des Manövriermodells 

14

KAPITEL 4. GRUNDLAGEN DER MANÖVRIERSIMULATION 

In dieser Arbeit wird ein Verfahren verwendet, welches die Bewegungsgleichungen löst, indem 

die einzelnen auf ein manövrierendes Schiff einwirkenden Kräfte direkt berechnet werden. 

Dieses sogenannte Kraftmodell nach Söding [50] und Krüger [28] ist dabei in zweierlei Hinsicht 

modular aufgebaut (siehe auch Abbildung 4.1). Zum einen ist es möglich, einzelne Kraftbausteine 

ab- bzw. zuzuschalten und zum anderen können die Bausteine ausgehend von einem 

ersten groben Detaillierungsgrad stetig verfeinert werden. Da ein Simulationsmodell für den 

Einsatz im Schiffsentwurf implementiert werden soll, ist diese Herangehensweise sinnvoller. So 

können die im Entwurfsprozess immer genauer werdenden Informationen über das Schiff sofort 

für eine präzisere Prognose des Manövrierverhaltens verwendet werden. 

Die folgenden Bewegungsgleichungen mit den Kräften und Momenten X,Y,N müssen gelöst 

werden. Die Rollbewegung ist quasistatisch und deshalb von den Bewegungsgleichungen entkoppelt: 

( 

X Rumpf + X Ruder + X P ropeller + X aero + ... = m 

˙u S − v S ˙ψ − x G ˙ψ 2) 

( 

) 

˙v S + u S ˙ψ + x G ¨ψ 

Y Rumpf + Y Ruder + Y P ropeller + Y aero + ... = m 

( 

N Rumpf + N Ruder + N P ropeller + N aero + ... = I Z ¨ψ + mxG ˙v S + u S ˙ψ 

(4.1) 

Das kartesische, schiffsfeste Koordinatensystem hat den Ursprung am Hauptspant in der Mittschiffsebene 

bei KG. x zeigt in Schiffslängsrichtung nach vorne, y nach Steuerbord und z nach 

unten (siehe auch Abb. 4.2). Das Koordinatensystem folgt der Krängung des Schiffes nicht. Die 

Masse des Schiffes ist m und I z das Trägheitsmoment um die z-Achse, jeweils ohne hydrodynamische 

Anteile. Ableitungen nach der Zeit sind mit dem Symbol ˙ dargestellt. 

Zunächst werden die Kraftkomponenten X ... ,Y ... und N ... ermittelt. Damit können dann die Be- 

) 

Abbildung 4.2: Koordinatensystem 

schleunigungen berechnet werden und aus ihnen durch Integration die Geschwindigkeiten und 

letztlich die Position des Schiffes in erdfesten Koordinaten. Als Integrationsverfahren wird ein 

15


Euler-Einschrittverfahren verwendet. Prinzipiell sind durch die modulare Methodengestaltung 

auch Mehrschrittverfahren verwendbar. Da die Simulation aber in keiner Weise zeitkritisch ist, 

100 Sekunde Echtzeit benötigen 1 Sekunde Rechenzeit, wird darauf zunächst verzichtet. 

Einige der in Abbildung 4.1 erwähnten Kraftbausteine werden im Folgenden erklärt. Es handelt 

sich um die Modelle, welche für die Berechnung von Extremmanövern besonders wichtig 

sind und welche bislang für diese Zwecke nur unzureichend modelliert sind. Im Wesentlichen 

sind das die Modelle für die Beschreibung des Propellers (Kapitel 4.1.4) und der Propeller- 

Rumpf-Interaktion (Sog: Kapitel 4.1.6). Der Schwerpunkt wird auf die Modellierung von Off- 

Designbetriebszuständen gelegt, wie sie bei allen Manövern, insbesondere von Schiffen mit 

Verstellpropellern, auftreten. Die adäquate Modellierung von Propeller und Sog ist bei den 

erwähnten Extremmanövern von entscheidender Bedeutung. 

Des Weiteren wird das Modell für die Maschinenanlage (Kapitel 5) ausführlich beschrieben, 

welches in der Grafik unter dem Stichwort Simulation zu finden ist. 

Im Baustein Simulation findet die Sollwertvorgabe für den nächsten Simulationszeitschritt 

statt. Vor der Modellerstellung für die Maschinenanlage erfolgte dies auf der Basis von Großausführungsmessdaten. 

Jetzt wird hier der dem gewählten Manöver entsprechende Sollwert für 

die Ruderlage, die Motordrehzahl und die Propellersteigung mit dem in dieser Arbeit entwickelten 

Modell ermittelt. Anschließend wird festgestellt, ob das gewählte Manöver (z.B. Notstoppmanöver) 

erfolgreich beendet wurde. Beispielsweise ist ein Notstoppmanöver dann beendet, 

wenn die Vorausgeschwindigkeit Null ist. 

4.1 Hydromechanik 

4.1.1 Rumpfkräfte 

Der Hauptanteil der hydromechanischen Kräfte wird nach der Theorie schlanker Körper ermittelt. 

Die Theorie besagt, dass bei einem schrägangeströmten Schiff durch die Querbeschleunigung 

des mitgenommenen Wassers eine horizontale quergerichtete Streckenlast entsteht, die 

insgesamt zu einer Querkraft und einem Giermoment führt. Diese Streckenlast ist die substanzielle 

zeitliche Ableitung des hydrodynamischen Querimpulses, der sich wiederum aus der 

hydrodynamischen Masse des Spantes pro Länge multipliziert mit der Quergeschwindigkeit ergibt. 

[50] 

Die von den Bewegungsgleichungen Gl. 4.1 entkoppelte Rollbewegung des Schiffes, wird quasistatisch 

betrachtet und mit Hilfe der Hebelarmkurve berechnet. 

16


Die Rumpfkräfte in idealer Flüssigkeit lauten dann: 

X 1 = −m x · ˙u S , 

Y 1 = k 1 

∫ 

L 

K 1 = −mgh + k 1 

∫ 

N 1 = k 2 

∫ 

L 

( 

− ∂ ) 

∂t + u ∂ ( 

S µ · k 1 v S + k 2 x 

∂x 

˙ψ 

) 

dx − m x u S ˙ψ, 

( 

x 

L 

( 

− ∂ ∂t + u ∂ 

S 

∂x 

) 

µ · 

− ∂ ∂t + u ∂ 

S 

∂x 

) ( 

z 1 µ k 1 v S + k 2 x ˙ψ 

) 

dx, 

( 

k 1 v S + k 2 x ˙ψ 

) 

dx + m x u S v S . 

(4.2) 

Mit den folgenden Größen: 

• m x = 2, 7ρ∇ 5 3 /L 2 : angenäherte hydrodynamische Masse für die Beschleunigung in x- 

Richtung, 

• ∫ L 

: Integration über die Schiffslänge von der Ablösung (Hinterschiff) bis zum Bug, 

• µ(x): hydrodynamische Masse pro Länge bei Horizontalbewegung des Querschnitts bei 

F n → 0, 

• z 1 (x): Höhenschwerpunkt der hydrodynamischen Masse µ, 

• k 1 = √ 1 − 0.245ɛ − 1, 68ɛ 2 : Korrektur für 3-dimensionale Strömung [31], 

• k 2 = √ 1 − 0.76ɛ − 4, 41ɛ 2 : Korrektur für 3-dimensionale Strömung [31], 

• ɛ = 2 · T iefgang, 

• h Aufrichthebel aus der Hebelarmkurve, T ist der Ort der Strömungsablösung. 

Danach werden Korrekturen für reale Strömungen vorgenommen: 

X 2 = R t + X vv v 2 S + X vrv S r + X rr r 2 mit r = ˙ψ, 

) 

∫ 

Y 2 = R F 

(v S + x T ˙ψ /u S − 0, 5ρ 

K 2 = −Y 2 (KG − 0, 65d(x = 0)) , 

∫ 

N 2 = R F L 2 ˙ψ/(6u S ) − 0, 5ρ 

L 

L 

( 

v S + x ˙ψ 

) 

|v S + x ˙ψ|c D d dx, 

x(v S + x ˙ψ)|v S + x ˙ψ|c D ddx. 

(4.3) 

Mit den folgenden Größen: 

• R T , R F : Schiffswiderstand (aus dem Modellversuch) und Reibungswiderstand, 

17


• X vv , X vr , X rr : Koeffizienten für die Widerstandskorrektur (nach Modellversuchen oder 

Großausführungsmessungen abgeschätzt), 

• c D (x): Widerstandsbeiwert für die Umströmung der Spanten, 

• d(x): Spanttiefgang. 

Die hydrodynamischen Massen und Massenschwerpunkte werden mit Hilfe auf unsymmetrische 

Spantformen erweiterter Lewis Spanten ermittelt ([33] bzw. [50]). Dafür wird der jeweilige 

Schiffsquerschnitt durch die konforme Abbildung eines Einheitskreises modelliert. Dabei werden 

verschiedene Randbedingungen eingehalten (Breite in der Wasserlinie, Spantfläche, größter 

Tiefgang, Breitenkoordinate am tiefsten Punkt). Das resultierende System nichtlinearer Gleichungen 

wird mit einem Iterationsverfahren gelöst. 

Die Berechnung der auf das Schiff einwirkenden Windkräfte erfolgt mit einem Verfahren nach 

Blendermann (siehe z.B.[9, S.236-246]). 

4.1.2 Propeller 

Die detaillierte hydromechanische Modellierung des Schiffspropellers ist ein wesentlicher Bestandteil 

der Gesamtsystemsimulation, da bei Schiffsmanövern alle denkbaren Betriebspunkte 

eines Propellers durchfahren werden können. 

Als Propellertypen kommen prinzipiell Fest- oder Verstellpropeller in Frage. Für die Berechnung 

der beiden Propellertypen existieren zahlreiche Verfahren (siehe auch Kapitel 2). In den folgenden 

Kapiteln wird auf die beiden Propellertypen und deren Besonderheiten bei der Modellbildung 

eingegangen. Zunächst wird ein Potenzialtheoretisches Verfahren zu Berechnung von 

Propellerkräften, die sogennante Traglinientheorie vorgestellt. Die Traglinientheorie kommt 

insbesondere bei der Berechnung der Propeller-Rumpf-Interaktion (Kapitel 4.1.6) zum Einsatz, 

kann aber sowohl für die Analyse von Festpropellern im ersten Quadranten, als auch für die 

Berechnung von Kräften und Momenten von Verstellpropellern im Off-Designbereich eingesetzt 

werden. 

4.1.3 Traglinienmodell 

Sowohl der Propeller selbst als auch die durch den Propeller stromauf- und stromabwärts 

induzierten Geschwindigkeiten können mit Hilfe der Traglinientheorie analysiert werden. Die 

Propellerflügel werden mit tragenden Wirbeln modelliert, die in freie Wirbel übergehen, welche 

die gleiche Richtung haben wie der Vektor der Relativgeschwindigkeit im Propellerstrahl. Dabei 

werden die Vereinfachungen gemacht, dass die Strömung als Potenzialströmung modelliert wird 

und der Zustrom zum Propeller homogen ist, der Propeller also im freifahrenden Zustand 

betrachtet wird. Die Kavitation wird ebenfalls nicht berücksichtigt. Die Zirkulationsverteilung 

auf einem Propellerflügel wird nach [25] iterativ ermittelt: 

mit den Größen 

Γ(r) = 

[ωr tan δ 0 − U] 

2 1 

ć a l cos δ 

+ N 

0 4πrκ 

(tan δ 0 + 

k r ) (4.4) 

0 

18


• U: Anströmgeschwindigkeit in m/S, 

• ω: Drehgeschwindigkeit in rad/s, 

• δ 0 : Nullauftriebswinkel, 

• ć a : Gradient des Auftriebsbeiwertes, 

• l: Profiltiefe an der Stelle r in Metern und 

• k 0 : Steigung der freien Wirbel. 

Die Steigung der freien Wirbel ist zunächst nicht bekannt, da die Axial- und Tangential 

(Umfangs-) geschwindigkeiten u und v wiederum von der Zirkulation abhängig sind: 

k 0 = r tan β i = r U + u 

ωr + v . (4.5) 

Als Startwert für die Iteration (i + 1) wird die Steigung verwendet, die sich ergibt, wenn man 

die induzierten Geschwindigkeiten der freien Wirbel gegenüber der Anströmgeschwindigkeit 

vernachlässigt: 

k (i) 

0 

= U r ωr . (4.6) 

Im nächsten Iterationsschritt i + 1 wird dann die Steigung folgendermaßen ermittelt: 

k (i+1) 

0 = r 

U + cot β(i) i 

1 

4πr NΓ(i+1) 1 κ 

ωr − 1 

4πr NΓ(i+1) 1 

κ 

. (4.7) 

Die Annahme, dass die freien Wirbel auf Schraubenflächen angeordnet sind, ist streng genommen 

nur für mäßig belastete Propeller gültig. Das Iterationsverfahren führt aber auch bei stark 

belasteten Propellern zu guten Ergebnissen. 

Schub und Moment des Propellers können mit den folgenden Integralen berechnet werden: 

mit 

T = 

∫R 

Wobei die Geschwindigkeiten u und v 

R h 

k x (r)dr, Q P = 

∫R 

R h 

k φ (r)rdr, (4.8) 

k x (r) = −ρ(ω · r + v)Γ, k φ (r) = −ρ(U + u)Γ. (4.9) 

u = r k 0 

N 

4π 

Γ(r) 

r 

1 

κ , v = N 4π 

Γ(r) 

r 

1 

κ 

(4.10) 

sind. Nach dem Biot-Savartschen Gesetz [25] ergeben sich die axialen (Gl. 4.11) und tangentialen 

(Gl. 4.12) durch den Propeller induzierten Geschwindigkeiten: 

1 ∑ 

u(x, r) = N−1 

4π n=0 

· 

∞∫ 

ψ=0 

R∫ dΓ(s) 

ds 

s=R h 

(r cos(θ−θ 0 − 2πn 

N −ψ)−s)sdψds 

[(−x−x p−k 0 ψ) 2 +r 2 +s 2 −2rs cos(θ−θ 0 − 2πn 

N −ψ)] 3 2 

, 

(4.11) 

19


bzw. 

mit den Größen 

1 ∑ 

v(x, r) = N−1 

4π n=0 

· 

∞∫ 

ψ=0 

R∫ dΓ(s) 

ds 

s=R h 

(s cos(θ−θ 0 − 2πn 

N 

−ψ)−r−sψ sin(θ−θ 0− 2πn 

N 

−ψ))k 0dψds 

[(−x−x p−k 0 ψ) 2 +r 2 +s 2 −2rs cos(θ−θ 0 − 2πn 

N −ψ)] 3 2 

. 

(4.12) 

• x P , y P , z P für die Koordinaten des Propellers in Metern, 

• N die Anzahl der Propellerflügel, 

• R h für den Nabenradius in Metern, 

• R für den Propellerradius in Metern, 

• k 0 ist die hydrodynamische Steigung der freien Wirbel, 

• s einer Integrationsvariable, 

• ψ einer Integrationsvariable für die Wirbelpunkte und 

• θ 0 ist die Ausgangslage des Propellerflügels. 

Bezogen auf das schiffsfeste Koordinatensystem sind die Gleichungen 4.11-4.12 zeitabhängig. 

