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Erläuterungen zum internationalen Code über Intaktstabilität aller Schiffstypen von 2008 (MSC.1/Circ.1281) – Seite 1 von 18Explanatory Notes to the Intact Stability Code, 2008 (MSC.1/Circ.1281) – page 1 of 18

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(VkBl. 12/2010 Nr. 70 S. 219)

Nr. 70 Bekanntmachung der Erläuterungenzum internationalen Code überIntaktstabilität aller Schiffstypenvon 2008

Die Entschließung MSC.267(85) - mit dem als Anlage bei-gefügten Code über Intaktstabilität aller Schiffstypen von2008 (Code von 2008) wurde vom Schiffssicherheitsaus-schussMSCder Internationalen Seeschifffahrtsorganisationauf seiner 85. Sitzung am 4.Dezember 2008 angenommen.Der Code von 2008 wird sowohl über das InternationaleÜbereinkommen von 1974 zum Schutz des menschlichenLebens auf See (SOLAS) in der zuletzt geänderten Fassungund das Protokoll von 1988 zu dem Internationalen Frei-bord-Übereinkommen von 1966 ab dem 1. Juli 2010 ver-bindlich gemacht. Er ersetzt den bisherigen Code über In-taktstabilität aller Schiffstypen vom 4. November 1993,Entschließung A 749(18) in der durchMSC.75 (69) geänder-ten Fassung.

Mit der Annahme des Intaktstabilitäts-Codes von 2008erkannte der Schiffssicherheitsausschuss an, dass zurSicherstellung einer einheitlichen Auslegung und Anwen-dung sachdienliche Erläuterungen notwendig sind. DerWortlaut dieser Erläuterungen wird nachfolgend veröf-fentlicht.

Bonn, den 07.06.201062361.2/2-SchSV

Bundesministerium für Verkehr,Bau und Stadtentwicklung

Im AuftragAnneliese Jost

Ref. T1/2.03 MSC.1/Circ.12819. Dezember 2008

ERLÄUTERUNGEN ZUM INTERNATIONALEN CODEVON 2008 ÜBER INTAKTSTABILITÄT

1 Auf seiner fünfundachtzigsten Tagung (26. Novemberbis 5. Dezember 2008) nahm der Schiffssicherheitsaus-schuss mit Entschließung MSC.267(85) den Internatio-nalen Code von 2008 über Intaktstabilität (IS-Code2008) an. Mit der Annahme des Intaktstabilitäts-Codevon 2008 erkannte der Ausschuss an, dass zur Sicher-stellung einer einheitlichen Auslegung und Anwendungsachdienliche Erläuterungen notwendig seien.

2 Zu diesem Zweck billigte der Ausschuss die in der An-lage wiedergegebenen Erläuterungen zum Intaktsta-bilitäts-Code 2008, die der Unterausschuss „Stabilitätund Freibord; Sicherheit von Fischereifahrzeugen“ aufseiner fünfzigsten Tagung (30. April bis 4. Mai 2007)ausgearbeitet hatte.

3 Die Erläuterungen sind dazu gedacht, für Verwaltun-gen und die Seeverkehrswirtschaft konkrete Hinweisebereitzustellen, die bei der einheitlichen Auslegungund Anwendung der Intaktstabilitäts-Vorschriften desIntaktstabilitäts-Code von 2008 helfen sollen.

4 Alle Mitgliedsregierungen werden ersucht, die Erläu-terungen bei der Anwendung der mit EntschließungMSC.267(85) angenommenen Intaktstabilitäts-Vor-

schriften des Intaktstabilitäts-Code von 2008 heran-zuziehen und sie allen Beteiligten zur Kenntnis zubringen.

***

ANLAGE


INHALTSVERZEICHNIS

KAPITEL 1 – ALLGEMEINES 2

1.1 Einführung 2

1.2 Zweck 2

KAPITEL 2 – TERMINOLOGIE 2

KAPITEL 3 – ENTSTEHUNG DERGEGENWÄRTIGENSTABILITÄTSKRITERIEN 3

3.1 Allgemeines 3

3.2 Hintergrund der Entstehungder Kriterien hinsichtlich derEigenschaften der Kurven deraufrichtenden Hebelarme(Teil A des IS-Code 2008) 5

3.3 Hintergrund der Entstehung derFormel zur näherungsweisenErmittlung des GM0-Mindestwertsfür kleine Fischereifahrzeuge(Teil B, Ziffer 2.1.5.1,des IS-Code 2008) 26

3.4 Literatur im Zusammenhang mitden Ziffern 3.1 bis 3.3 29

3.5 Hintergrund der Entstehung desKriteriums für das Verhalten desSchiffes bei Starkwind und beimRollen (Wetterkriterium) 30

