DVS_Bericht_402LP

2025
DVS-BERICHTE
TAGUNG
UNTERWASSERTECHNIK

10. TAGUNG
UNTERWASSERTECHNIK 2025
Vorträge der Veranstaltung in Hamburg
vom 6. November 2025
Veranstaltet von:
In ideeller Zusammenarbeit mit:

Bibliografische Information der Deutschen Nationalbibliothek
Die Deutsche Nationalbibliothek verzeichnet diese Publikation in der Deutschen
Nationalbibliografie; detaillierte bibliografische Daten sind im Internet über
http://dnb.d-nb.de abrufbar.
DVS-Berichte Band 402
ISBN: 978-3-96144-302-4 (Print)
ISBN: 978-3-96144-303-1 (E-Book)
Alle Rechte, einschließlich Übersetzungsrecht, vorbehalten. Nachdruck und Vervielfältigung
dieses Bandes oder von Teilen desselben nur mit Genehmigung der DVS Media GmbH,
Düsseldorf.
© DVS Media GmbH, Düsseldorf ⋅ November 2025
Herstellung: WIRmachenDRUCK GmbH, Backnang

Vorwort
Die 10. Tagung Unterwassertechnik zeigt ein spannendes und dynamisches Innovationsfeld auf!
Es sind mehr als 70 % der Erdoberfläche von Wasser bedeckt – das erfordert, dass der Mensch
moderne Energieinfrastruktur wie Pipelines und Windkraftanlagen auch am und im Meer installieren und
in Stand halten muss. Das ist eine Kernaufgabe der Unterwassertechnik.
Der Laie denkt bei Unterwasserarbeiten möglicherweise ausschließlich an das Tauchen im blauen Meer
unter guten Sichtbedingungen. Die Wahrheit sieht gänzlich anders aus. Taucher arbeiten unter Wasser
unter körperlich extrem herausfordernden Bedingungen. Die Sichtweite ist oft sehr gering oder gar nicht
vorhanden. Bei eingeschränkter Kommunikation und hohem Wasserdruck müssen
Unterwasserarbeiten teils unter schwersten Bedingungen durchgeführt werden. Und dennoch – oder
gerade deshalb – ist die Unterwassertechnik mit dem Unterwasserschweißen eines der spannendsten
und dynamischsten Innovationsfelder unserer Zeit.
Die Tagung „Unterwassertechnik“ ist mit ihrer 10. Auflage seit Jahrzehnten ein fester Bestandteil in der
maritimen Branche und zeigt eindrucksvoll, wie vielfältig und dynamisch sich die Unterwassertechnik in
den letzten Jahren entwickelt hat. Zur Jubiläumsausgabe werden interessante Einblicke in aktuelle
Anwendungs- und Verfahrenstechniken unter Wasser gegeben, neueste Ergebnisse aus
Forschungsprojekten vorgestellt sowie interessante Praxisbeiträge geliefert. Die 10. Tagung
Unterwassertechnik ist mit ihren Fachbeiträgen sowohl für Fachleute wie auch Berufseinsteiger ein
wertvoller Wissensaustausch.
Wir laden Sie ein, zusammen mit der Programmkommission der Tagung, in diese spannende
Unterwasserwelt einzutauchen!
Mit herzlichen Grüßen
Dipl.-Ing. Daniel Engel
Vorsitzender der
Programmkommission
Dr.-Ing. Christoph Heering
Technischer Referent
DVS e. V. – Deutscher Verband
für Schweißen und verwandte
Verfahren e. V.

Inhaltsverzeichnis
Vorträge
Keynote
Havarieschaden „Schleuse Müden“ – Reparatur mit Notschleusungen .................... 1
U. Zwinge
Session I: Welche neuen Anwendungs- und Verfahrensechniken gibt es?
Numerische und experimentelle Untersuchungen von Schäden am
Kabelschutzsystem im Nahbereich von Offshore-Gründungsstrukturen unter
Berücksichtigung der Fluid-Struktur-Boden Interaktion ............................................. 7
G. Galal, A. Brehm
ROV-basierte 3D-Vermessung in 80m Tiefe zur Instandsetzung der
Grundablässe der Rappbodetalsperre ..................................................................... 22
O. Kahmen, L. Naue, H. Haufe, A. Rudolf
Mechanische, automatisierte Reinigung von Unterwasserstrukturen ...................... 34
M. Beume
Gesetzliche Rahmenbedingung bei der Durchführung von Unterwasserarbeiten ... 41
P. Husmann
Session II: Was gibt's Neues aus der Forschung & Entwicklung?