Bei der Berechnung von Sog- und Propellerkräften ist allerdings der umfangsgemittelte Wert 

von Interesse. Deshalb werden die umfangsgemittelten Geschwindigkeiten verwendet, also für 

• θ 0 = 0, 

• θ = −x−xp 

k 0 

. 

Mit Hilfe des Goldsteinfaktors κ werden diese Werte anschließend über dem Umfang gemittelt. 

Numerische Lösungen für den Goldsteinfaktor [25] sind in [32] oder [37] angegeben. 

In der Propellerebene, an der Stelle s = R und wenn cos(θ − θ 0 − 2πn 

N 

− ψ) = 1, werden die 

Integrale in Gl. 4.11 und Gl. 4.12 singulär. Genaue Untersuchungen der Singularitäten sind bei 

[4] zu finden. Stromabwärts sind die Singularitäten außerhalb der Propellerebene doppelt so 

groß. Außerhalb der Singularitäten können die Gleichungen 4.11 und 4.12 numerisch integriert 

werden. 

In den Abbildungen 4.3 und 4.4 sind Ergebnisse für die Berechnung von stromaufwärts induzierten 

Geschwindigkeiten für einen Beispielpropeller mit dem Steigungsverhältnis P/D = 1, 16, 

der Flügelzahl N = 4 und dem Schubbelastungsgrad c T H = 0, 816 zu sehen, die im Rahmen 

dieser Arbeit ermittelt wurden. Auf der Abszisse ist der dimensionslose radiale Abstand von 

der Propellernabe angegeben. Die Geschwindigkeiten beziehen sich auf die Geschwindigkeit an 

der Stelle 0, 7 · R in der Propellerebene. Die einzelnen Kurven stehen für verschiedene dimensionslose 

axiale Abstände (bezogen auf den Propellerdurchmesser) zur Propellerebene. 

20


Abbildung 4.3: Propellerinduzierte Axialgeschwindigkeiten, stromaufwärts 

Abbildung 4.4: Propellerinduzierte Tangentialgeschwindigkeiten, stromaufwärts 

21


Abbildung 4.5: CPP mit Designsteigung, reduzierter Steigung (um 0 %) und voller 

Rückwärtssteigung 

Für das Propellerstrahlmodell wird der Vorschlag aus [9, S.84] aufgegriffen. Es wird bei 

Verstellpropellern zwischen 3 quasistationären Zuständen und 3 Strahlbereichen unterschieden: 

Zustand I (Abb. 4.5) zeigt dabei den Fall Vorausfahrt und Vorausschub bei einer Propellersteigung 

in der Nähe des Auslegungspunktes. Es existieren die beiden Bereiche A und B. Bereich 

A ist der vom Propeller stromabwärts beeinflusste Bereich, der z.B. bei der Berechnung der 

Ruderkräfte maßgeblich ist. Bereich B ist der Bereich in dem stromaufwärts durch den Propeller 

induzierte Geschwindigkeiten feststellbar sind. 

Zustand II zeigt den voll umgesteuerten Propeller bei reduzierter Vorausgeschwindigkeit. Der 

Propeller arbeitet hier als Bremse. Der Bereich hinter dem Propeller wird hier vernachlässigt. 

In der Grafik für Zustand III ist der Fall gezeigt, bei dem der Propeller z.B. während eines 

Stoppmanövers mit stark reduzierter Steigung operiert. 

Für die einzelnen Bereiche werden die folgenden Modelle für die Berechnung der Strahlgeometrie 

und Geschwindigkeitsveränderungen verwendet: 

Bereich A: 

Zunächst wird die Strahlkontraktion an der Stelle x hinter dem Propeller ermittelt. Die Axialgeschwindigkeit 

weit hinter dem Propeller beträgt: 

U ∞ = U a · √1 + c T H , (4.13) 

mit der Propelleranströmgeschwindigkeit U a und dem Schubbelastungsgrad c T H . Dann ergibt 

sich ein Strahlradius weit hinter dem Propeller von: 

√ 

( 

1 

r ∞ = R · 1 + U ) 

a 

. (4.14) 

2 U ∞ 

22


Der Ansatz für die Kontraktion des Strahles lautet dann: 

r(x) = 0, 14 ( ) 

r ∞R 3 ( 

+ r∞ x 

) 1,5 

R R 

0, 14 ( ) 

r ∞R 3 

+ ( ) 

x 1,5 

(4.15) 

R 

Nachdem die durch den Propeller induzierte Axial- und Tangentialgeschwindigkeit u P und v P 

mittels Traglinienmodell ermittelt wurde, kann die turbulente Strahlaufweitung angegeben 

werden: 

∆r = 0, 15x P 

u P − U a 

v P + U a 

(4.16) 

Wenn jetzt die Kontinuitätsgleichung angewandt wird, so ergibt sich eine Korrektur für die 

axiale und tangentiale Geschwindigkeitskomponente: 

( 

u = (u P − U a ) · r(xP ) 

v = v P · 

) 2 

r(x P )+∆r + Ua 

( ) r(xP ) 2 (4.17) 

r(x P )+∆r 

Bereich B: 

In diesem Bereich ist kein Propellerstrahl vorhanden. Die durch den Propeller induzierten 

Geschwindigkeiten werden ohne Korrektur verwendet. 

Bereich C: 

Im Bereich vor dem Propeller wird ausschließlich die turbulente Strahlaufweitung berücksichtigt 

(Gl. 4.16) und die Kontraktion vernachlässigt. Bei rückwärtsfahrendem Schiff gelten die oben 

genannten Modelle analog. 

4.1.4 Verstellpropeller (Controllable Pitch Propeller) 

Falls vorhanden, werden in der Manövriersimulation die gemessenen Schübe und Momente des 

betrachteten Propellers verwendet. Für gewöhnlich liegen aber bei Verstellpropellern nur Werte 

für die Designsteigung vor. Für Simulationen im Bereich der Designvorausgeschwindigkeit 

sind diese Messungen ausreichend. Bei Notstopp- oder Beschleunigungsmanövern wird aber ein 

Modell für verstellte Flügel u.a. mit Rückwärtssteigung benötigt. 

Eyberg [14, S.55 ff.] verwendet für die Berechnung der Momente und Schübe am Verstellpropeller 

die Diagramme der Festpropeller der Wageninger B-Serie. Verstellpropeller mit stark 

verstellten Flügeln haben allerdings ein stark unterschiedliches Verhalten als Festpropeller mit 

analoger Steigung und somit kann dieses Verfahren als nicht ausreichend genau betrachtet werden. 

Eine Serie mit gemessenen Schub- und Momentenbeiwerten für Verstellpropeller wurde von der 

Versuchsanstalt für Wasserbau und Schiffbau in Berlin durchgeführt [39]. Zusätzlich liegen noch 

Kurvenscharen für 6 bis 10 verschiedene Steigungswinkel für 4 unterschiedliche Propeller vor, 

unter anderem für den Propeller von Beispielschiff 2. Diese wurden numerisch ermittelt. Dabei 

wird für die Zustände Schub in Bewegungsrichtung mit Aufnahme von Drehmoment und Schub 

entgegen der Bewegungsrichtung mit antriebslosem Propeller ein wirbeltheoretisches Verfahren 

eingesetzt. Für den Fall, dass der Propeller einen Gegenschub unter Aufnahme von Antriebsleistung 

erzeugt, wird ein impulstheoretisches Blattschnittverfahren von Wagner [57] aufbauend 

auf Glauert [18] verwendet, in dem die Rezirkulationseffekte durch empirische, experimentell 

gestützte Korrekturen berücksichtigt werden (Abb. 4.6). Für den Propeller der in den Beispielen 

23


Abbildung 4.6: Freifahrtdiagramm für einen 4-Flügel-Verstellpropeller für verschiedene Steigungen; 

P/D Design = 0, 924 [57] 

24


erwähnten Doppelendfähre wurden umfangreiche Versuche für einen weiten Bereich an Verstellwinkeln 

in der HSVA (Hamburgische Schiffbau-Versuchsanstalt GmbH) durchgeführt (90 ◦ bis 

−30 ◦ ), da das Verhalten des vorderen Propellers bei verschiedenen Manövern untersucht werden 

sollte und für derart große Steigungswinkel keinerlei Messwerte vergleichbarer Propeller 

vorlagen. Für die Simulation des Bugpropellers wurden im Versuch Schub- und Drehmomentbeiwerte 

bei rückwärts angeströmtem Propeller für verschiedene Verstellwinkel mit Vorwärtsund 

Rückwärtsdrehzahl ermittelt, da zu erwarten ist, dass diese Betriebszustände bei Stoppmanövern 

auftreten. Die Ergebnisse dieser Versuche wurden für die Manövriersimulation der 

Doppelendfähre verwendet. 

4.1.5 Festpropeller (Fixed Pitch Propeller) 

Für die Simulation von Festpropellern wird in den nicht bekannten Quadranten auf die Wageninger 

B-Serie zurückgegriffen, wobei Anpassungen an den verwendeten Propeller vorgenommen 

werden. Für einen Beispielpropeller aus der Serie ist der Verlauf (Abb. 4.7) der Schub- und 

Momentenbeiwerte über dem Fortschrittswinkel aufgetragen [56]. 

Abbildung 4.7: Freifahrtdiagramm für einen 4-Flügel-Festpropeller für 4 Quadranten 

4.1.6 Propeller-Rumpf-Interaktion 

Üblicherweise wird die Kraft, die der Propeller auf den Schiffsrumpf ausübt (Sog) im Propulsionsversuch 

ermittelt. Daher ist sie auch nur für die Designgeschwindigkeit und die dazugehörige 

Drehzahl bekannt. Bei Verstellpropellern liegt dann die Designsteigung an. Wenn 

25


Schiffsmanöver wie Drehkreis- oder Zickzack-Manöver simuliert werden sollen, welche alle im 

Bereich der analysierten Schiffsgeschwindigkeit stattfinden, so ist es sicher ausreichend, den Sog 

mit Hilfe dieses Kennwertes zu ermitteln. Bei der Simulation von Manövern mit Verstellpropellern 

mit Off-Designsteigung, insbesondere bei Umsteuermanövern (z.B. Notstoppmanövern) ist 

dies, wie in einer späteren Beispielrechnung (Abb. 4.13) gezeigt, nicht mehr zulässig. Eigene Berechnungen 

und die von Sell [48] zeigen, dass mit einem unzureichenden Sogmodell viel zu kurze 

Anhaltewege und -zeiten prognostiziert werden. Für diese Zwecke ist ein 4-Quadrantenmodell 

notwendig. Bei Notstoppmanövern bedeutet das, dass die Kraft modelliert werden muss, die 

ein Propeller ausübt, dessen Strahl nach vorn gerichtet ist. 

In der Literatur findet man hierzu Versuchsergebnisse [21], bei denen die Sogkraft für alle 4 Quadranten 

ermittelt wurde. Da diese Versuche einen hohen Aufwand erfordern, liegt der Gedanke 

nahe, die Sogkräfte numerisch zu ermitteln. In [27] und [29] sind Potenzialströmungsrechnungen 

mit vielversprechenden Resultaten durchgeführt worden, allerdings nur für den Fall eines vorausfahrenden 

Schiffes mit einem nach hinten gerichteten Propellerstrahl. Die Sogkräfte können 

auch mit Hilfe von CFD-Verfahren unter Berücksichtigung der Viskosität [1] ermittelt werden. 

Dieses Verfahren ist durch die aufwändige Diskretisierung (Propeller und Rumpf müssen vernetzt 

werden) und die lange Rechenzeit sehr kostspielig. 

Im Rahmen dieser Arbeit wurde ein Verfahren entwickelt, mit dem die Sogkraft im 1. Quadranten 

und für den umgesteuerten Propeller (Rückwärtsschub) unter Pfahlzugbedingungen berechnet 

werden kann. Berechnungen unter Schräganströmung sind genauso wie die Berücksichtigung 

von Verstellpropellern mit Off-Designsteigung ebenfalls möglich. 

Das Verfahren basiert auf einem direkten Potenzialströmungsverfahren, welches von Söding 

[51],[52] zur Berechnung von Ruderkräften entwickelt wurde (siehe auch Kapitel 4.1.7). Darüber 

hinaus wird der Propeller mit Hilfe eines Traglinienmodells berücksichtigt. Mit dem Traglinienmodell 

unter Berücksichtigung eines Strahlmodells können die induzierten Geschwindigkeiten 

vor und hinter dem Propeller ermittelt werden. 

Die Methode verwendet eine direkte Paneelmethode zur Berechnung von Potenzialströmungen. 

Grundlage ist hierbei der 2. Greensche Satz (Gl. 4.18) 

∫ 

∫ 

[f∆g − g∆f]dΩ = [f∇g − g∇f]⃗ndS, (4.18) 

mit den Größen: 

• Ω : Flüssigkeitsgebiet außerhalb des Körpers, 

• S : Rand des Flüssigkeitsgebietes, 

• f(⃗x) = φ(⃗x) : das gesuchte Störpotenzial, 

• g(⃗x) : Greenfunktion. 

Ω 

Als Greenfunktion g(⃗x) wird das Potenzial einer Senke der Stärke 4π am Punkt ⃗x 0 eingesetzt: 

G(⃗x, ⃗x 0 ) = 

S 

1 

|⃗x − ⃗x 0 | . (4.19) 

Nach Einsetzen von Gl. 4.19 in Gl. 4.18 ergibt sich: 

∫ 

∫ 

[φ(⃗x)∆ x G(⃗x, ⃗x 0 ) − G(⃗x, ⃗x 0 )∆ x f]dΩ = [φ(⃗x)∇ x G(⃗x, ⃗x 0 ) − G(⃗x, ⃗x 0 )∇ x φ(⃗x)]⃗ndS. (4.20) 

Ω 

S 

26


Der Index x soll verdeutlichen, dass es sich um Ableitungen nach ⃗x und nicht nach ⃗x 0 handelt. 

Aus Vereinfachungsgründen werden die Singularitätspunkte ⃗x 0 im Körperinnern angeordnet. 

Dann gilt in Ω, ∆G = 0 und ∆φ = 0 für inkompressible Strömungen und mit Gl. 4.20 gilt 

dann: 

∫ 

[φ(⃗x)∇ x G(⃗x, ⃗x 0 ) − G(⃗x, ⃗x 0 )∇ x φ(⃗x)]⃗ndS = 0. (4.21) 

S 

Die Randbedingung für Nulldurchfluss durch die Körperfläche lautet: 

∇φ(⃗x)⃗n = − ⃗ U · ⃗n. (4.22) 

U ist dabei die Schiffsgeschwindigkeit inklusive der vom Propeller induzierten Geschwindigkeit. 

Die durch den Propeller induzierten Geschwindigkeiten werden nach der Traglinientheorie 

bestimmt (Kapitel 4.1.3). Dabei wird das Verhalten des Propellerstrahls (Kontraktion bzw. 

turbulente Strahlaufweitung) ebenfalls berücksichtigt. Dann gilt [29]: 

Jetzt setzt man die Randbedingung 4.22 in Gl. 4.21 ein:. 

∫ 

S 

∇φ P = (u 1 , u 2 , u 3 ). (4.23) 

∂ 

φ(⃗x) 

∂n|⃗x − ⃗x 0 | 

∫S 

dS = −U ⃗ · ⃗n 

|⃗x − ⃗x 0 | . (4.24) 

Die Fläche S beinhaltet auch die Außenränder von Ω. Da aber φ und ∇φ nach außen stark abnehmen, 

verschwinden die Integrale über den Außenrand. Reibung und Turbulenz im Nachlauf 

des umströmten Körpers müssen approximiert werden, falls bei Potenzialströmungen die Auftriebswirkung 

berücksichtigt werden soll. Bei auftriebserzeugenden Strömungen existieren im 

Nachlauf große Geschwindigkeitsgradienten. Die Rotation des Geschwindigkeitsfeldes ist dort 

nicht Null, weshalb dort kein Strömungspotenzial angegeben werden kann. Die Unstetigkeit 

von φ im Nachlauf wird berücksichtigt, indem der Nachlaufbereich aus Ω ausgeschlossen wird. 

Zusätzlich zur Körperoberfläche wird Ω dann auch durch die zwei Seitenflächen des Nachlaufs 

begrenzt. Die Nachlaufflächen werden nicht durchströmt. Da der Nachlauf als dünn angesehen 

wird, muss der Druck an benachbarten Punkten auf beiden Nachlaufflächen annähernd 

gleich sein. In Richtung der Stromlinie ergibt sich dadurch ein sehr kleiner Gradient des Potenzialfeldes. 

An der Nahtstelle zwischen Körper und Nachlauf existiert eine Potenzialdifferenz 

zwischen zwei korrespondierenden Punkten, welche in der mittleren Strömungsrichtung nahezu 

unverändert bleibt. Die Lösung der Integralgleichung Gl. 4.24 kann aus diesem Grund auf 

die Körperoberfläche beschränkt bleiben, wenn die zwei Nachlaufflächen in die Integrale eingehen. 

Die Nachlaufpaneele werden bei Schiffen auf der Symmetrieachse angeordnet. Durch 

Gl. 4.24 wird gewährleistet, dass die Laplacegleichung, die Körperrandbedingung und die Abklingbedingung 

erfüllt sind. Zusätzlich muss noch die Kutta-Bedingung an der Ablösestelle 

(z.B. Hinterkante des Ruders oder Hinterkante Totholz) erfüllt sein, d.h. die Ablöselinie wird 

nicht umströmt. Das wird an dieser Stelle dadurch gewährleistet, dass der Druck an den beiden 

(gegebenenfalls identischen) Ablöselinien an den korrespondierenden Punkten gleich sein 

muss. Die Integrale aus Gl. 4.24 werden numerisch gelöst, indem Körper und Nachlauf durch 

Dreieckspaneele diskretisiert werden. Die Nachlaufpaneele sind dabei etwa 10 · L pp lang: 

∑ 

AlleDreiecke 

∫ 

1 

3 (φ 1 + φ 2 + φ 3 ) 

S ∆ 

∂ 1 

∂n |⃗x − ⃗x 0 | dS = 

∑ 

AlleDreiecke 

∫ 

−U ⃗ 1 

· ⃗n 

dS. (4.25) 

S ∆ 

|⃗x − ⃗x 0 | 

27


Die Integrale werden analytisch bestimmt. Dann erhält man ein lineares Gleichungssystem für 

die Potenziale an den Eckpunkten der Dreiecke. Die Punkte ⃗x 0 werden im Körperinnern etwa in 

der Mitte der Paneele angeordnet. Zur numerischen Approximation der Kutta-Bedingung, d.h. 

der Druck auf korrespondierenden Punkten der zwei Ablöselinien muss gleich sein, werden im 

Gleichungssystem die Gleichungen der inneren Punkte der Ablöselinie (die Endpunkte werden 

berücksichtigt) nicht berücksichtigt. Diese Gleichungen wären linear abhängig. Für die Umsetzung 

der Kutta-Bedingung ist es zunächst notwendig, den Druck nach der Bernoulli-Gleichung 

aus dem Gradienten des Potenzials ∇φ zu bestimmen. Von den Mitten der beiden Dreiecke a 

und b wird mit Hilfe der Abstände p und q zum Punkt A auf der Ablösekante das Potenzial 

∇φ extrapoliert (siehe Abb.4.8). Damit gilt dann: 

∇φ A = (1 + p q )∇φ a − p q ∇φ b. (4.26) 

Die Potenziale der Dreiecksmitten ∇φ a und ∇φ b ergeben sich dann als Linearkombination der 

Abbildung 4.8: Extrapolation für die Kutta-Bedingung 

Potenziale an den Dreiecksecken φ + ⃗ U⃗x: 

∇φ a + U ⃗ = ⃗a 1 (φ a1 + U⃗x ⃗ a1 ) +⃗a 2 (φ a2 + U⃗x ⃗ a2 ) +⃗a 3 (φ a3 + U⃗x ⃗ a3 ), 

∇φ b + U ⃗ = ⃗ b 1 (φ b1 + U⃗x ⃗ b1 ) + ⃗ b 2 (φ b2 + U⃗x ⃗ b2 ) + ⃗ b 3 (φ b3 + U⃗x ⃗ b3 ). 

(4.27) 

Details zur Berechnung der Vektoren ⃗a i bzw. ⃗ b i können der Arbeit von Söding [51] entnommen 

werden. Die Kutta-Bedingung lautet: 

( ⃗ U + ∇φ A ) 2 D = ( ⃗ U + ∇φ A ) 2 S, (4.28) 

wobei die Indizes D und S für die Druck- bzw. Saugseite stehen. Daraus ergibt sich: 

⃗U∇(φ A,D ) + 1 2 (∇φ A,D) 2 = ⃗ U∇(φ A,S ) + 1 2 (∇φ A,S) 2 (4.29) 

Setzt man jetzt Gleichung 4.26 und 4.27 in Gl. 4.29 ein so ergibt sich: 

[ 

⃗U (1 + p q )(⃗a 1φ a1 + ⃗a 2 φ a2 + ⃗a 3 φ a3 ) − p q (⃗ b 1 φ b1 + ⃗ b 2 φ b2 + ⃗ ] 

b 3 φ b3 ) 

[ 

+ 

[(1 + p q ) ( U⃗a ⃗ 1 )( U⃗x ⃗ a1 ) + ( U⃗a ⃗ 2 )( U⃗x ⃗ a2 ) + ( U⃗a ⃗ 3 )( U⃗x ⃗ ] 

a3 ) 

[ 

− p q 

( U ⃗⃗ b 1 )( U⃗x ⃗ b1 ) + ( U ⃗⃗ b 2 )( U⃗x ⃗ b2 ) + ( U ⃗⃗ b 3 )( U⃗x ⃗ ]] 

b3 ) 

[ 

D 

+ 1 2 

(1 + p q )(∇φ a) 2 − p q (∇φ b) 2] [ 

= 

D 

⃗U (1 + p q )(⃗a 1φ a1 + ⃗a 2 φ a2 + ⃗a 3 φ a3 ) − p q (⃗ b 1 φ b1 + ⃗ b 2 φ b2 + ⃗ ] 

b 3 φ b3 ) 

[ 

+ 

[(1 + p q ) ( U⃗a ⃗ 1 )( U⃗x ⃗ a1 ) + ( U⃗a ⃗ 2 )( U⃗x ⃗ a2 ) + ( U⃗a ⃗ 3 )( U⃗x ⃗ ] 

a3 ) 

[ 

− p q 

( U ⃗⃗ b 1 )( U⃗x ⃗ b1 ) + ( U ⃗⃗ b 2 )( U⃗x ⃗ b2 ) + ( U ⃗⃗ b 3 )( U⃗x ⃗ ]] 

b3 ) 

[ 

S 

+ 1 2 

(1 + p q )(∇φ a) 2 − p q (∇φ b) 2] S 

D 

S 

(4.30) 

28


Die Lösung wird iterativ ermittelt. Dafür wird zunächst der lineare Teil gelöst und dann jeweils 

im nächsten Schritt in den quadratischen Teil der Gleichungen eingesetzt. 

Dann ergibt sich an einer Stelle ⃗x im Strömungsgebiet das Potenzial φ zu: 

φ(⃗x) = −U + ∑ 

i=1..n 

φ i G i (⃗x). (4.31) 

Die Rumpfkraft ergibt sich dann aus der Integration über die Schiffsaußenhaut mit der Durchschnittsgeschwindigkeit 

auf dem jeweiligen Paneel ⃗v: 

∫ 

⃗f = ⃗n pda = ⃗n ρ ∫ ( 

U 2 − ⃗v 2) da. (4.32) 

2 

Nachdem jetzt die Propellergeometrie bekannt ist und der Schiffsrumpf inklusive Nachlaufpaneelen 

diskretisiert ist, wird zunächst eine Rechnung ohne Berücksichtigung des Propellers 

durchgeführt. Ein Beispielgitter inklusive der Nachlaufpaneele für die Berechnung von Beispielschiff 

1 ist in Abbildung 4.9 zu sehen. Das Ergebnis für die Rumpfkräfte wird dann von den 

Ergebnissen inklusive Berücksichtigung des Propellers subtrahiert, um den numerischen Fehler 

zu minimieren. 

In Abbildung 4.10 ist die berechnete Druckverteilung für einen Einschrauber mit und ohne arbeitendem 

Propeller zu sehen. Das dargestellte Ergebnis wurde für eine Schiffsgeschwindigkeit 

von 22 Knoten und einer Propellerdrehzahl von 1, 9 1/s erzielt. Der Propeller erzeugt dabei 

einen Schub von 1300 kN und hat eine Drehmomentaufnahme von 1500 kNm. Die berechnete 

Sogkraft ist 62 kN. Im Vergleich zu der im Propulsionsversuch gemessenen Sogkraft (162 kN) 

fällt die berechnete viel zu niedrig aus. Allerdings ist die Sogkraft im Vergleich zum Schub bei 

diesem Schiff ohnehin relativ klein. Die Unterschiede können aber durch die Effekte an der 

freien Oberfläche und den Rudereinfluss begründet werden. Allein die freie Oberfläche kann 

nach Untersuchungen von [27] einen Soganteil von 30 % haben. Der Ruderanteil ist in etwa 

genauso groß [29]. Zusätzlich kommt es bei den gemessenen Sogkräften stark darauf an, ob im 

Widerstandsversuch das Ruder installiert war, oder ob und welche Propellerablaufhaube im 

Widerstandsversuch und Propulsionsversuch verwendet wurden. Weiterhin kann bei Propulsionsversuchen 

beobachtet werden, dass im Spalt zwischen Propellernabe und Wellenhose auf 

Grund des dort vorhandenen Unterdruckgebietes eine Spaltkraft entsteht, die die gemessene 

Schubkraft überlagert. Insgesamt ist die Bestimmung der Sogkraft mit Modellversuchen schwierig, 

da die Kraft nur aus dem Vergleich von Widerstands- und Propulsionsversuch ermittelt 

werden kann. 

In Abb. 4.11 sind die berechneten Sogkräfte für dasselbe Schiff für verschiedene Steigungswinkel 

des Verstellpropellers und verschiedene Schiffsgeschwindigkeiten angegeben. 

Die mit Hilfe des Traglinienmodell ermittelten Schübe sind in Abbildung 4.12 zu sehen. Darin 

ist auch ein Vergleich der gemessenen und berechneten Schubkräfte für die Designsteigung (100 

%) enthalten. Das Propellermodell kann also als ausreichend genau für den betrachteten Zweck 

angesehen werden. 

29


Abbildung 4.9: Berechnungsgitter (Schiff 1) inklusive der Nachlaufpaneele (blau) mit angedeutetem 

Propeller (gelb) 

Abbildung 4.10: Berechnete Druckverteilung ohne (oben) und mit (unten) Propeller (Hinterschiff 

von unten) 

30


Abbildung 4.11: Berechnete Sogkräfte für einen Einschrauber 

Abbildung 4.12: Berechnete Schübe für den beim Einschrauber verwendeten Propeller 

Im nächsten Schritt sollen die Sogkräfte für umgesteuerte Propeller berechnet werden. Dazu 

wird die Sogkraft unter Pfahlzugbedingungen ermittelt. Der Propeller wird als umgedrehter 

Festpropeller mit Designsteigung modelliert. Zusätzlich wird der Propellerschub über der Drehzahl 

variiert. Es werden Rechnungen für einen Einschrauber und einen Zweischrauber gemacht. 

Die Resultate sind in Abbildung 4.13 zu sehen. Man kann klar erkennen, dass die Sogkräfte 

31


wesentlich zu klein werden, wenn man die aus dem Propulsionsversuch bei Entwurfsgeschwindigkeit 

ermittelte Sogziffer t verwendet. Die berechneten Sogkräfte sind erwartungsgemäß proportional 

zum Propellerschub. Die ermittelten Sog/Schub Kennwerte liegen für den Ein- und 

Zweischrauber bei 30 % beziehungsweise 47 %. Der Rudereinfluss kann unter Pfahlzugbedingungen 

vernachlässigt werden. Die induzierten Geschwindigkeiten am Ruder sind verhältnismäßig 

klein, weil das Ruder im Ansaugbereich des Propellers liegt. 

Die Druckverteilung, welche sich beim Einschrauber bei einer Drehzahl von 23 1/min und 

einem Schub von 126 kN ergibt, ist in Abb. 4.14 dargestellt. Für die Manövriersimulation ergibt 

sich die Konsequenz, dass das Sogmodell dahingehend modifiziert werden muss, dass für 

vorwärts- und rückwärtsgerichteten Propellerstrahl unterschiedliche Ansätze verwendet werden 

müssen. Im Rahmen dieser Arbeit wurde ein Verfahren implementiert, bei dem bei positivem 

Propellerschub die klassische Sogziffer aus dem Propulsionsversuch verwendet wird, um die 

Sogkraft zu bestimmen, wohingegen bei negativem Propellerschub die berechnete Sogziffer aus 

der Pfahlprobe verwendet wird. Hierzu ist nur eine einzige CFD-Rechnung notwendig, da der 

Sog proportional zur Schubkraft ist (Abb. 4.13). 

Abbildung 4.13: Berechnete Sogkräfte für Ein- (links) und Zweischrauber (rechts) 

4.1.7 Ruderkraftberechnung 

Für die Berechnung der Ruderkräfte wird im Vorfeld der Manövriersimulation das gleiche Verfahren 

wie für die Berechnung des Propellersoges verwendet. Als Beispiel sind die berechneten 

Ruderkräfte für einen Einschrauber für verschiedene Ruderwinkel und Schubbelastungsgrade 

in Abbildung 4.15 zu sehen. In der Manövriersimulation werden die Ruderkräfte und -momente 

durch Interpolation in diesen Kurven ermittelt. 