Aktuelle Entwicklungen zu Unterwasser-Reparaturverfahren von
Korrosionsschutzbeschichtungen für Offshore-Strukturen ...................................... 44
J. Schubert, V. Cherewko, M. Irmer
Neue Entwicklungen beim nassen Unterwasserschweißen unter
Berücksichtigung des diffusiblen Wasserstoffs ........................................................ 51
T. Scheithauer, L. Vaccari, I. Lendel, H. J. Maier, T. Hassel
Geklebte Halterungen in maritimen Beanspruchungszonen: Aktueller
Forschungsstand und Perspektiven . ....................................................................... 52
L. Lemmrich, L. Fröck, A. Knape, T. Hassel, J. Boretzki, L. Vaccari

Session III: Neue Technologien? Ein Überblick im Technologie-Dschungel
Neue Entwicklungen in der Lasertechnik: Blaue Hochleistungslaser für die
Unterwasserbearbeitung .......................................................................................... 61
S. Britten, S. Koß
Neutralisierung von Munitionsaltlasten unter Wasser mit Hilfe eines
Laserstrahlkerbprozesses ........................................................................................ 62
J. Leschke, B. Emde, O. Meier
Qualitätssicherung bei Unterwasserinspektion und -manipulation ........................... 73
G. Pihl, B. Watermann
Autorenverzeichnis ............................................................................................... 74

Havarieschaden „Schleuse Müden“ – Reparatur mit
Notschleusungen
Ulrich Zwinge, Wasserstraßen- und Schifffahrtsamt Mosel-Saar-Lahn, Koblenz
Am 08. Dezember 2024 ereignete sich an der Moselschleuse Müden eine schwere
Havarie, als ein mit 1.500 Tonnen beladenes Gütermotorschiff gegen das
geschlossene Untertor der Schleuse prallte. Die Kollision verursachte erhebliche
Schäden. Beide Torflügel wurden aus ihren Verankerungen gerissen und stark
deformiert, ebenso die hydraulischen Antriebszylinder und der dortige Massivbau. Das
Schiff selbst erlitt Schäden am Bug oberhalb der Wasserlinie, blieb jedoch
schwimmfähig. Personen kamen glücklicherweise nicht zu Schaden.
Das Wasserstraßen- und Schifffahrtsamt Mosel-Saar-Lahn (WSA MSL) konnte bis
zum Ende des Jahres alle 72 festsitzenden Schiffe per Notschleusung durch die
defekte Schleuse bringen. Bis zum 31. Januar 2025 konnte das defekte Tor und die
Antriebe ausgetauscht und der beschädigte Beton des Unterhauptes repariert werden,
sodass die Schifffahrt am 01.02.2025 durch Verkehrsminister Wissing wieder frei
gegeben werden konnte.
1 Havarie und ihre Folgen
Die Havarie führte zur sofortigen Sperrung der Schleuse Müden, der einzigen
Schleusenkammer für die Großschifffahrt an dieser Staustufe, wodurch der
Schiffsverkehr auf der Mosel zwischen Rhein, Saar und der französischen Grenze zum
Erliegen kam. Über 70 Schiffe waren betroffen und konnten die Mosel talwärts in
Richtung Rhein nicht mehr verlassen.
Bild 1. Zerstörtes Untertor an der Schleuse Müden
Das Wasserstraßen- und Schifffahrtsamt (WSA) Mosel-Saar-Lahn reagierte
umgehend. Am 12. Dezember 2024 wurden die beschädigten Torflügel mit zwei
Autokränen erfolgreich ausgebaut. Die Schäden unterhalb der Wasserlinie wurden
anschließend trockengelegt und analysiert.
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2 Notschleusung der Schiffe
Oberhalb der Schleuse Müden waren durch die Havarie über 70 Schiffe gefangen.
Bild 2. Schifffahrt oberhalb von Müden nach der Havarie
Schon zwei Tage nach der Havarie fand die erste Krisensitzung im Außenbezirk (ABz)
Brodenbach statt. Dort entstand die Idee der Notschleusungen mit Hilfe der
Revisionsverschlüsse.
Wesentlicher Teil zum Erfolg der Notschleusungen hatten die unter dem untersten
Dammbalken angebrachten Kanthölzer (Hart-PVC). Sie ermöglichten, dass das
Wasser aus der Schleusenkammer auf Unterwasserstand abgelassen werden konnte.
Eine einmal begonnene Talschleusung konnte dadurch jedoch nicht mehr gestoppt
werden.
Bild 3. Anschrauben der Kanthölzer an den unteren Dammbalken des
Revisionsverschlusses
Bei den Notschleusungen leisteten u.a. die Taucher einen wichtigen Beitrag. Bei allen
unter Wasser gesetzten Dammbalken war ein Tauchereinsatz zum Befestigen der
Kranseile notwendig. Es waren über 150 Tauchereinsätze notwendig.
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Bild 4. WSV-Taucher hängen die Kranseile an den Dammbalken
Am 16. Dezember 2024 konnte das erste Schiff, das GMS Allegria, zu Tal
notgeschleust werden. Der erste Meilenstein konnte am 23. Dezember 2024 erreicht
werden. Alle vor Ort wartenden Schiffe konnten noch vor Weihnachten zu Tal
geschleust werden. Mittels der als Revisionsverschluss gedachten Dammbalken und
über 1.000-maligem Setzen selbiger durch einen großen Mobilkran, konnte am
27.12.2024 das letzte Schiff der 72 Fahrzeuge dank der sogenannten
„Notschleusungen“ in das Unterwasser gebracht werden und seine Reise Richtung
Rhein fortsetzen.