32


Abbildung 4.14: Berechnete Druckverteilung unter Pfahlzugbedingungen (Hinterschiff von unten) 

Abbildung 4.15: Berechnete Ruderkräfte für einen Einschrauber 

33

5 Maschinenanlage und Automation 

Die Schiffsantriebsanlage lässt sich zunächst grob in zwei Teile gliedern (Abb. 5.1). Als erster 

Teil ist hier das Teilsystem Maschinenanlage an sich, das heißt, der Motor mit den dazugehörigen 

Komponenten wie der Drehzahl- und Einspritzregelung, dem Turbolader und den 

an die Maschine gekoppelten Generatoren zu nennen. Mit dem zweiten Teil ist das Teilsystem 

Propeller gemeint. Das kann einen Festpropeller oder Verstellpropeller beinhalten. Eine Verstellpropelleranlage 

lässt sich wiederum in die Teile Propeller und in die Regelungstechnik zur 

Verstellung des Steigungswinkels aufteilen. Die Komponenten Schiffsmaschine und Verstellpropelleranlage 

sind dabei nicht unabhängig voneinander. Sie interagieren direkt über die Regelungstechnik 

(Austausch von Ist-Größen, wie z.B. der Drehzahl) und indirekt über die Reaktion, 

die der jeweilige Teil auf das System Schiff auslöst. Eine Übersicht über das implementierte 

Abbildung 5.1: Gliederung der Antriebsanlage 

Modell für die Automation von Maschinenanlage und Verstellpropeller ist in Abbildung 5.2 

dargestellt. Die roten Linien sind Drehmomentsignale, die blauen betreffen die Drehzahl, die 

grünen Linien symbolisieren den Austausch von Propellersteigungssignalen und die schwarzen 

Linien sonstige Größen. Zusätzlich wird noch zwischen durchgezogenen und gestrichelten Linien 

unterschieden. Durchgezogene Linien zeigen den Verlauf der auszutauschenden Ist-Größen 

an, während die gestrichelten Linien für Sollwerte verwendet werden. Auf die einzelnen Module 

aus Abbildung 5.2 wird im Folgenden eingegangen. 

34

KAPITEL 5. MASCHINENANLAGE UND AUTOMATION 

Abbildung 5.2: Blockschaltbild des Anlagenmodells 

5.1 Telegraf 

Der Maschinentelegraf befindet sich auf der Brücke des Schiffes. Von ihm gehen die Kommandos 

für die Fahrstufe und somit für die einzuregelnde Drehzahl und Propellersteigung aus (siehe 

auch Kapitel 5.4). Die Kommandos bewegen sich dabei im Raum zwischen voll zurück (-10) 

über Nullschub (0) bis voll voraus (10). In der Manövriersimulation wird zu Beginn eine Startgeschwindigkeit 

für das jeweilige Manöver angegeben. Daraufhin wird die korrespondierende 

Fahrhebelstellung iterativ ermittelt. Dazu werden im Kombinatormodul eine Drehzahl und eine 

Propellersteigung ermittelt und mit diesen Werten wird der Propellerschub berechnet. Falls 

der Propellerschub dem Schiffswiderstand (unter Berücksichtigung von Sogziffer und Windwiderstand) 

entspricht, ist die richtige Fahrhebelstellung für den Stationärbetrieb gefunden. 

5.2 Programmwahl-Modul (Program Selection) 

Das Programmwahl-Modul ist für die Erkennung und Verarbeitung von Kommandos für bestimmte 

Manöver zuständig. 

Bei Notstoppmanövern wird z.B. der Fahrhebel von einer Vorausfahrtstufe schlagartig auf voll 

zurück gesetzt. Dieses Kommando wird vom Modul als Notstoppmanöver interpretiert. 

Bei Schiffen, bei denen kein PTO (power take off: siehe auch Kapitel 5.14) zur Versorgung 

des elektrischen Bordnetzes verwendet wird, kann in diesem Fall ein spezielles Notstoppprogramm 

(crash stop program) aktiviert werden. Dieses Programm setzt den Drehzahlsoll- 

35


wert auf die Leerlaufdrehzahl des Motors, solange wie der Propeller eine positive Steigung 

hat. Dieses Verfahren dient dazu, Situationen zu vermeiden, in denen der Propeller in den 

Turbinenbetrieb gerät (siehe auch Kapitel 5.5), falls die Propellersteigung zu schnell gesenkt 

wird. In Abbildung 5.3 ist das gemessene Verhalten der Maschinenanlage unter Verwendung 

eines Notstoppprogramms zu sehen. Die Motordrehzahl sinkt bis zur 25. Sekunde. An dieser 

Stelle steigt die Motorbelastung wieder und die Motordrehzahl wird wieder gesteigert. 

Die Propellersteigung kann stetig verringert werden, ohne dass das Überdrehzahlschutz-Modul 

Abbildung 5.3: Maschinenanlage beim Notstopp (Schiff 1, See-Modus, v start = 22, 5 kn) 

eingreift (Kapitel 5.5). Die dargestellten Kurven gehören zu einem Manöver, welches mit einem 

Einschrauber (vgl. Kapitel 6.1) durchgeführt wurde. Durch das Notstoppprogramm kann 

der Stoppweg signifikant verringert werden. Simulationen des gleichen Manövers ergeben eine 

Verkürzung des Stoppweges um rund 400 Meter gegenüber der gleichen Anlage ohne Notstoppprogramm, 

da die maximale Rückwärtssteigung schneller erreicht wird. Bei Maschinen, die im 

Konstantdrehzahlmodus betrieben werden müssen, ist dieses Verfahren leider nicht anwendbar, 

da ansonsten die Netzfrequenz des PTO nicht gehalten werden kann. Eine Maßnahme zur Verringerung 

des Stoppweges ist aber in beiden Fällen ein leichtes Anheben der Solldrehzahl (ca. 

1 %), sobald die Propellersteigung negativ wird, um die Einspritzmenge zu erhöhen. Dadurch 

wird die Drehzahldrückung auf Grund der steigenden Propellerlast vermindert. 

Das Signal Reset CMD wird bei Notstoppmanövern an das Modul Integrator Reset gesendet, 

wenn das Propellersteigungssignal sein Vorzeichen wechselt. Das ist insbesondere beim Einsatz 

des Notstoppprogramms notwendig, um ein unnötiges Überschwingen des PI-Reglers zu vermeiden. 

Dieser Überschwingvorgang wird dadurch hervorgerufen, dass sich der Integrator des 

Reglers sehr stark auflädt, wenn die Drehzahl durch das Notstoppprogramm abgesenkt wird. 

Zusätzlich ist bei allen Beispielschiffen ein Notfallmodus (Emergency-Mode) vorhanden. Dieser 

Notfallmodus erlaubt eine schnellere Lastaufschaltung. Die Begrenzung der Lastaufschaltung 

hat im Normalmodus die Funktion, die thermische Belastung des Motors zu verringern und 

36


Rußbildung zu verhindern. 

5.3 Steigungskombinator- und Drehzahlkombinator-Modul (Pitch 

Combinator-, RPM Combinator Control) 

Das Steigungskombinator-Modul dient der Zuordnung von Sollwerten für die Propellersteigung 

zu der gewählten Fahrhebelstellung. Für die Regelung der Propellersteigung und der Drehzahl 

ist prinzipiell zwischen zwei Modi zu unterscheiden. Im Konstantdrehzahlmodus wird die 

Propellersteigung entsprechend der Sollwertvorgabe des Fahrhebels eingeregelt, während der 

Sollwert der Motordrehzahl konstant bleibt. Insbesondere Schiffe, die mit Hilfe von PTO Elektrizität 

für das Bordnetz bereitstellen, werden häufig im Konstantdrehzahlmodus betrieben, um 

eine konstante Netzfrequenz zu erhalten. Im Kombinatormodus sind Kennlinien hinterlegt, 

Abbildung 5.4: Beispiel für ein Kombinatordiagramm 

in denen ein Sollwert für Propellersteigung und Drehzahl vorgegeben werden, die der aktuellen 

Fahrhebelstellung entsprechen. Die blaue Kurve zeigt die Sollwerte für die Propellersteigung 

(in %P Design /D) und die magentafarbene Kurve stellt die Drehzahlsollwerte (in %n Nenn ) dar 

(Abb.5.4). 

Der Kombinatorbetrieb hat u.a. Vorteile beim Kraftstoffverbrauch im Teillastbetrieb sowie 

bezüglich der mechanischen und thermischen Beanspruchung des Motors. Bei einem stehenden 

Schiff erreicht man mit einer Absenkung der Propellerdrehzahl eine Leistungsreduzierung, die 

proportional zur dritten Potenz der Drehzahländerung ist. 

Häufig existiert zusätzlich zum See-Modus ein zweiter Kombinatormodus für die Revierfahrt 

37


(Manövriermodus). Dazu wird die Soll-Drehzahl ab einer bestimmten Fahrhebelstellung nicht 

weiter reduziert, damit die Maschinenanlage schneller auf Änderungen der Fahrhebelstellung 

reagieren kann. 

5.4 Steigungsbegrenzungsmodul (Pitch Maximum Selector) 

Das Steigungsbegrenzungsmodul ist ein Modul, das bei Schiffen mit PTO notwendig ist. Das 

Modul dient dazu, die Propellersteigung zu begrenzen, um eine Leistungsreserve für die PTO 

zu schaffen. Bei eingeschalteten PTO wird die Propellersteigung auf z.B. 97% der Designsteigung 

begrenzt. Wenn jetzt eine Aufschaltung elektrischer Verbraucher eingeleitet wird, kann die 

Leistung von der Maschinenanlage erzeugt werden, ohne eine Überlast zu erzeugen. Die Steigungsreduzierung 

wird des Weiteren zwischen z.B. 3 − 7% in Abhängigkeit von der PTO-Last 

von 0 − 100% linear interpoliert. 

5.5 Überdrehzahlschutz-Modul (Windmilling Modul) 

Die integrierte Verstellpropellerautomation sorgt dafür, dass eine Überdrehzahl des Motors 

vermieden wird (Windmilling Effect). Er tritt insbesondere bei Notstoppmanövern auf. Dabei 

wird auf Grund der reduzierten Propellersteigung der Motor vom Propeller angetrieben, dass 

heißt, der Propeller arbeitet als Turbine. 

In Abbildung 5.5 ist das Verhalten der Maschinenanlage bei einem Notstoppmanöver von Beispielschiff 

2 (Kapitel 6.2) dargestellt. Nach 20 Sekunden ist durch die Absenkung der Propellersteigung 

die Propellerlast soweit verringert worden, dass der Propeller eine Überdrehzahl 

des Motors hervorruft. Durch die temporäre Erhöhung der Propellersteigung wird die Drehzahl 

verringert. Die Überdrehzahlsituation wird wieder aufgehoben, wenn der Propeller ein 

positives Moment aufnimmt (ca. 45. Sekunde). Das ist in der Regel dann der Fall, wenn die 

Propellersteigung das Vorzeichen wechselt. Für den Überdrehzahlschutz wird ein relativ einfaches 

Modell verwendet. Falls eine Überdrehzahl von n ist /n MAX > 1.02 vorliegt, wird das 

Überdrehzahlschutz-Modul aktiv. In diesem Fall ist der Propeller im Turbinenbetrieb und treibt 

den Motor an. Die Konsequenz aus diesem Sachverhalt ist, dass die Propellersteigung erhöht 

werden muss, falls der Propeller eine positive Steigung hat und dass die Steigung abgesenkt 

werden muss, falls die Propellersteigung τ negativ ist. Das heißt: 

τ soll = 

{ 

τist + 0.1 , τ ist ≥ 0 

τ ist − 0.1 , τ ist < 0 

(5.1) 

Das Überdrehzahlschutz-Modul ist bei Notstoppmanövern besonders wichtig. Bei umgesteuerten 

Propellern und Vorausgeschwindigkeit kann es vorkommen, dass der Propeller in den 

Turbinenbetrieb gerät, was wiederum schädlich für den Schiffsmotor sein kann. 

Zusätzlich wurde auch ein Überdrehzahlschutz-Modul für den Bugpropeller von Doppelendfähren 

implementiert. Für den Fall, dass der Bugpropeller in Segelstellung gebracht oder aus ihr 

heraus bewegt werden soll, muss verhindert werden, dass der Propeller sowohl die negative als 

auch die positive Maximaldrehzahl der Maschine erreicht. 

38


Abbildung 5.5: Propulsionsanlage: Notstopp (Schiff 2); Überdrehzahl von der 20. - 45. Sekunde 

5.6 Überlastschutz-Modul (Overload-Modul) und 

Bandbreiten-Modul (Bandwidth Selection) 

Das Überlastschutz-Modul ist Teil der Verstellpropellerautomation. Es sorgt dafür, dass 

der Dieselmotor nicht überlastet wird (overload). 

Friedrich [15] stellt im Rahmen seiner Untersuchungen fest, dass eine Steigungsregelung, welche 

ausschließlich das Drehzahlsignal verarbeitet, entweder zu hohe Drehzahlabweichungen zulässt 

(führt zum Black out) oder die Verstellgeschwindigkeiten zu niedrig werden (negativ bei Notstoppmanöver). 

Ein weiterer Nachteil sei die Schwingungsneigung des Systems. Diese Effekte 

werden im Rahmen dieser Arbeit nachvollzogen. Als Alternative schlägt Friedrich vor, auch 

die aktuelle Steigung und Einspritzmenge als Eingangssignal für die Steigungsregelung zu 

berücksichtigen. Das ist tatsächlich aus verschiedenen Gründen erforderlich, wie im Folgenden 

erläutert wird. Wie bei Friedrich, wird auch in dieser Arbeit zusätzlich zum Drehzahlsignal die 

Einspritzmenge zur Regelung der Propellersteigung herangezogen, womit wesentlich bessere 

Ergebnisse hinsichtlich der Drehzahlstabilität sowie des Stopp- und Beschleunigungsverhaltens 

erzielt werden konnten. 

Wird die zulässige Einspritzmenge überschritten, muss die absolute Propellersteigung reduziert 

werden, um das Lastmoment zu reduzieren. Bei konstanter Einspritzmenge hat dies einen 

Anstieg der Drehzahl zur Folge. Solange die Ist-Drehzahl deutlich unterhalb der Nenndrehzahl 

liegt, erhöht sich dadurch die maximal zulässige Last. Bei drehzahlgeregelten Schiffsmotoren mit 

Verstellpropellern wird dann die Einspritzmenge reduziert um die unveränderte Soll-Drehzahl 

zu erreichen. Das bedeutet, dass die Ist-Last auf ein zulässiges Maß reduziert wird.[14, S.52] 

39


Für das Überlastschutz-Modul schlägt Sell [48] folgendes Verfahren vor: Das Soll-Steigungsverhältnis 

τ Soll wird mit einem Faktor zwischen 0 und 1 multipliziert. Dieser Faktor sei wiederum 

Ausgang eines Integrators. Dieser Integrator hat als Eingangssignal einen Hystereseschalter, 

der als Eingangssignal wiederum die Abweichung der Einspritzmenge ζ ist von der 

Grenzeinspritzmenge ζ begr hat. Der Ausgangswert des Integrators ist zusätzlich auf den Bereich 

0 ≤ Ausgang ≤ 1. begrenzt. Dieser Entwurf für das Überlastschutz-Modul ist aber unter 

anderem dann problematisch, wenn τ Soll > 0 und τ ist < 0 (z.B. beim Beschleunigungsmanöver). 

Tritt in diesem Zustand eine Überlast des Motors auf, dann wird τ Soll zwar verringert, ist aber 

immer noch größer als τ ist und die Steigung und somit auch die Motorlast werden weiter erhöht. 

Das in dieser Arbeit implementierte Modell funktioniert wie folgt: Zunächst wird ermittelt, ob 

eine Überlastsituation vorliegt. Anschließend wird diese quantifiziert und zu diesem Zweck eine 

Korrekturzahl K ermittelt, die am Eingang der Steigungsregelung anliegt. K setzt sich aus 

den Anteilen K dyn , K rpm und K stat zusammen. K dyn stellt fest, ob die Ist-Drehzahl unter 

der Soll-Drehzahl liegt, was darauf hindeutet, dass die Propellerlast größer als das vom Motor 

zur Verfügung gestellte Moment ist. Dabei wird zur Stabilisierung ein Regelband von 1 % 

berücksichtigt: 

K dyn = 

{ 

nist − n soll + Regelband , n ist − n soll + Regelband < 0 

0 , n ist − n soll ≥ 0. 

(5.2) 

Das Modul K rpm dient der Erkennung einer fallenden Drehzahl bei Beschleunigungsmanövern. 

Wenn im aktuellen Zeitschritt die Drehzahl gesunken ist, ist das auf ein zu schnelles Erhöhen 

der Propellersteigung zurückzuführen: 

K rpm = 

{ 

nist − n i−1 , n ist − n i−1 < 0 

0 , n ist − n i−1 ≥ 0. 

(5.3) 

Der Parameter K stat dient der Erkennung von Zuständen, bei denen die maximale Einspritzmenge 

überschritten wird (Bandbreiten-Modul). Auch hier wird ein Regelband verwendet 

(5 %): 

{ 

2 · ζmax − ζ 

K stat = 

ist − Regelband , ζ max − ζ ist − Regelband < 0 

(5.4) 

0 , ζ max − ζ ist − Regelband ≥ 0. 

Damit ist dann K = K dyn + K rpm + K stat . Im Regelfall sind nur die beiden Parameter K dyn 

und K stat aktiviert. Wenn der Motor hochgefahren werden soll (z.B. von Leerlaufdrehzahl 

auf Nenndrehzahl), dann sollte der Parameter K rpm aktiviert werden. Dieses Modul bewirkt, 

dass detektiert wird, ob die Drehzahl im letzten Zeitschritt i − 1 angestiegen ist oder ob die 

Propellersteigung reduziert werden muss. Falls dieses Modul aktiviert wurde, empfiehlt sich 

die Deaktivierung des K dyn Moduls, da dieses Modul sonst permanent eine nicht vorhandene 

Überlastsituation feststellt. 

Östreicher [43, S.113] stellt fest, dass das Hochfahren der Propellersteigung zu Beginn eines 

Beschleunigungsmanövers nur von der Leistung der Hydraulikpumpe des Verstellmechanismus 

abhängt. Später führt ein zu schnelles Hochfahren der Propellersteigung dazu, dass der Motor 

nicht genügend Ladeluft zur Verfügung hat und es somit negative Auswirkungen auf das Beschleunigungsverhalten 

gibt (größere Beschleunigungszeit). 

In der Verstellpropellerautomation gilt dann für den Fall einer detektierten Überlast: 

τ soll = 

{ 

τist − K , τ ist < 0 

τ ist + K , τ ist ≥ 0. 

(5.5) 

40


Die Wirkungsweise des Überlastschutz-Moduls kann anhand eines Drehkreismanövers sehr 

gut verdeutlicht werden. In Abbildung 5.6 ist das Verhalten der Propulsionsanlage bei einem 

Backborddrehkreis eines Zweischraubers mit Viertaktdieselmotoren und Verstellpropellern 

dargestellt. Durch die Queranströmung der Propeller und die unterschiedlichen axialen 

Abbildung 5.6: Propulsionsanlage beim 45 ◦ Drehkreismanöver; v Start = 20, 3 kn 

Anströmgeschwindigkeiten bei äußerem und innerem Propeller wird die Drehmomentaufnahme 

erhöht. Da die Dieselmotoren keine zusätzliche Leistung zur Verfügung haben, muss das 

Überlastschutz-Modul die Propellersteigung reduzieren, um eine konstante Drehzahl beibehalten 

zu können. Die simulierten und gemessenen Endwerte für die Propellersteigung stimmen 

gut überein. Die Unterschiede führen zu der Überlegung, dass das Modell für die Querstromkoeffizienten 

überarbeitet werden muss. Zusätzlich ist im Diagramm zu sehen, dass die Steigung 

des außen liegenden Propellers stärker reduziert wird als die des inneren. 

5.7 Steigungsauswahl-Modul (Pitch Selection) 

Im Modul Steigungsauswahl werden die Sollwerte von Überdrehzahl- (Kapitel 5.5), Überlast- 

Modul (Kapitel 5.6) und Steigungsbegrenzungsmodul (Kapitel 5.4) gesammelt und ausgewertet. 

Für den Fall einer Überlast oder einer Überdrehzahlsituation wird das entsprechende Soll- 

Steigungskommando an den PD-Regler (Kapitel 5.8) weitergeleitet, wobei der Wert für die 

Soll-Propellersteigung den Wert des Steigungsbegrenzungsmoduls nicht überschreiten darf. 

41


5.8 PD-Regler (PD-Controller) und Proportionalventil 

(Proportional Valve) 

Zur Regelung der Propellersteigung an Bord von Schiffen werden hydraulische Anlagen verwendet 

(siehe z.B. [17]). Die Hydraulik hat eine Proportionalventilsteuerung. Die maximale 

Verstellgeschwindigkeit ist dabei nach Herstellerangaben implementiert worden. Dabei sind 

die maximal möglichen Verstellgeschwindigkeiten für positive und negative Geschwindigkeiten 

unterschiedlich (z.B. ˙τ max = (+)0, 638 ◦ /s bzw. (-) 0, 439 ◦ /s ). Der Sollwert für die Verstellgeschwindigkeit 

ergibt sich dann zu: 

τ˙ 

i = 0, 5 · (P P · ˙τ max · (τ soll − τ ist ) + ˙τ i−1 ) (5.6) 

Wobei P der Proportionalanteil des Reglers ist und i,i-1 den aktuellen bzw. letzten Zeitschritt 

bezeichnen. Für den Proportionalanteil wird hier ein von der maximalen Verstellrate abhängiger 

Ansatz gemacht: 

3 

P P = 

˙τ max + 0.1 . (5.7) 

Dieser Wert gilt für alle Manöver. Für den Fall, dass der Motor aus einem niedrigen Drehzahlbereich 

heraus beschleunigt werden muss (z.B. beim Beschleunigungsmanöver oder nach dem 

Durchschreiten von τ = 0 bei Notstoppmanövern) wird der P-Anteil um den Faktor 3,6 erhöht, 

solange die Ist-Drehzahl kleiner als 98 % der Soll-Drehzahl beträgt. Die Mittelwertbildung 

zwischen aktuellem und letztem Zeitschritt soll eine Stabilisierung des Reglers bewirken. 

5.9 Lastaufschaltungsbegrenzung und drehzahlabhängige 

Einspritzmengenbegrenzung 

Normalerweise würde das Resultat des Drehzahlreglers als Eingangssignal für die Einspritzregelung 

des Motors dienen. Die Einspritzmenge muss aber gegebenenfalls zusätzlich begrenzt werden, 

um Rußbildung infolge unvollständiger Verbrennung und thermische Überlastung des Motors 

zu verhindern. Der Maximalwert für die Verhinderung von Rußbildung ist ζ soll (p Ladeluft ), 

welcher vom Ladeluftdruck p Ladeluft des Abgasturboladers abhängig ist. Der entsprechende 

Wert für die Verhinderung von thermischer Überlast (drehzahlabhängige Einspritzmengenbegrenzung: 

RPM-Torque Selection) ζ soll (n) mit der Motordrehzahl n wird dem vom 

Hersteller gelieferten Motorkennfeld entnommen (Abb. 5.8). Zusätzlich gibt es noch einen festzulegenden 

Wert für die maximal zulässige Einspritzmenge ζ max . Insgesamt heißt das, dass 

für die Wahl des richtigen Eingangssignals für die Einspritzregelung das Minimum aus drei 

verschiedenen Einspritzmengensollwerten (bzw. Drehmomentsollwerten) zu wählen ist: 

⎛ 

⎜ 

ζ begr = min ⎝ 

ζ soll (p Ladeluft ) 

ζ soll (n) 

ζ max 

⎞ 

⎟ 

⎠ (5.8) 

Der maximal/minimal zulässige Sollwert für die Einspritzmenge ζ soll (p Ladeluft ) wird vereinfacht 

ermittelt, indem der Gradient der Einspritzmengenänderung nach Herstellerangaben begrenzt 

wird (LIC Selection), da im Rahmen der Arbeit kein genaues Motorsimulationsmodul implementiert 

werden soll und die Größe Ladeluftdruck somit nicht zur Verfügung steht. 

42


Prinzipiell wird zwischen 3 verschiedenen Betriebszuständen bei den drei Motortypen unterschieden: 

Dem Normalmodus sowie dem Hoch- und Runterfahrmodus. Der Normalmodus bezeichnet 

den Betriebszustand, bei dem das Schiff Manöver im Bereich eines geringen Geschwindigkeitsbandes 

durchführt und bei denen konstante Sollwerte für die Motordrehzahl und die 

Propellersteigung eingehalten werden sollen. Das sind z.B. Drehkreis- oder Zickzack-Manöver. 

Im Hochfahrmodus befindet sich das Schiff, wenn die Motorleistung durch die Erhöhung der 

Sollwerte für Propellersteigung oder Drehzahl gesteigert werden soll. Der Runterfahrmodus wird 

für die Absenkung der Motorlast bei Verzögerungsmanövern benötigt, bei denen die Sollwerte 

für Steigung oder Drehzahl abgesenkt werden. 

Für Viertaktmotoren existiert parallel zu den drei oben erwähnten Modi noch ein Notfallmodus. 

Für das Hoch- und Herunterfahren in den verschiedenen Modi gelten die Werte aus 

Tabelle 5.a. Die Angaben in der Tabelle, wie 1 → 2, beziehen sich auf die Punkte im Motorkennfeld 

in Abb.5.7. Für E-Diesel wird zusätzlich zum Normalbetrieb ebenfalls ein Notfallmodus 

implementiert (Tabelle 5.b). 

Abbildung 5.7: Hochfahrprogramm für Viertaktdieselmotoren 

43


Tabelle 5.a: Hoch- und Runterfahrgeschwindigkeiten für Viertaktmotoren in Anlehnung an 

Herstellerangaben (MAK) 

Normalmodus Hochfahrmodus Runterfahrmodus 

in %Q M /s(dQ M ≥ 0, Q M < 70%) 1,82 1,20 (1 → 2) 2,184 

in %Q M /s(dQ M ≥ 0, Q M ≥ 70%) 1,82 0,10 (2 → 3) 2,184 

in %Q M /s(dQ M < 0) 1,82 3,00 2,730 (3 → 1) 

in %Q M /s Notfallmodus (dQ M ≥ 0) 1,82 2,57 (1 → 3) 2,184 

in %Q M /s Notfallmodus (dQ M < 0) 1,82 9,0 2,730 (3 → 1) 

Tabelle 5.b: Hoch- und Runterfahrgeschwindigkeiten für E-Diesel in Anlehnung an Herstellerangaben 

(MAK) 

Normalmodus 

in %Q M /s(dQ M ≥ 0) 1,82 

in %Q M /s(dQ < 0) 2,73 

in %Q M /s Notfallmodus (dQ M ≥ 0) 2,57 

in %Q M /s Notfallmodus (dQ M < 0) 9,0 

Für Zweitaktmotoren werden die von einem Maschinenhersteller angegebenen Werte aus 

Tabelle 5.c verwendet. Die Werte in der Tabelle stellen den Drehmomentgradienten dQ M /dt 

in %Q M /s (bezogen auf das Maximalmoment) dar. 

Tabelle 5.c: Hoch- und Runterfahrgeschwindigkeiten für Zweitaktmotoren in Anlehnung an 

Herstellerangaben (MAN) 

Normalmodus Hochfahrmodus Runterfahrmodus 

in %Q M /s 1,82 0,0728 4,55 

Die Beachtung dieser Beschränkung ist insbesondere bei Beschleunigungs-, aber auch bei 

Notstoppmanövern unerlässlich, da zunächst der Turbolader beschleunigt werden muss, um 

die notwendige Luftmasse für den Verbrennungsprozess bereitstellen zu können [43, S.113 f.]. 

Zusätzlich erhöhen sich bei zu schnellem Beschleunigen die Schadstoffemissionen, der Verbrauch 

und die Abgastemperatur [16, S.1]. Der Motorkreislauf wird in der vorliegenden Arbeit nicht 

simuliert. Dies ist nicht notwendig, da durch die Vorgaben bezüglich der Lastaufschaltungsbeschränkung 

durch die simulierte Automation gewährleistet ist, dass der Motor die Lastnachfrage 

ohne Einschränkung erfüllen kann. 

In zusätzlichen Untersuchungen werden Tests mit einem Modul durchgeführt, bei dem die Soll- 

Einspritzmenge bei Lastaufschaltung schlagartig erhöht wird: Zellbeck [60, S.68] schlägt vor, 

das Verhalten des Reglers bei Lastaufschaltung (wie z.B. Beschleunigungsmanövern) zu verbessern, 

indem der Regler eine sofortige Einspritzmengenerhöhung bis zum Anschlag hervorruft 

und der Regler erst dann wieder in den Normalmodus wechselt, wenn eine bestimmte Maxi- 

44


maldrehzahl erreicht ist. Bei Generatorbetrieb wird so wesentlich schneller die einzuregelnde 

Drehzahl bei kleinerem Drehzahleinbruch erreicht. 

5.10 PI-Regler (PI-Governor) 

Die Anforderungen, die an eine Einspritzmengenregelung gestellt werden, sind [16, S.34 f.] 

• Stabilisierung der Leerlaufdrehzahl, 

• Abregelung beim Erreichen der maximalen Motordrehzahl, 

• stabile Einhaltung der Soll-Drehzahl und 

• gutes Reaktionsvermögen auf Laständerungen. 

Im Leerlauf ist die nötige Brennstoffmenge von der Drehzahl und der Motorreibung abhängig. 

Die maximale Drehzahl darf auf Grund der hohen Massenkräfte nicht überschritten werden, 

da es sonst zu Schäden am Motor kommen kann. 

Die Soll-Drehzahl muss insbesondere dann besonders stabil sein, wenn ein Generator (PTO) 

vom Motor angetrieben werden. Die Netzfrequenz ist schließlich proportional zur Motordrehzahl 

und eine Drehzahlabweichung kann zum Ausfall des Bordnetzes führen (Black out). 

Das kann z.B. bei Stoppmanövern mit Verstellpropellern zu einem Zielkonflikt führen [15], da 

der Propeller so schnell wie möglich Gegenschub erzeugen soll, aber auf dem Weg dorthin in 

den Turbinenbetrieb gelangen kann. 