3 Instandsetzung des Massivbaus
Nachdem nach Weihnachten die letzten Talfahrer geschleust waren, wurden direkt im
Anschluss die Revisionsverschlüsse für das Trockenlegen der Schleusenkammer
gesetzt. Dabei kamen die gleichen Dammbalken zum Einsatz. Nach dem
Trockenlegen der Kammer begannen die Vorbereitungen für die Sanierung des
Massivbaus.
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Bild 5. Gerüst am Unterhaupt der Schleuse
Der beschädigte Beton musste auf voller Höhe abgetragen werden. Selbst die
Bewehrung war beschädigt und wurde später durch neue ersetzt. Neben den
Dichtleisten mussten auch die Halslagerböcke ersetzt werden, die durch die Havarie
vollständig zerstört wurden. Sie dienen einem sicheren Halt der Torflügel beim
Bewegen zum Öffnen und Schließen des Schleusentores.
Bild 6. Halslagerbock
Um die Aushärtungszeit des Betons so weit wie möglich zu reduzieren, wurde mit Hilfe
der beauftragten Fachfirma und der Bundesanstalt für Wasserbau (BAW) eine
besondere Betonrezeptur ermittelt. Sie ermöglichte nach dem Einbringen des Betons
bereits ein Ausschalen und Weiterarbeiten nach 3-5 Tagen. Das Einbringen des
Betons war schwerste körperliche Handarbeit, da dieser mittels ca. 25 kg schweren
Eimern an die entsprechenden Stellen getragen werden musste.
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Bild 7. Betonarbeiten mittels Eimer
4 Einbau des Ersatztors
Nachdem die Betonarbeiten planmäßig beendet wurden, konnte das im Bauhof Trier
ausgerüstete Ersatztor rechtzeitig per Schiff zur Schleuse Müden geliefert werden.
Bild 8. Verladung der Torflügel auf Tieflader
Die beiden Torflügel wurden von ihrem bisherigen Lagerplatz auf dem Decksprahm im
Oberwasser mittels Autokran und Schwertransporter zum Untertor gebracht. Dies war
eine besondere Herausforderung, da die Torflügel deutlich breiter als der
Schwertransporter waren.
Begonnen wurde mit dem Einbau des linken Torflügels. Hier zeigte sich die gute und
qualitätssichere Vorbereitung. Beide Flügel konnten ohne größere Probleme jeweils in
die Kalotten eingestellt und oben befestigt und justiert werden.
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Bild 9. Einhängen der Torflügel
Mit der Durchfahrt des BS „Mainz“ am 1. Februar 2025 konnte die Schleuse Müden in
nur 55 Tagen nach der schweren Havarie wieder für den Schiffsverkehr freigegeben
werden. Aus diesem Anlass besuchte der Bundesminister für Verkehr und Digitales,
Herr Volker Wissing, sowie weitere Politiker und Gäste die Baustelle in Müden.
Bild 10. Der ehemalige Verkehrsminister Volker Wissing eröffnet die Schleuse
Herr Minister Wissing sprach den anwesenden Beschäftigten der WSV und den
beteiligten Firmen für die hervorragende Arbeit und der schnellen Freigabe für die
Schifffahrt seinen herzlichen Dank aus.
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Numerische und experimentelle Untersuchungen von
Schäden am Kabelschutzsystem im Nahbereich von
Offshore-Gründungsstrukturen unter Berücksichtigung
der Fluid-Struktur-Boden-Interaktion
Dr. -Ing. Galal Galal, Dipl.-Ing. Andreas Brehm – ESOS Wind GmbH, Aurich
Im Vortrag werden Zwischenergebnisse aus dem BMWK-geförderten Forschungsprojekt
CableProtect vorgestellt, das sich mit den Ursachen und Mechanismen von Schäden
an Cable-Protection-Systemen (CPS) im Umfeld von Offshore-Strukturen beschäftigt.
Aufgrund der multiphysikalischen Zusammenhänge zwischen CPS-Kabel-Struktur,
umgebendem Fluid und der sich über die Lebensdauer verändernden Bodentopografie
wird das Projekt von der ESOS Wind GmbH in Kooperation mit dem Entwicklungszentrum
für Schiffstechnik und Transportsysteme (DST, Duisburg) sowie dem Geotechnikinstitut
der Universität Siegen bearbeitet.
Der Schwerpunkt der Präsentation liegt auf dem numerischen Modell zur Fluid-Struktur-Interaktion
(FSI) zwischen hydrodynamischer Anregung und der strukturmechanischen
Antwort des CPS/Kabelstranges, das von der ESOS Wind GmbH entwickelt und
eingesetzt wird.
Das Projekt läuft bis Ende 2026; aktuelle Informationen sind unter
www.cableprotect.net verfügbar.