Obwohl der an Bord installierte Drehzahlregler nichtlinear ist, wird in der Simulation ein Drehzahlregler 

verwendet, der die Motordrehzahl mit Hilfe eines PI-Gliedes regelt. Eine genauere 

Beschreibung des Referenzreglers Woodward UG-8 findet man in [54, S.137 ff.]. Um das Modell 

so einfach wie möglich zu halten, wird auf Verzögerungsglieder und einen differenziellen Anteil 

verzichtet. Diese Vereinfachungen sind nach Untersuchungen in einem ähnlichen Umfeld, 

welche von Ulken [54, S.146] und Zheng [62, S.119] durchgeführt wurden, ohne große Genauigkeitseinbußen 

zulässig. Die Filterung des Drehzahlsignals durch einen Tiefpassfilter wird auf 

Grund des fehlenden Differentialanteils als nicht notwendig erachtet. 

Der Regler hat die Eingangsgrößen Ist-Drehzahl n ist und Soll-Drehzahl n soll . Die Ausgangsgröße 

ist die Soll-Einspritzmenge ζ soll . Die Gleichung für den Drehzahlregler lautet: 

∫ 

ζ soll = P F · (n Soll − n ist ) + I (n Soll − n ist )dt (5.9) 

Die Werte für den P- bzw. den I-Anteil wurden durch systematisches Probieren in der Weise 

ermittelt, dass der Regler das während Messfahrten gemessene Reglerverhalten möglichst gut 

nachbildet. Ferner musste auf die Stabilität des Reglers insbesondere in Zusammenarbeit mit 

der Propellersteigungsregelung geachtet werden. 

5.11 Integrator Reset 

Das Modul Integrator Reset wird vom Programmwahl-Modul aufgerufen, wenn ein Notstoppmanöver 

ausgeführt wird und die Propellersteigung das Vorzeichen wechselt, das heißt, nachdem 

das Propellerlastmoment kontinuierlich gesunken ist, während die Propellersteigung von 

45


einem Wert um die 100 % auf 0 % verstellt wurde. Mit anderen Worten, nachdem die Motorlast 

gesenkt wurde und durch den Anstieg der Propellersteigung im negativen Bereich wieder 

erhöht wird. Der Integrator des Drehzahlreglers wird an dieser Stelle auf den Startwert gesetzt, 

um ein zu starkes Überschwingen des Reglers zu vermeiden. 

5.12 Drehmoment Auswahl (Torque Minimum Selector) 

Als Eingangssignal für die Einspritzmenge der Hauptmaschine muss das Minimum des Sollwertes 

vom PI-Regler, der drehzahlabhängigen Einspritzmengenbegrenzung und der Lastaufschaltungsbegrenzung 

gebildet werden: 

( ) 

ζsoll 

ζ = min 

(5.10) 

ζ begr 

5.13 Hauptmaschine 

Die Schiffsmaschine wird in der Simulation mit einfachen Motorkennfeldern nach Herstellerangaben 

beschrieben. Die entsprechenden Diagramme für einen mittelschnelllaufenden Viertaktund 

einen Zweitaktmotor sind in Abbildung 5.8 zu sehen. Die magentafarbene Kurve zeigt die 

Begrenzungen eines Viertaktdieselmotors im Dauerbetrieb an, während die blaue Kurve den 

Zweitaktdieselmotor beschreibt. Die gelbe Kurve ist aus der Automation von Beispielschiff 2 

entnommen und zeigt die während des Manövrierens zulässigen Leistungen für den Motor an. 

Diese Grenzwerte sind bei Manövern kurzzeitig zulässig. Es fällt auf, dass der Leistungsverlauf 

im Bereich der Nenndrehzahl einen nicht so steilen Verlauf wie die Kurve des Anlagenherstellers 

aufweist. Es ist aus regelungstechnischer Sicht ein großer Vorteil, wenn der Gradient des 

maximalen Motormoments bezüglich der Motordrehzahl klein ist. Die Modellierung mit Kennfeldern 

scheint für die Simulation von Schiffsmanövern ausreichend zu sein, wenn das Verhalten 

der Schiffsmaschinenanlage nicht näher analysiert werden soll. Sogar ein Zweitakmotor mit 120 

Umdrehungen pro Minute reagiert mit einer zu vernachlässigenden Verzögerung von 0,5 Sekunden 

auf eine Einspritzmengenänderung. [59] Im Rahmen dieser Arbeit wird also nicht die 

Motorphysik modelliert, sondern es wird davon ausgegangen, dass die in der Automation hinterlegten 

Kennfelder zu zulässigen Belastungen führen und die entsprechende Leistungsnachfrage 

erfüllbar ist. 

Detailliertere Modelle der Maschinenanlage sind unter anderem bei [8], [16], [20], [43], [45] oder 

[59] aufgeführt. So finden sich zum Beispiel in [47, S.21-34] Modelle für die Beschreibung von 

Zylinderprozess, Abgasturboladerverdichter und -turbine und den dazugehörigen Kreisprozess, 

wobei das Grundmodell aus u.a. [59] entnommen wurde. Darin ist beschrieben, wie das System 

Motor unter genauer Berücksichtigung der Aufladungsgruppe implementiert werden kann. 

5.14 Generatoren (PTO) 

PTO-Anlagen (Power take off) werden auf Schiffen zur Erzeugung von Elektrizität für das 

Bordnetz eingesetzt. Diese Generatoren sind über ein Getriebe mit der Propellerwelle (Kapitel 

46


Abbildung 5.8: Motorkennfelder für einen Zweitakt- und einen Viertaktmotor (normiert) 

5.15) verbunden. Die PTO-Drehzahl muss dabei konstant gehalten werden, da eine konstante 

Frequenz für das Bordnetz generiert werden muss. Daher werden PTO-Anlagen meistens in Verbindung 

mit Verstellpropellern eingesetzt. Die Wirkung der PTO Generatoren an der Wellenleitung 

wird in dreierlei Hinsicht berücksichtigt, zum einen über die Massenträgheitsmomente 

(Kapitel 5.16) der PTO und zum anderen über das vom PTO an der Propellerwelle abgegriffene 

Drehmoment. In der Methode kann sowohl eine während des Manövers konstante PTO- 

Leistung als auch eine variable Leistungsaufnahme simuliert werden. Zusätzlich muss ein PTO 

aber auch in der Automation berücksichtigt werden. In der Verstellpropellerautomation muss 

im Steigungsbegrenzungsmodul (Kapitel 5.4) eine Reserveleistung vorgehalten werden, die dem 

Propeller dann nicht zur Verfügung steht, wenn die PTO aktiviert sind. 

5.15 Propellerwelle 

An der Propellerwelle greifen die Drehmomente von Hauptmaschine, PTO und Propeller an. 

Daraus ergibt sich die Drehzahl der Welle und somit auch die Drehzahl von Hauptmaschine 

(eventuell über ein Getriebe), PTO und Propeller. Die Drehzahländerung mit dem Massenträgheitsmoment 

J (Kapitel 5.16) für die Welle ist somit: 

dn 

dt = Q M − Q P T O − Q P 

2 ∗ π ∗ J 

(5.11) 

47


5.16 Massenträgheitsmomente 

Die Massenträgheitsmomente von Hauptmaschine, Propellerwelle, PTO und Propeller werden 

nach Angaben von Maschinenherstellern berechnet. 

Für das Massenträgheitsmoment der Propeller müssen auch die hydrodynamischen Anteile 

berücksichtigt werden. Die Trägheitsmomente sind aus grundsätzlichen Überlegungen in 

der 4. bis 5. Potenz vom Radius abhängig. Als Grundlage für die Berechnung der Massenträgheitsmomente 

dienen sowohl Herstellerangaben für 2 verschiedene aktuelle Propellerentwürfe 

(5 m und 6,1 m Durchmesser) als auch Auslegungsdiagramme aus [36], welche auf den Propellern 

der Wageninger B-Serie beruhen. Im Diagramm 5.9 ist das Massenträgheitsmoment inklusive 

hydrodynamischer Anteile in Abhängigkeit vom Propellerdurchmesser doppelt-logarithmisch 

aufgetragen. Zusätzlich ändert sich das Massenträgheitsmoment von Verstellpropellern mit der 

Abbildung 5.9: Massenträgheitsmomente für Propeller in Abhängigkeit vom Durchmesser 

Propellersteigung, auf Grund der sich ändernden hydrodynamischen Anteile. Hier wird ein linearer 

Ansatz gemacht. Das Massenträgheitsmoment bei 0 ◦ sinkt um 30 % bezogen auf die Designsteigung 

und wächst dann wieder auf den vollen Betrag, wenn 100 % der Rückwärtssteigung 

erreicht werden. 

48

6 Beispiele 

Im Folgenden soll anhand von Beispielrechnungen für zwei ausgewählte Schiffe die Funktionsfähigkeit 

der entwickelten Modelle demonstriert werden. Dabei werden die ermittelten Werte, 

soweit möglich, mit Großausführungsmessungen verglichen, welche von der Flensburger 

Schiffbau-Gesellschaft mbH und Co. KG zur Verfügung gestellt wurden. 

Im Anschluss wird gezeigt, wie mit den entwickelten Modellen die Anlagenautomation vom 

Beispielschiff 3 optimiert wird. Dieses Schiff befindet sich derzeit noch in der Konstruktionsphase. 

6.1 Beispielschiff 1 

Das erste untersuchte Schiff ist ein RoRo-Schiff mit einem Antrieb bestehend aus einem Verstellpropeller 

und einem Zweitaktdieselmotor. Die Hauptabmessungen des Schiffes sind in Tabelle 

6.a aufgeführt. In Abbildung 6.1 ist der Spantenriss des Schiffes zu sehen. 

Das Schiff fährt im Kombinatorbetrieb. Dabei ist neben dem Kombinatordiagramm für den 

Normalbetrieb noch ein Kombinatordiagramm für den Manövrierbetrieb hinterlegt. Zwischen 

beiden Modi kann auf der Brücke gewählt werden. In der Automation der Anlage ist ein Notstoppprogramm 

hinterlegt, mit dessen Hilfe der Anhalteweg reduziert werden soll. 

Die Nenndrehzahl des Motors liegt bei 123 Umdrehungen pro Minute. Der Propellerdurchmesser 

beträgt 6,1 m. 

Das Schiff ist mit einem Vollschweberuder ausgestattet, dessen Kraftbeiwerte in Diagramm 

4.15 dargestellt sind. 

Abbildung 6.1: Spantenriss für Beispielschiff 1 

49

KAPITEL 6. BEISPIELE 

L pp 

B 

T D 

Verdrängung 

Servicegeschwindigkeit 

Propulsion 

Tabelle 6.a: Beispielschiff 1 

189,69 m 

26,50 m 

6,95 m 

ca. 20.000 t 

ca. 23 Knoten 

Einschrauber / Zweitaktdieselmotor / Verstellpropeller 

6.1.1 Drehkreismanöver 

Das Drehkreismanöver wird zur Bestimmung der Zeiten und des Platzbedarfs für plötzliche 

Kursänderungen aus der Geradeausfahrt heraus durchgeführt. Beim Drehkreismanöver fährt 

das Schiff zunächst ohne Ruderlage (bzw. mit dem neutralen Ruderwinkel bei Einschraubern) 

mit der Designgeschwindigkeit geradeaus. Dann wird das Ruder auf den bei den jeweiligen 

Manövern angegebenen Winkel gelegt. Das Schiff fährt nun auf einer Kreisbahn (siehe auch 

Abb. 6.2). Laut IMO Vorschrift (Resolution A.751(18) vom 4.11.1993) darf das Schiff dabei 

einen maximalen Fortschritt (Advance) von 4,5 x Schiffslänge haben. Der taktische Durchmesser 

darf nicht größer als 5 x Schiffslänge sein. 

Abbildung 6.2: Skizze des Drehkreismanövers 

50


Abbildung 6.3: Bahnverlauf eines Steuerborddrehkreises (45 ◦ Ruderwinkel) für Schiff 1 

Abbildung 6.4: Geschwindigkeitsverlauf während eines Steuerborddrehkreises (45 ◦ Ruderwinkel) 

für Schiff 1 

51


Abbildung 6.5: Propulsionsdaten während eines Steuerborddrehkreises (45 ◦ Ruderwinkel) für 

Schiff 1 

Die Diagramme 6.3-6.4 zeigen die gute Übereinstimmung zwischen Simulation und Rechnung 

für Bahn und Geschwindigkeitsverlauf. Die Propulsionsdaten stimmen nicht sehr gut 

überein. Zu Beginn des Manövers ist ein Unterschied bei den Drehzahlen und den Momenten 

feststellbar. Zudem ist das gemessene Drehzahlsignal sehr sprunghaft. Außerdem steigt die 

Drehzahl und das Moment während der Messfahrt kontinuierlich, was darauf hindeutet, dass 

die Einspritzmenge während des Manövers erhöht wird. 

Die Simulation wurde vor der Probefahrt durchgeführt. Sowohl Simulation als auch Messung 

zeigen den bei Drehkreisen typischen Anstieg der Propellerbelastung in der Andrehphase. In 

dieser Zeit fällt die Vorausgeschwindigkeit von 22,5 Knoten auf ca. 9 Knoten. Nach etwa 200 

Sekunden befindet sich das Schiff auf einer stationären Kreisbahn und Vorausgeschwindigkeit 

sowie Propellerbelastung bleiben konstant. 

Die Diskrepanzen zwischen den vorher berechneten und den gemessenen Motormomenten 

kommen dadurch zustande, dass die Drehzahl während des gemessenen Manövers durch eine 

Erhöhung der Einspritzmenge auf 100% gesteigert wird, was nicht dem Kombinatordiagramm 

entspricht. 

6.1.2 Notstoppmanöver 

Stoppversuche werden während der Probefahrt durchgeführt, um die Stoppzeit und den Stoppweg 

zu ermitteln und darüber hinaus, um die Maschinenanlage zu testen. Das Schiff fährt 

zunächst ohne Ruderlage (bei Einschraubern mit dem neutralen Ruderwinkel) mit der Designgeschwindigkeit 

geradeaus. Bei Anlagen mit Festpropellern wird jetzt die Maschine gestoppt 

und, sobald möglich, umgesteuert. Bei Schiffen mit Verstellpropellern werden die Propellerflügel 

52


auf negative Steigung eingestellt. Während des Manövers bleibt das Ruder in der Ausgangslage. 

Laut IMO Vorschrift (Resolution A.751(18) vom 4.11.1993,[42]) darf der Stoppweg des Schiffes 

15 Schiffslängen nicht übersteigen. 

Abbildung 6.6: Propulsionsdaten beim Notstoppmanöver im See-Modus für Schiff 1 

Abbildung 6.7: Geschwindigkeitsverlauf beim Notstoppmanöver im See-Modus für Schiff 1 

53


Die gemessenen und berechneten Daten stimmen gut überein. Zu Beginn des Manövers 

kann die Wirkung des Notstoppprogramms beobachtet werden (Kapitel 5.2). Zunächst sinkt 

die Drehzahl, bis der Steigungswinkel des Verstellpropellers einen Nulldurchgang hat, dadurch 

kann eine Überdrehzahlsituation vermieden werden. Der gemessene Stoppweg beträgt 940 m. 

Das Schiff benötigt 187,5 Sekunden, um diese Strecke zurückzulegen. Prognostiziert wird eine 

Distanz von 913 m mit einer Stoppzeit von 156 Sekunden. Die unterschiedlichen Geschwindigkeitsverläufe 

zum Ende des Manövers haben auf Grund der langsamen Geschwindigkeiten 

keinen großen Anteil am Stoppweg. 