1 Hintergrund und Motivation
Das BMWK-geförderte Projekt wurde 2022 initiiert, nachdem in der Offshore-Windindustrie
vermehrt Schäden an Cable-Protection-Systemen (CPS) auftraten. Betreiber
äußerten sich hierzu zunächst zurückhaltend, doch seitdem werden immer häufiger
Bild- und Fallberichte über beschädigte oder freigelegte CPS-Abschnitte veröffentlicht
(siehe z.B. [1]).
Die parallel zur Projektlaufzeit veröffentlichte OWA-Leitlinie „Cable Protection Systems
– Best Practice Guideline“ [8] (2024) greift diese Problematik auf und betont,
dass bei früheren CPS-Generationen Umweltlasten und Randbedingungen häufig unterschätzt
wurden. Während für die Seekabel selbst konservative Auslegungen üblich
waren, wurden die Übergangs-, Schutz- und Kopplungsbereiche (Kabel – CPS – Fundament)
nicht ausreichend realistisch hinsichtlich Wellen- und Strömungseinflüssen
bemessen.
Ein Ziel des CableProtect Projektes ist es, diese Zusammenhänge quantitativ zu erfassen
und daraus belastbare Bemessungs- und Lebensdauermodelle abzuleiten. Untersucht
werden unter anderem der Einfluss von
• Ausrichtung des CPS-Stranges zur Wellenlaufrichtung,
• Anschlusshöhe am Monopile,
• Wellenhöhen zu Wassertiefenverhältnissen,
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• Seegangs erregte Bewegungen des Monopiles und dessen Relativbewegungen
zum CPS,
• sowie zeitlich veränderte Lagerungsbedingungen des CPS infolge von Auskolkungen.
2 Stand der Technik
2.1 Kabelschutzsysteme an Offshore-Windenergieanlagen
Ein leistungsfähiges CPS muss mehrere Anforderungen erfüllen:
• Biegewiderstand im Rahmen der Kabel-Biegeradiusgrenze,
• Festigkeit gegenüber zyklischen hydrodynamischen Belastungen sowie Extremereignissen,
• Steifigkeit im Bereich des Monopileeinlasses und Übergangs vom Kolkschutz
zur Mudline.
Die größte Herausforderung besteht in der zeitabhängigen Veränderung der Bodenkontur.
Kolkbildung und wechselnde Lagerungsbedingungen verändern das Auflagerund
Bewegungsverhalten des CPS kontinuierlich. Dadurch können Relativbewegungen,
Verklemmen oder lokale Überlastungen auftreten.
Für Entwurf und Nachweis existieren verschiedene Regelwerke, u. a.:
• BSH-Standard „Konstruktive Ausführung von Offshore-Windenergieanlagen“
(2020) [4],
• DNV-ST-0359 „Subsea Power Cables for Wind Power Plants“ (Rev. 01, 2023)
[5],
• DNV-RP-0360 „Subsea Power Cables in Shallow Water and Landfall Areas“ [6],
• DNV-RP-C205 „Environmental Conditions and Environmental Loads“ [7].
Obwohl CPS-Systeme nach diesen Normen für eine Lebensdauer von 25 bis 30 Jahren
ausgelegt werden, zeigen Betriebserfahrungen häufig Schäden bereits nach 6 bis
8 Jahren – z. B. Abrieb, Rissbildung oder Verlust der Stützfunktion.
Die OWA-Leitlinie [8] (2024) empfiehlt daher, Lastannahmen und Kopplungsbedingungen
künftig realitätsnäher zu definieren und Installation, Betrieb und Bodendynamik
integrativ zu berücksichtigen.
2.2 Unterwasser-Reparaturen und Maßnahmen zur Schadensreduktion
Typische CPS-Schäden betreffen Rissbildung, Abrieb, Bruch oder Lockerung im Bereich
des CPS-Stranges. Diese Defekte erfordern häufig aufwändige Unterwasser-Reparaturen,
da die Systeme nur im maritimen Umfeld zugänglich sind.
In der Praxis werden beschädigte Segmente u.a. durch Brückenkonstruktionen mit benachbarten
Elementen verbunden oder bei beginnender Abrasion der auf dem
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Kolkschutz liegende CPS-Strang mit Steinen gefüllten Netzen (Rockbags) oder
Schutzmatten abgedeckt, um Bewegungen zu begrenzen (siehe Bild 1).
Diese Maßnahmen mindern kurzfristig die Belastungen, ändern jedoch nichts an den
ursächlichen hydrodynamischen und geotechnischen Einflussfaktoren.
Bild 1. UW-Reparatur eines CPS (links, aus [2]) und installierte Rockbags (rechts,
aus [3])
3 Referenzgeometrie und -standort
Zur Projektdurchführung wurde eine generische OWEA entworfen, die sich an dem
Design der ersten Offshore-Windparks (3-5 MW-Klasse) orientierte. Als Referenzstandort
wurde die deutsche AWZ in der Nordsee ausgewählt. Umgebungsbedingungen
wurden in Abstimmung mit den assoziierten Projektpartnern (BSH, EnBW und Mibau
Holding GmbH) definiert. Ausgewählte Randbedingungen, wie z.B. die Wassertiefe,
wurden innerhalb einer Spanne ausgewählt, um deren Einfluss auf die resultierenden
Lasten innerhalb des Projektes zu untersuchen.
Das generische CPS wurde von einem System abgeleitet, dass häufig in der Bauzeit
der ausgewählten Turbinenklasse eingesetzt wurde.
Bild 2 zeigt den schematischen Aufbau des Kolkschutzes und die Hauptdaten der
OWEA, die als Referenz für das Projekt verwendet wurde.
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Bild 2. Schematischer Aufbau und Hauptdaten der untersuchten Referenzgeometrie
im Nahbereich eines Kabelanschlusses einer OWEA
4 Numerische Untersuchungen
Zur Untersuchung der Fluid-Struktur-Boden-Interaktion wurde ein kombinierter numerischer
Ansatz entwickelt, bei dem CFD-basierte hydrodynamische Lasten mit strukturmechanischen
Finite-Elemente-Berechnungen gekoppelt wurden. Dabei wird innerhalb
des Projektes sowohl die Fluid-Struktur-Interaktion (FSI) des CPS-Kabelstranges
mit dem umgebenden Seewasserbewegungen als auch die durch die Fluid-Partikel-
Interaktion (FPI) entstehenden Auskolkungserscheinungen untersucht.
Im Zuge des Projektes werden umfangreiche CFD- Analysen zur Ermittlung der wirkenden
hydrodynamischen Lasten an dem Referenz CPS-System durchgeführt.
Hierzu wurden neben starren CFD-Modellen zum Lastenscreening auch Modelle mit
einer 1- und 2-Wege FSI- Kopplung auf Basis einer vereinfachten CPS-Geometrie und
der Monopilestruktur innerhalb einer Finiten-Volumen Methode (StarCCM+) umgesetzt.
Für die detaillierten FE-Analysen wurde die Software Nastran, für die Lebensdauerberechnungen
WinLife eingesetzt.
Im Weiteren wird aus den bisherigen FSI-Untersuchungen eine Vorgehensweise zur
Ermittlung von Ermüdungslasten (FLS) vorgestellt.
4.1 Ermittlung und Übertragung der hydrodynamischen Wellenlasten
Zur Ermittlung der Wellenlasten in der hier vorgestellten Methode wurde ein CFD-Model
verwendet, dessen CPS-Geometrie auf der detaillierten Oberflächenbeschreibung
des FE-Modelles basiert und das während der instationären Berechnungen als starre
Geometrie betrachtet wurde.
Als Basis für die Berechnungen wurde eine Wellen-Statistik aus Einzelwellenmessungen
in der Nordsee verwendet und die Lasten durch harmonische Wellenzüge von 1m
bis 18m Höhe untersucht. Die Auswertung erfolgte in einem Koordinatensystem, dessen
X-Achse quer und dessen Y-Achse axial entlang des Kabelstranges verlief. Bild 3
zeigt die wirkenden Lasten auf dem gesamten CPS-Strang für unterschiedliche Wellenhöhen
bei einem Standort mit einer Wassertiefe von 25m und einer Kabelanschlusshöhe
am Monopile von 4m über dem Kolkschutz.
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Aus einer Zeitreihe von mehreren Wellenperioden wurden die jeweils maximale Last
bei einem Wellenberg und einem Wellental ermittelt und anschließend die zugehörige
Druckverteilung über eine Schnittstelle an das Finite-Elemente-Modell (FEM) übertragen.
Bild 3. Quer (links) und axial (rechts) wirkende Kräfte auf den gesamten CPS-Strang
bei quer (90°) einfallenden, harmonischen Wellen bei unterschiedlichen Wellenhöhen
4.2 FE- Spannungsanalyse bei Maxima/Minima der harmonischen Wellenzüge
Für die strukturmechanische Untersuchung wurde die vom CFD-Modell berechnete,
hydrodynamische Lastverteilung auf das Finite-Elemente-Modell des Kabelschutzsystems
(CPS) übertragen (Bild 4). Dadurch blieb die räumliche Struktur der Druck- und
Schubanteile entlang des CPS vollständig erhalten und konnte in der FE-Analyse direkt
weiterverwendet werden.
An repräsentativen Zeitpunkten – maximale Lasten bei Wellenberg und Wellental –
wurden die jeweiligen Spannungszustände berechnet (Bild 5). Aus der Differenz dieser
beiden Lastfälle ergaben sich die Schwingbreiten der Spannungen, insbesondere die
Schubspannungsamplituden, die in direktem Zusammenhang mit der zyklischen Materialbeanspruchung
stehen.
Für die FE-Spannungsanalyse wurde ein detailliertes 3D-Kontaktmodell erstellt, dass
die Übergangsbereiche zwischen Kolkschutz, Restrictor und CPS-Strang explizit abbildet
(Bild 6).