Bei der Betrachtung der Propulsionsdaten fällt auf, dass das Steigungssignal in der Endphase 

des Notstoppmanövers bei der Großausführung -100 % erreicht, während in der Simulation nur 

-60% erreicht werden. Trotzdem wird der Stoppweg gut vorhergesagt, was darauf hindeutet, 

dass der Propellerschub korrekt berechnet wurde. Der Grund für diesen Unterschied kann ein 

Lufteinbruch am Propeller sein. Für einen ähnlichen Propeller wurden in der HSVA Versuche 

gemacht, bei denen Schub und Moment eines Propellers für zwei Trimmzustände und mehrere 

Propellerdrehzahlen gemessen wurden. Beide Versuche fanden unter Pfahlzugbedingungen 

statt. Im einen Fall war das Schiff unvertrimmt und der Propeller hatte in der 12 Uhr Position 

eine Tauchung von 64 cm im statischen Fall (bezogen auf die Großausführung). In der zweiten 

Versuchsreihe hat der Propeller nur noch eine Tauchung von 25 cm, was bei operierendem 

Propeller mit großer Wahrscheinlichkeit zum Ansaugen von Luft führt. Die beiden Versuchsreihen 

werden miteinander verglichen und der Vergleich wird in Diagramm 6.8 dargestellt. 

Die magentafarbene Kurve zeigt den Schub- und Momentenverlust bei Lufteinbruch bezogen 

auf die unvertrimmte Schwimmlage für verschiedene Drehzahlen. Es ist klar zu erkennen, dass 

Schub- und Momentenreduktion in etwa gleich groß sind. Die grüne Kurve zeigt die Schübe 

und Momente des Propellers von Beispielschiff 1 für verschiedene Propellersteigungen an. Die 

Werte sind dabei auf die Schübe und Momente bei -100 % Propellersteigung bezogen. Wenn 

jetzt im Fall von Lufteinbruch eine Schub- und Momenten-Reduktion von ca. 60 % stattfindet, 

kann dies durch eine Verringerung der Propellersteigung von -60 % auf -100 % ausgeglichen 

werden. Mit anderen Worten: Schub und Moment eines Verstellpropellers mit -60 % Steigung 

ohne Lufteinbruch ist in etwa so groß wie bei einem Propeller mit -100 % Steigung bei Lufteinbruch. 

Beim berechneten und gemessenen Notstoppmanöver im Manövrier-Modus kann der gleiche 

Effekt beobachtet werden. Im Unterschied zum See-Modus, fährt das Schiff im Konstantdrehzahlmodus. 

Folglich ist auch kein Notstoppprogramm aktiviert. Gemessener (829,3 m bei 175 

Sekunden) und simulierter (748 m bei 139 Sekunden) Stoppweg stimmen auch hier gut überein, 

jedoch nicht so gut, wie beim gleichen Manöver im See-Modus. Dies kann zum Teil an den stochastischen 

Umweltbedingungen liegen (1 m signifikante Wellenhöhe), welche nur zum Teil in 

der Simulation berücksichtigt werden können, und zum Beispiel zu einem Querversatz durch 

Giermomente führen (See-Modus: 100 m bei 940 m Stoppweg; Manövrier-Modus: 50 m bei 830 

m). Der berechnete Momentenverlauf stimmt allerdings sehr gut mit den Probefahrtsmessungen 

überein (Abb. 6.9), da (anders als beim Notstoppmanöver im See-Modus) zum Zeitpunkt 

des Manövers auch die Lastaufschaltungsbegrenzung gemäß der Herstellerangaben aktiviert 

war. 

54


Abbildung 6.8: Schub- und Momentenreduktion bei Lufteinbruch 

Abbildung 6.9: Propulsionsdaten beim Notstoppmanöver im Manövrier-Modus für Schiff 1 

55


Abbildung 6.10: Geschwindigkeitsverlauf beim Notstoppmanöver im Manövrier-Modus für 

Schiff 1 

6.1.3 Beschleunigungsmanöver 

Auf der Probefahrt wurde zusätzlich ein Beschleunigungsmanöver durchgeführt. Das Schiff wurde 

in für die Automation minimal möglicher Zeit von 0 Knoten auf 22,5 Knoten beschleunigt. 

Die Maschinenanlage wurde dabei im Kombinatormodus betrieben. Zu Beginn des Manövers 

ist die Motordrehzahl entsprechend dem Kombinatordiagramm auf die Leerlaufdrehzahl eingeregelt. 

Die Propellersteigung ist so eingestellt, dass das Schiff keine Fahrt mehr macht (Nullschubstellung). 

Im Diagramm 6.12 sind die Geschwindigkeitsverläufe für das gemessene und 

das gerechnete Manöver im See-Modus zu sehen. Insgesamt steigt die gemessene Geschwindigkeit 

im letzten Abschnitt langsamer als die vorausberechnete. Allerdings ist der Geschwindigkeitsgradient 

an dieser Stelle sehr klein, so dass nicht auszuschließen ist, dass schon kleine 

Änderungen in den Umgebungsbedingungen für eine Beschleunigungszeitveränderung in dieser 

Größenordnung verantwortlich sein können. Die Momentenverläufe sind trotzdem ähnlich und 

die Beschleunigungszeit wurde relativ gut getroffen. 

56


Abbildung 6.11: Propulsionsdaten beim Beschleunigungsmanöver für Schiff 1 

Abbildung 6.12: Geschwindigkeitsverlauf beim Beschleunigungsmanöver für Schiff 1 

57



Das zweite Schiff ist ein RoRo-Schiff mit einem Antrieb bestehend aus zwei Verstellpropellern 

und zwei Viertaktdieselmotoren. Die Hauptabmessungen des Schiffes sind in Tabelle 6.b zu 

sehen. In Abbildung 6.13 ist der Spantenriss des Schiffes dargestellt. 

Da bei diesem Schiff PTO-Anlagen zur Versorgung des Bordnetzes verwendet werden, fährt das 

Schiff im Konstantdrehzahlmodus. Die Nenndrehzahl des Motors liegt bei 500 Umdrehungen 

pro Minute, die mit Hilfe eines Getriebes auf die Propellerdrehzahl von 140 1/min übersetzt 

wird. Der Propellerdurchmesser beträgt 5 m. 

Das Schiff ist mit zwei Vollschweberudern ausgestattet. 

L pp 

B 

T D 

Verdrängung 

Servicegeschwindigkeit 

Propulsion 

Tabelle 6.b: Beispielschiff 2 

182,39 m 

26,00 m 

5,7 m 

ca. 15.000 t 

ca. 21,5 Knoten 

Zweischrauber / Viertaktdieselmotoren / Verstellpropeller 



Der berechnete Bahnverlauf für das Drehkreismanöver (Abb. 6.14) stimmt nicht so gut mit der 

Messung überein, wie dies beim Schiff 1 der Fall war. Der Geschwindigkeitsverlauf (Abb. 6.15) 

wird allerdings sehr gut getroffen. Für das Manöver liegt leider keine detaillierte Messung über 

das Verhalten der Maschinenanlage vor (Abb. 6.16). Die Werte für die Propellersteigung wurden 

aber gegen Ende des Manövers abgelesen: 82% (berechnet 75, 5%) für den Backbord- (PS) und 

73% (berechnet 73%) für den Steuerbordpropeller (XB). Die Senkung der Propellersteigung 

erfolgt, da das Propellermoment auf Grund von zwei Tatsachen im Drehkreis steigt. Einerseits 

hat der äußere Propeller (XB) eine größere axiale Anströmgeschwindigkeit, was zu einer im 

Vergleich zum inneren Propeller niedrigeren Belastung führt. Andererseits ist der äußere Propeller 

einer größeren Queranströmung ausgesetzt. Da der letzte der beiden Effekte überwiegt, 

58


steigt die Belastung des äußeren Propeller insgesamt stärker als die des inneren. Dies führt in 

Messung und Simulation zu einer größeren Steigungsreduktion beim Steuerbordpropeller. 

Abbildung 6.14: Bahnverlauf eines Backborddrehkreises (45 ◦ Ruderwinkel) für Schiff 2 

Abbildung 6.15: Geschwindigkeitsverlauf während eines Backborddrehkreises (45 ◦ Ruderwinkel) 

für Schiff 2 

59


Abbildung 6.16: Propulsionsdaten beim Backborddrehkreis (45 ◦ Ruderwinkel) für Schiff 2 


Das Notstoppmanöver wird sehr realistisch simuliert. Sowohl die Propulsionsdaten (Abb. 6.17) 

als auch die Geschwindigkeiten (Abb. 6.18) zeigen qualitativ und quantitativ den gleichen 

Verlauf. Der Stoppweg (gemessen: 916 ;berechnet 961 m) wurde ebenso präzise vorhergesagt 

wie die Stoppzeit (gemessen: 186 s;berechnet 181 s). Anders als beim Notstoppmanöver im 

Beispiel 1, wird die Steigungsreduktion richtig prognostiziert. Bei diesem Schiff ist nicht mit 

einem Lufteinbruch am Propeller zu rechnen. Die hydrostatische Propellertauchung in der 12 

Uhr Stellung beträgt hier immer noch 64 cm, wohingegen sie bei Schiff 1 nur 28 cm beträgt. 

Außerdem weisen die Schiffslinien im Hinterschiff keine Tunnelung auf, wie es beim Schiff 1 der 

Fall ist. 


Für das Beschleunigungsmanöver im Konstantdrehzahlmodus liegen leider keine Messdaten 

vor. Die Propulsionsdaten in Diagramm 6.19 zeigen, wie der Verstellwinkel langsam erhöht 

wird, ohne einen Drehzahleinbruch zu verursachen. Der Geschwindigkeitsverlauf ist in Abb. 

6.20 zu sehen. Das Schiff braucht 267 Sekunden, um seine Endgeschwindigkeit von 21,5 Knoten 

zu erreichen. Nach 28 Sekunden ist bereits der gleiche Schub erreicht, der bei der Entwurfsgeschwindigkeit 

erzeugt wird. 

60


Abbildung 6.17: Propulsionsdaten beim Notstoppmanöver für Schiff 2 

Abbildung 6.18: Geschwindigkeitsverlauf beim Notstoppmanöver für Schiff 2 

61



Abbildung 6.20: Geschwindigkeitsverlauf beim Beschleunigungsmanöver für Schiff 2 

62



Das dritte Schiff ist eine Doppelendfähre. Der Antrieb besteht aus zwei Verstellpropellern und 

4 Viertaktdieselmotoren mit Generatoren, die zur Versorgung der beiden Asynchronmotoren 

eingesetzt werden. Die Hauptabmessungen des Schiffes sind in Tabelle 6.c zu sehen. Abbildung 

6.22 zeigt den Spantenriss des Schiffes. 

Bei der untersuchten Doppelendfähre werden extrem hohe Anforderungen an die Manövrierfähigkeit 

gestellt, da sie in schwieriger Umgebung operiert (vgl. Abb. 6.21). Im sogenannten Active 

Pass treten komplexe Strömungszustände auf (bis zu 8 Knoten Gezeitenströmung), welche u.a. 

Schiffsbegegnungen erschweren. Da das Seegebiet unter Naturschutz steht, ist eine spezielle 

Genehmigung für Schiffe erforderlich, welche in diesem Seegebiet verkehren sollen. 

Abbildung 6.21: Seegebiet Active Pass in British Columbia, Kanada 

Die im Rahmen dieser Arbeit implementierten Modelle wurden in der Entwurfsphase dieses 

Schiffes verwendet, um die Automation insbesondere im Hinblick auf das Stopp- und Beschleunigungsverhalten 

zu optimieren. Dabei stand unter anderem das Verhalten des Bugpropellers 

im Mittelpunkt. Es wurden verschiedene Strategien zur Automation der Propellersteigung für 

Bug- und Heckpropeller miteinander verglichen, um z.B. die Verstellrate für die Propellerflügel 

zu optimieren. 

63



Das Schiff wird im Konstantdrehzahlmodus betrieben. Die Nenndrehzahl der Propeller liegt 

bei ca. 118 Umdrehungen pro Minute. Der Propellerdurchmesser beträgt 5 m. 

Im Normalbetrieb wird nur der hintere Propeller zur Schuberzeugung eingesetzt. Der vordere 

Propeller wird in Segelstellung gebracht (trailing edge feathering) und dreht sich bei Geradeausfahrt 

nicht. Das Schiff ist mit zwei Vollschweberudern ausgestattet. 

Tabelle 6.c: Beispielschiff 3: Doppelendfähre 

L pp 

154,00 m 

B 

28,2 m 

T D 

5,75 m 

Verdrängung 

ca. 10.000 t 

Servicegeschwindigkeit ca. 21,0 Knoten 

Propulsion 1 Verstellpropeller an Bug und Heck / 

Viertaktdieselmotoren als Generatorantrieb für asynchrone E-Motoren 


Das Beschleunigungsverhalten des betrachteten Schiffes soll optimiert werden. Dazu muss 

die Flügelverstellrate des Heckpropellers auf den Motor abgestimmt werden. Beide Propeller 

können mit einer maximalen Rate von 1, 8 ◦ /s verstellt werden. Allerdings verbleibt der Bugpropeller 

während der Beschleunigungsfahrt in der Segelstellung (92 ◦ ). Bei der betreffenden 

Automationsanlage wird in der Verstellpropellerregelung nur das Bandbreiten-Modul verwendet, 

wohingegen keine Überlastregelung über das Drehzahlsignal erfolgt. Das bedeutet, dass 

verhindert wird, dass der Motor eine statische Überlast hat. Das Drehzahlsignal wird nur zur 

Verhinderung von Überdrehzahl verwendet. 

Um das Potenzial der Antriebsanlage auszuschöpfen, werden maximale Verstellraten für verschiedene 

Bereiche vorgegeben. Am Anfang des Beschleunigungsmanövers kann der Motor eine 

sehr schnelle Propellersteigungserhöhung verkraften. Danach muss die Verstellrate deutlich geringer 

sein. Als gute Wahl hat sich eine Staffelung erwiesen, bei der zunächst der Propeller 

64


von 0 % auf 20 % mit einer Rate von 1, 2 ◦ /s verstellt wird (siehe auch Abb. 6.23). Das entspricht 

in etwa einer Lastaufschaltung von rund 7 %. In dieser Zeit (ca. 5 Sekunden) erzeugt 

der Propeller schon 40 % des Schubes, der bei Entwurfsgeschwindigkeit anliegt. Allerdings ist 

mit Kavitation und einem eventuellen Lufteinbruch zu rechnen. Nach dieser Phase wird die 

maximale Verstellrate auf 0, 3 ◦ /s begrenzt, bis der Propeller 40 % Steigung erreicht hat. Zu 

diesem Zeitpunkt liegt der Schub bei 87 %. Jetzt wird die Verstellrate noch einmal auf 0, 2 ◦ /s 

begrenzt, bis 98 % Steigung erreicht sind. In diesem Abschnitt erreicht der Propeller 100 % 

Schub nach 100 Sekunden. Nach 67 Sekunden erreicht der Schub sein Maximum von 138 %. 