Auf diese Weise lassen sich Spannungsgradienten, lokale Spannungskonzentrationen
sowie kritische Übergangsbereiche identifizieren, etwa im Anschlussbereich des Restrictors
und an den Auflagerpunkten am Kolkschutz.
Die resultierenden Spannungs- und Dehnungsfelder bilden die Grundlage für die anschließende
Lebensdauerbewertung, in der die ermittelten Schubspannungsamplituden
zur multiaxialen Ermüdungsanalyse herangezogen werden.
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Bild 4. Schematischer Ablauf der Spannungsanalyse für maximale Lasten bei Wellental-
und Wellenberg-Begegnungen
Bild 5. Auswahl der relevanten, maximalen Lasten bei Wellental- und Wellenberg-
Begegnungen
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Bild 6. Detail-Ansichten des verwendeten FE-Modells mit der notwendigen, hohen
Anzahl von Kontaktdefinitionen
4.3 Lebensdauerberechnung und Ermüdungsanalyse
Zur Bewertung der Langzeitbeanspruchung wurde die in Kapitel 4.2 ermittelte FE-
Spannungsantwort in der Software WinLife weiterverarbeitet.
Die aus CFD → FE überführten Lasten wurden in positive und negative Halbwellen
zerlegt, wodurch sich für jeden Punkt ein zyklischer Spannungs-Dehnungs-Verlauf
ergibt.
Die daraus abgeleiteten Spannungs- und Schubspannungsamplituden bilden die
Grundlage der multiaxialen Ermüdungsanalyse.
Für die Werkstoffe des CPS – meist HDPE-basierte Thermoplaste – wurden klassische
Wöhlerkurven nur ergänzend verwendet; entscheidend sind dehnungs- und bruchmechanische
Ansätze, die das nichtlineare Materialverhalten besser abbilden.
Zur Ermittlung der zyklischen Schädigung wurden verschiedene kritische-Ebenen-Methoden
angewendet, darunter:
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• der Brown–Miller-Ansatz,
• das Fatemi–Socie-Kriterium,
• sowie das Dang Van-Modell.
Diese Ansätze kombinieren Schub- und Normalspannungsanteile auf derjenigen Materialebene,
die unter der vorliegenden Belastung die größte Schädigung erfährt.
Sie ermöglichen eine realitätsnahe Beschreibung der Rissinitiierung unter mehrachsiger
zyklischer Beanspruchung (Bild 7).
Auf Basis der ermittelten Schädigungsparameter erfolgte anschließend die Miner’sche
Schadensakkumulation über den gesamten Betriebszeitraum.
Dadurch ließ sich die erwartete Lebensdauer der CPS-Struktur bestimmen und die
räumliche Verteilung der Schadenswahrscheinlichkeit darstellen.
Besonders kritische Zonen zeigten sich im Übergangsbereich vom Kolkschutz zu freiliegenden
Abschnitten sowie im Anschlussbereich des Restrictors.
Die gewonnenen Ergebnisse dienen nicht nur der quantitativen Lebensdauerprognose,
sondern auch als Grundlage für den Vergleich mit den geplanten experimentellen
Prüfungen im weiteren Projektverlauf.
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Bild 7. Ablauf der multiaxialen Ermüdungs- und Schadensbewertung
4.4 FE-Analysen des Verformungsverhaltens bei unterschiedlichen Wellenhöhen
Bei der Auswertung der FE-Analysen war auffällig, dass die maximal auftretenden Verformungen
nicht mit zunehmenden Wellenhöhen steigen: So wurden bei 8 m und 10 m
(Bild 8 und Bild 9) größere maximale Verformungen erreicht als bei 18 m Wellenhöhe.
Mögliche Ursache hierfür könnten sich mit der Strömungsgeschwindigkeit ändernde
Einflussradien der Monopile-Umströmung und wechselnde Kontaktbedingungen
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zwischen den einzelnen CPS-Elementen sein, auf die im nächsten Abschnitt näher
eingegangen wird.
Zudem wurde festgestellt, dass die Kontakt- bzw. Reibungsbedingungen zwischen den
CPS-Elementen und dem Kolkschutz (Top-Layer) einen großen Einfluss auf das Verformungsverhalten
des CPS-Stranges haben. Im derzeitigen FE-Modell wurden zunächst
hohe Reibungskoeffizienten angesetzt. Im weiteren Projektverlauf wird die Universität
Siegen auf Grundlage von Versuchen realitätsnahe Reibungsbeiwerte ermitteln,
die dann im FE-Modell übernommen werden können.
Im schrägen Übergangsbereich, in dem das CPS Kontaktflächen zum Filter-Layer hat,
treten hingegen große Verformungen auf, bevor das Kabel unter der Mudline eingebettet
ist. In diesem Bereich ist daher mit einer sekundären Ausknickung bzw. Umlagerung
des Kabels zu rechnen.
Materialsteifigkeiten zwischen E = 900 MPa und 3000 MPa wurden untersucht. Dabei
zeigen sich verschiedene Verformungsmuster: Bei dem steiferen Material tritt beim
Wellenberg die erste Eigenform auf, während im Wellental die zweite Eigenform dominiert
(Bild 8). Bei dem Einsatz eines weicheren Materials tritt sowohl beim Wellenberg
als auch -tal die erste Eigenform in Erscheinung (Bild 9).
Diese Ergebnisse verdeutlichen, dass das Verformungsverhalten nicht nur von der
Wellenphase und Lagerbedingungen, sondern auch wesentlich von den Materialkennwerten
des CPS beeinflusst wird.
Ergebnisse aus den Verformungsanalysen werden im Projektverlauf als Eingangsgröße
an einer definierten Schnittstelle der Universität Siegen übergeben, damit auf
dieser Grundlage die FPI- Untersuchungen zum Auskolkungsprozess durchgeführt
werden können. Bild 10 zeigt beispielhaft die Verformungen bei einer 10 und 12m
Welle und einer Materialsteifigkeit von 900 MPa.
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Bild 8. Verformung des CPS-Stranges bei einer 8m Welle und einem E-Modul von
3000MPa: 1.Eigenform beim Wellenberg (oben), 2. Eigenform beim Wellental (unten)
Bild 9. Verformung des CPS-Stranges bei einer 10m Welle und einem E-Modul von
900MPa: 1.Eigenform beim Wellenberg (oben) und Wellental (unten)
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Bild 10. Verformung des CPS-Stranges bei einer 10m (oben) und 12m Welle (unten)
bei Verwendung eines E-Modul von 900MPa im Kabeleintrittsbereich unter die Mudline
(Schnittstelle zu FPI-Untersuchungen)
4.5 CFD-Analyse unerwarteter Lastphänomene
Die Auswertung der wirkenden Lasten auf den gesamten CPS-Strang in den CFD-
Untersuchungen für unterschiedliche Wellenrichtungen bestätigt die OWA-Leitlinie
(2024, [8]), nach der die Queranströmung (90°) die höchsten globalen Lasten erzeugt.
Daher empfiehlt OWA, diese Richtung für die Bemessung anzusetzen („waves normal
to the CPS axis are typically governing“).
Eine differenzierte Betrachtung der Schnittlasten entlang des CPS zeigt jedoch, dass
bei 135°-Anströmung im Übergangsbereich zwischen Restrictor und den einzelnen
CPS-Segmenten deutlich erhöhte axiale Schnittlasten auftreten.
Diese führen zu Relativbewegungen zwischen den CPS-Elementen und können ein
Lösen der Kontakte begünstigen.
Die Ursache liegt in der Monopile-Umströmung, die einen Einfluss auf dem CPS-
Strang hat: Im Nahbereich zwischen dem Monopile und dem schräg einlaufenden
Restrictor entsteht ein lokales Unterdruckfeld, das den steifen Restrictor „ansaugt“,
während der flexiblere CPS-Strang sich weiter außen im freieren Strömungsfeld
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befindet und durch die Orbitalgeschwindigkeiten der Welle radial vom Monopile weggezogen
wird.
Für die Auswertung der Kräfte wurde der CPS-Strang in vier Teile unterteilt und für
drei unterschiedliche Wellenlaufrichtungen untersucht, siehe Bild 11.
Betrachtet man die entlang der Kabelausrichtung bzw. in Radialrichtung des Monopiles
wirkenden Kräfte am CPS-Strang, so sind die Lasten auf dem gesamten Strang bei
45° Anströmung am größten. Eine Auswertung an den einzelnen Schnittstellen zwischen
den vier definierten Einzelelementen ergibt jedoch die größte Schnittlast für den
135° Fall am Schnitt zwischen dem Restrictor und den flexibleren CPS-Elementen,
siehe Bild 12.
In Bild 13 sind die einzelnen Anteile der vier Segmente und die Schnittkraft am Restrictor/CPS
Kontakt für den 135° noch einmal im Detail aufgeführt und schematisch die
wirkende Kraftrichtung zum Zeitpunkt der Wellental und -berg Begegnungen dargestellt.
Dieses Verhalten verdeutlicht die Notwendigkeit dreidimensionaler CFD-Analysen, um
lokale Effekte wie Unterdruckfelder, Strömungs- und Kontaktlösungen korrekt abzubilden.
Bild 11. Aufteilung des CPS in vier Abschnitte zur Schnittlastermittlung (links) und relative
Lage des CPS-Koordinatensystems bei den untersuchten Wellenbegegnungen
von 45, 90 und 135° (rechts)
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Bild 12. In Radialrichtung vom Monopile wirkende Kräfte auf den gesamten CPS-
Strang (links) und Betrachtung der Schnittkräfte am RESTRICTOR/CPS- Kontakt
(rechts) für die unterschiedlichen Wellenlaufrichtungen
Bild 13. Betrachtung der einzelnen Anteile für den Winkel 135° und grafische Darstellung
der wirkenden Kraftrichtungen zum Zeitpunkt der Wellental- und Wellenberg-
Begegnung am Schnitt zwischen dem Restrictor und dem flexiblen CPS-Strang
(rechts) mit schematischer Darstellung der Monopile-Umströmung
5 Zielsetzung und Ausblick
Im weiteren Verlauf des Projekts CableProtect werden die bislang gewonnenen numerischen
Ergebnisse durch grundlegende experimentelle Untersuchungen zur Fluid-
Struktur-Interaktion (FSI) und Fluid-Partikel-Interaktion (FPI) ergänzt.