Nach Erreichen der 98 % wird für ein schnelles Regelverhalten eine maximale Rate von 0, 6 ◦ /s 

verwendet. Insgesamt kann mit diesem Verfahren eine Beschleunigungszeit (0 Knoten - 21 Knoten) 

von 230 Sekunden erreicht werden (siehe auch Abb. 6.24). Der zurückgelegte Weg beträgt 

dann 1466 m. Das ergibt eine Durchschnittsgeschwindigkeit von 12,39 Knoten. Die minimale 

Drehzahl bei diesem Manöver beträgt 96, 96 % der Nenndrehzahl. Dieser Wert scheint für die 

Netzfrequenz unkritisch zu sein. Das Verhalten des Bugpropellers ist für das Beschleunigungsverhalten 

nicht von Bedeutung. 

Bei Aktivierung der Standardautomation wie beim Beispielschiff 1 oder 2 ergibt sich eine 

ähnliche Beschleunigungszeit von 256 Sekunden bei einer zurückgelegten Distanz von 1615 Metern 

(Abb. 6.25). Um die beiden Automationsvarianten vergleichen zu können, wurde bei der 

Rechnung eine ähnliche Drehzahldrückung zugelassen (3 %), wie sie beim anderen Automationsentwurf 

auftritt. Zusätzlich wurde die Flügelverstellrate auf maximal 0, 65 ◦ /s beschränkt. 

Das ist in etwa der Wert, der auch bei den Schiffen 1 und 2 verwendet wird. 

Vergleicht man die beiden Varianten miteinander, so scheint der erste Entwurf in zweifacher 

Hinsicht überlegen zu sein. Zum einen ist die Beschleunigungszeit ein wenig kleiner und zum 

anderen wird der Propellerverstellmechanismus weniger stark belastet, da die Verstellrichtung 

weitestgehend konstant ist. 


65


Abbildung 6.24: Geschwindigkeitsverlauf beim Beschleunigungsmanöver im See-Modus für 

Schiff 3 

Abbildung 6.25: Propulsionsdaten beim Beschleunigungsmanöver für Schiff 3 mit Standardautomation 

66



Beim Drehkreismanöver (44 ◦ Ruderwinkel) bleibt die Drehzahl konstant (Bahn: Abb. 6.26, 

Geschwindigkeit: Abb. 6.27 ). Auf Grund der Propellerqueranströmung erhöht sich die Propellerlast 

und die Steigung muss in der Folge reduziert werden (Abb. 6.28). In der stationären 

Kreisfahrt hat das Schiff eine Drehrate von 20, 05 ◦ /min bei einer Vorausgeschwindigkeit von 

14,16 Knoten. 

Abbildung 6.26: Bahnverlauf eines Backborddrehkreises für Schiff 3 


Um in einer Notsituation das Schiff möglichst schnell stoppen zu können, müssen die Flügelverstellraten 

sowohl des Heck- als auch des Bugpropellers auf den Motor abgestimmt werden (maximale 

Rate 1, 8 ◦ /s). Zusätzlich soll die Zeitspanne für das Starten des vorderen Fahrmotors 

minimal sein. Dazu ist eine niedrige Drehzahl und ein kleines Moment am Bugpropeller notwendig. 

Zunächst muss der Bugpropeller von seiner Segelstellung mit rund 92 ◦ auf die mechanisch 

maximale negative Position gestellt werden, um eine möglichst große Bremswirkung zu haben. 

Danach kann die Steigung wieder erhöht werden. Beim Bugpropeller muss gewährleistet sein, 

dass der Motor nicht in einen Drehzahlbereich oberhalb seiner Nenndrehzahl gerät. Das garantiert 

ein entsprechendes Überdrehzahlschutz-Modul. Simulationsrechnungen mit verschiedenen 

Variationen von Verstellraten haben ergeben, dass eine Staffelung der Verstellrate ( ˙τ < 0) 

gemäß Tabelle 6.d zu einem guten Ergebnis führt (Abb. 6.29). 

67


Abbildung 6.27: Geschwindigkeitsverlauf beim Backborddrehkreis für Schiff 3 

Abbildung 6.28: Propulsionsdaten während eines Backborddrehkreises für Schiff 3 

Das Schiff benötigt dann 140 Sekunden für einen Stoppweg von 724 m bei einer Startgeschwindigkeit 

von 21 Knoten (Geschwindigkeitsverlauf in Abb. 6.30). Der Bugpropeller wird 

mit der maximal möglichen Verstellrate umgesteuert. Allerdings erreicht der Propeller während 

des Manövers eine Drehzahl von über −100 %. Dadurch wird das Überdrehzahlschutz-Modul 

68


Tabelle 6.d: Staffelung der Flügelverstellraten für den Heckpropeller 

Bereich (in % P/D) Verstellrate in ◦ /s 

−100 ≤ τ ≤ −50 0,2 

−50 < τ ≤ 0 0,3 

0 < τ ≤ 30 0,2 

30 < τ ≤ 110 1,8 

ausgelöst und es kommt zu einer leicht verzögerten Steigungsreduktion. Der Propeller trägt 

durch seinen Widerstand einen nicht unerheblichen Bremsanteil bei. Gegen Ende des Manövers 

erreicht der Bugpropeller die erwünschte niedrige positive Drehzahl. Zu diesem Zeitpunkt wäre 

ein Starten des vorderen Fahrmotors möglich. 

Abbildung 6.29: Propulsionsdaten beim Notstoppmanöver für Schiff 3 

69


Abbildung 6.30: Geschwindigkeitsverlauf beim Notstoppmanöver für Schiff 3 

70

7 Zusammenfassung 

Das Manövrierverhalten von Schiffen ist von der Hydromechanik des Rumpfes, der Ruder, der 

Propeller und dem Verhalten der Schiffsantriebsanlage abhängig. Wenn aussagefähige Prognosen 

des Manövrierverhaltens erzielt werden sollen, so muss eine Gesamtsystemsimulation 

durchgeführt werden, in der sowohl geeignete Teil- als auch adäquate Interaktionsmodelle verwendet 

werden. 

Im Mittelpunkt dieser Arbeit steht die Entwicklung und Implementierung von Modellen für 

die Anlagenautomation, den Schiffspropeller sowie die Propeller-Rumpf-Interaktion. Mit den 

in der Arbeit entwickelten Modellen ist es möglich, Gesamtsystemsimulationen für beliebige 

nautische Manöver und für zahlreiche Anlagenkonfigurationen vorzunehmen. Unter anderem 

wird das Verhalten der Automation für Verstellpropeller nachgebildet. 

Ausgangspunkt war ein Simulationsprogramm zur Simulation nautischer Manöver, wie Drehkreisen 

oder Zickzack-Manövern auf der Basis eines modular aufgebauten Kraftmodells. Diese 

Methode wurde um die im Rahmen der Arbeit entstandenen Modelle für die Schiffsantriebsanlage 

und deren Automation, den Propeller und den Propellersog erweitert. Das Modell für 

die Automation enthält alle für den sicheren Betrieb des Motors notwendigen Teilsysteme. Das 

beinhaltet sowohl dynamische und statische Überlastmodule als auch ein Überdrehzahlschutz- 

Modul. 

Für die Modellierung der Propellerkräfte und -momente werden numerisch ermittelte Propellerfreifahrtkurven 

für verstellte Steigungswinkel verwendet. Es existieren Freifahrtkurven für 

den gesamten mechanisch möglichen Bereich. Zusätzlich werden Versuchsdaten der HSVA für 

einen modernen Propeller mit vier Flügeln integriert. In diesem Zusammenhang wurden auch 

Messungen in 3 Quadranten für sehr große Steigungen (bis zu 92 ◦ ) gemacht. Für die Simulation 

von Festpropellern werden gemessene Freifahrtkurven verwendet und in anderen Quadranten 

die Kurven der Wageninger B-Serie. 

Bei der Berechnung von Notstoppmanövern wird der Anhalteweg zu kurz ausgerechnet, wenn 

man als Sogziffer den im Propulsionsversuch unter Designbedingungen gemessenen Wert verwendet. 

Deshalb werden die Rumpfkräfte, welche durch den umgesteuerten Propeller hervorgerufen 

werden, mit Hilfe einer in dieser Arbeit entwickelten CFD-Methode berechnet. Dazu 

wird ein Modell für Potenzialströmungsberechnung mit einem Traglinienverfahren für Propeller 

kombiniert. Berechnungen für die beiden Schiffe 1 und 2 zeigten eine 3-5 mal größere 

Schubminderung, als die oben erwähnte Sogziffer hervorrufen würde. Mit den so gewonnenen 

Ergebnissen für die Sogkräfte konnte die Prognosegenauigkeit für Notstoppmanöver deutlich 

verbessert werden. 

Insgesamt zeigt der Vergleich zahlreicher Simulationen eine gute Übereinstimmung mit Großausführungsmessungen. 

Das gilt für Standardmanöver, wie Drehkreise, aber auch für Notstoppund 

Beschleunigungsmanöver. Das Verhalten des Schiffes in Bahn und Geschwindigkeit wird 

ebenso zufriedenstellend prognostiziert wie das Verhalten der Maschinenanlage. 

Es wird gezeigt, dass es möglich ist, sowohl den Kombinator- als auch den Konstantdrehzahlbetrieb 

zu simulieren. Ferner wird die Auswirkung von Notstoppprogrammen demonstriert. 

71

KAPITEL 7. ZUSAMMENFASSUNG 

Insgesamt kann die Methode dazu verwendet werden, verschiedene Automationsstrategien zu 

testen und miteinander zu vergleichen. Damit kann das Stopp- und Beschleunigungsverhalten 

von Schiffen signifikant verbessert werden. 

Für die Doppelendfähre aus Beispiel 3 wird der Anhalteweg und das Beschleunigungsverhalten 

dadurch optimiert, dass die Flügelverstellgeschwindigkeiten von Bug- und Heckpropeller variiert 

werden. 

Die Software ist für den Einsatz im industriellen Umfeld konzipiert. Die notwendigen Eingabedaten 

können durch vorhandene Werkzeuge automatisch generiert werden. Die Methode 

ist modular aufgebaut, so dass andere denkbare Automationskonzepte schnell eingefügt werden 

können. Alle Simulationsergebnisse werden automatisch grafisch aufbereitet und können 

dementsprechend schnell beurteilt werden. 

Die Software ist bereits auf einer Werft im Einsatz und wird zur Optimierung und Auslegung 

der Anlagenautomation verwendet. Dabei kann die Methode schon zu Beginn des Entwurfprozesses 

verwendet werden und mit zunehmendem Detaillierungsgrad im Entwurfsprozess immer 

präzisere Ergebnisse berechnen. 

Außerdem ist es durch leichte Modifikationen möglich, die Manövriersimulation interaktiv 

durchzuführen. Damit könnte die Methode auch in Schiffsführungssimulatoren zum Einsatz 

kommen. 

72

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76

Nomenklatur 

X Rumpf , X Ruder , X P ropeller , X Aero Kräfte in Schiffslängsrichtung in N 

Y Rumpf , Y Ruder , Y P ropeller , Y Aero Kräfte in Schiffsquerrichtung in N 

N Rumpf , N Ruder , N P ropeller , N Aero Momente um die Vertikalachse in Nm 

m 

Schiffsmasse in kg 

u S , v S 

Schiffsgeschwindigkeit in Längs- und Querrichtung in m/s 

˙u S , ˙v S Beschleunigung in Längs- und Querrichtung in m/s 2 

x G 

Längskoordinate des Gewichtsschwerpunktes in m 

ψ, ˙ψ, ¨ψ Gierwinkel in rad, Drehrate in rad/s, 

Drehbeschleunigung in rad/s 2 

I Z 

Massenträgheitsmoment um die z-Achse 

X 1,2 

Rumpfkräfte in Längsrichtung in N 

Y 1,2 

Rumpfkräfte in Querrichtung in N 

K 1,2 

Krängende Momente in Nm 

N 1,2 

Giermomente in Nm 

m X 

hydrodynamische Masse in Längsrichtung in kg 

∇ 

Schiffsverdrängung in kg 

L 

Schiffslänge in m 

g Erdbeschleunigung in kgm/s 2 

t 

Zeit in s 

∂ 

∂t 

Ableitung nach der Zeit 

∂ 

∂x 

Ableitung nach x 

µ hydrodynamische Masse in kg 

z 1 

Höhenschwerpunkt der hydrodynamischen Masse µ in m 

h 

Hebelarm in m 

k 1 , k 2 

Korrekturfaktoren 

ɛ 

doppelter Tiefgang in m 

X vv , X vr , X rr 

Manövrierkoeffizienten 

R T 

Schiffswiderstand in N 

R F 

Reibungswiderstand in N 

x T 

Ablösestelle in m 

ρ Wasserdichte in kg/m 3 

c D 

Widerstandsbeiwert 

d 

Spanttiefgang in m 

KG 

Vertikalkoordinate des Gewichtsschwerpunktes 

Γ Zirkulation in m 2 /s 

77


ω 

Drehgeschwindigkeit in rad/s 

δ 0 

Nullauftriebsrichtung in rad 

c a 

dimensionsloser Auftriebsbeiwert 

l 

Profiltiefe in m 

u p , v p 

axiale- und tangentiale Geschwindigkeit in m/s 

k 0 

Steigung der freien Wirbel 

β i 

Steigungswinkel der freien Wirbel in rad 

N 

Anzahl der Propellerflügel 

T 

Propellerschub in N 

Q P 

Propellermoment in Nm 

R 

Propellerradius in m 

R h 

Propellernabenradius 

κ 

Goldsteinfaktor 

r 

Radialkorrdinate in m 

θ 0 

Ausgangslage des Propellerflügels in rad 

x P , y P , z P Koordinaten des Propellers in m 

C T H 

Schubbelastungsgrad 

u 07R , v 07R Induzierte Axial- bzw. Tangentialgeschwindigkeit an der Stelle r = 0, 7 · R 

U ∞ 

Propellerstrahlgeschwindigkeit in m/s 

U a 

Propelleranströmgeschwindigkeit in m/s 

r ∞ 

Strahlradius in m 

KT, ct 

Schubbeiwert 

KQ, cq 

Momentenbeiwert 

J 

Fortschrittsziffer 

β 

Propeller Fortschrittswinkel in ◦ 

Ω 

Flüssigkeitsgebiet 

S 

Rand des Flüssigkeitsgebietes 

f(⃗x) = φ(⃗x) Störpotenzial 

g(⃗x) 

Greenfunktion 

⃗n 

Normalenvektor 

⃗x 

Ortsvektor 

c P 

dynamischer Druckbeiwert 

P 

Propellersteigung 

D 

Propellerdurchmesser 

t 

Sogziffer 

Q M 

Motormoment in Nm 

τ 

Propellersteigungssignal in %/100 P/D 

K dyn , K rpm , K stat Korrekturzahl zur Steigungsregelung 

n Drehzahl in 1/s 

ζ Einspritzmenge in %/100 

τ 

Propellersteigungsverstellgeschwindigkeit in %/100P/D 

s 

P P 

Proportionalanteil der Steigungsregelung 

P Ladeluft Ladeluftdruck in kPa 

P F 

Proportionalanteil der Drehzahlregelung 

I 

Integralanteil 

J Massenträgheitsmoment in kgm 2 

P S 

Backbord 

XB 

Steuerbord 

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