Diese Versuche werden am DST (Duisburg) und an der Universität Siegen durchgeführt
und dienen der Validierung der in den Simulationen verwendeten Modellen und
identifizierten Belastungsmechanismen.
Darüber hinaus wird eine Schnittstelle zwischen FSI- und FPI-Modellen entwickelt, um
die Auswirkungen der hydrodynamischen Anregung der CPS-Struktur auf den Auskolkungsprozess
im Bereich des Kabeleintritts zur Mudline -und umgekehrt, den Einfluss
der sich ändernden Lagerbedingungen auf die CPS-Lasten- zu untersuchen.
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Die Ergebnisse sollen helfen, die Kopplung zwischen Strömungsanregung, Bodenerosion
und Strukturbewegung quantitativ zu beschreiben.
Bis zum Abschluss der Projektlaufzeit (2026) ist vorgesehen, die Erkenntnisse in vereinfachte
Ingenieurmodelle, Bemessungshilfen und Designempfehlungen zu überführen,
die bestehende DNV- und BSH-Regelwerke ergänzen und eine verbesserte Prognose
der CPS-Lebensdauer ermöglichen.
Schrifttum
[1] Online-Veröffentlichung: https://tramontanaengineering.com/2021/03/01/failure-of-cable-protection-sys
tems/
[2] Online-Veröffentlichung: https://www.aisltd.com/case-study/cable-protectionrepair-system-a-field-proven-solution-for-offshore-wind
[3] Online-Veröffentlichung: https://www.atlantasmarine.com/case-studies/comprehensive-cable-protection-system-cps-inspection
[4] DNV-ST-0359: Subsea Power Cables for Wind Power Plants, Rev. 01, 2023
[5] DNV-RP-0360: Subsea Power Cables in Shallow Water and Landfall Areas,
2020
[6] DNV-RP-C205: Environmental Conditions and Environmental Loads, 2010
[7] BSH: Standard „Konstruktive Ausführung von Offshore-Windenergieanlagen“,
2020
[8] Carbon Trust: OWA Cable Protection Systems – Best Practice Guideline, Wood
Group, London, 2024.
DVS 402 21

ROV-basierte 3D-Vermessung in 80 m Tiefe zur
Instandsetzung der Grundablässe der Rappbodetalsperre
Oliver Kahmen*, Jade Hochschule, IAPG, Oldenburg
Dr. Holger Haufe, Tractebel Hydroprojekt GmbH
Lutz Naue, Tauchservice Naue
Andreas Rudolf
Im Rahmen der Instandsetzung des Grundablasses ist eine genaue geometrische
Analyse in etwa 80 m Tiefe erforderlich. Aufgrund sicherheitstechnischer Restriktionen
ist ein Einsatz von Tauchern in diesen Tiefen nicht möglich. Ziel der Maßnahme ist die
Erneuerung der Dichtung des Notschützes, um eine vollständige und zuverlässige
Abdichtung gegenüber dem Grundablass sicherzustellen. Zur Erhebung der Bilddaten
kommt ein ROV zum Einsatz, das mit interner sowie externer Kameratechnik
ausgestattet ist. Trotz der eingeschränkten Sichtverhältnisse unter Wasser kann durch
die Erfassung multipler kleiner Ausschnitte eine vollständige 3D-Rekonstruktion des
Grundablasses erstellt werden. Die erzielte Messgenauigkeit liegt bei etwa 5 mm.
Ergänzend dazu erfolgt eine hochauflösende 3D-Vermessung des Notschützes an Luft
mittels Laserscan-Technologie mit einer Genauigkeit von etwa 0,3 mm. Diese
hochgenauen Daten ermöglichen die Identifikation geometrischer Anomalien, die
potenziell das Dichtverhalten beeinflussen und Rückschlüsse auf den
Dichtungsprozess (Andrücken des Schützes) zulassen. Durch die Fusion der beiden
Datensätze – aus der Unterwasservermessung und dem Laserscan an Luft – entsteht
ein virtuelles Modell, das eine detaillierte Analyse der Passgenauigkeit zwischen
Notschütz und Grundablass erlaubt. Auf dieser Grundlage lassen sich potentielle
Undichtigkeiten infolge von Formabweichungen lokalisieren und gezielt beheben. Die
gewonnenen Informationen ermöglichen die Konstruktion einer neuen, exakt
angepassten Dichtung, wodurch die Betriebssicherheit des gesamten Systems
langfristig erhöht wird.
DVS 402 22