3.6 Literatur im Zusammenhangmit Ziffer 3.5 43

KAPITEL 4 – HINWEISE ZUR ANWENDUNGDES INTAKTSTABILITÄTS-CODEVON 2008 44

4.1 Kriterien hinsichtlich derEigenschaften der Kurven deraufrichtenden Hebelarme 44


KAPITEL 1 – ALLGEMEINES

1.1 Einführung

Die in Teil A (obligatorisch) und Teil B (empfehlend) des In-taktstabilitäts-Code von 2008 enthaltenen Kriterien sindals Vorschriften zu wertende Regeln auf der Grundlagevon Schiffsbetriebsstatistiken und Wetterkriterien, die zurMitte des 20. Jahrhunderts gesammelt worden waren. Um

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ein sachgerechtes Verständnis und eine ebensolche An-wendung dieser Kriterien zu ermöglichen, werden in Kapi-tel 3 ihre Entstehung und Weiterentwicklung dargestellt.

1.2 Zweck

Zweck der vorliegenden Erläuterungen ist es, die Benut-zer des Code über die Geschichte, den Hintergrund unddas Verfahren der Ausarbeitung der in Teil A des Intakt-stabilitäts-Code von 2008 dargestellten zur Zeit gültigenStabilitätskriterien zu unterrichten.

KAPITEL 2 – TERMINOLOGIE

Es ist zu beachten, dass die unten aufgeführten Begriffezwar allgemein gebräuchlich sind; es handelt sich dabeijedoch nicht um diejenigen, die in Abschnitt 2.2 desMSC-Rundschreibens MSC/Circ.920 mit dem englischenTitel MODEL LOADING AND STABILITY MANUAL in Ta-belle 1 erläutert sind; letztere beruhen auf ISO-Normen(ISO 7462 und ISO 7463).

Besondere Sorgfalt ist bei asymmetrischer Verteilung vonGewicht und Auftrieb angezeigt.

Auf alle Fälle ist es äußerst wichtig, die Bezugspunkte/-flächen unzweideutig festzulegen und die Plus- bezie-hungsweise Minus-Zeichen zur Bezeichnung der Rich-tung entsprechend dem Koordinatensystem des Schiffeskorrekt anzugeben.

KAPITEL 3 – ENTSTEHUNG DER GEGENWÄRTIGENSTABILITÄTSKRITERIEN

3.1 Allgemeines

3.1.1 Der Schiffssicherheitsausschuss hatte den Un-terausschuss „Stabilität und Freibord; Sicherheit von Fi-schereifahrzeugen“ (SLF) darum ersucht, einen Katalog vonIntaktstabilitäts-Vorschriften auszuarbeiten, der für alleSchiffstypen gelten und letztendlich in das SOLAS-Überein-kommen von 1974 eingearbeitet werden sollte. Die Arbeits-gruppe „Intaktstabilität“ (IS) sah bei der Erörterung diesesThemas auf der dreiunddreißigsten Tagung des Unteraus-schusses (SLF 33) die verfahrensmäßigen Probleme voraus,die sich daraus ergeben würden, dass ein umfangreicherKatalog von Stabilitätskriterien, der für unterschiedlicheSchiffstypen gelten sollte, in das Übereinkommen eingear-beitet werden sollte, und erkannte auch an, dass diese Kri-terien nicht in kurzer Zeit ausgearbeitet werden könnten. DieArbeitsgruppe empfahl, dass stattdessen daran gedachtwerden sollte, einen umfassenden Code auszuarbeiten, indemdie damals geltendenStabilitätskriterien zusammenge-fasst werden sollten, die in sämtlichen IMO-Empfehlungenund -Codes für verschiedene Schiffstypen enthalten waren.Kriterien für weitere Schiffstypen könnten später nachgetra-gen werden, wenn über jeden einzelnen Schiffstyp beratenund ein Kriterium ausgearbeitet worden sei. Die Arbeits-gruppe regte weiterhin an, entweder in das SOLAS-Über-einkommen von 1974 eine grundsätzliche Stabilitätsnorm

AusdrucklautIS-Code2008

AusdrucklautMSC/Circ.920

Erklärung

LCG XG Schwerpunkt in Längsrichtung[englisch: Longitudinal Centre of Gravity](Angabe in m vom achteren Lot)Abstand in Längsrichtung vom Bezugs-punkt zum Schwerpunkt; Bezugspunktist üblicherweise das achtere Lot(vorlich + / achteraus –)

TCG YG Schwerpunkt in Dwarsrichtung[englisch: Transversal Centre of Gravity](Angabe in m von der Mittellinie)Abstand in Dwarsrichtung vom Bezugs-punkt zum Schwerpunkt; Bezugspunktliegt auf der Mittellinie (backbords + /steuerbords –)

VCG KG Schwerpunkt in der Senkrechten[englisch: Vertical Centre of Gravity] (An-gabe in m über der Wasserlinienfläche)senkrechter Abstand vom Bezugspunktzum Schwerpunkt; Bezugspunkt liegtauf der Wasserlinienfläche (aufwärts + /abwärts –)

LCB XB Auftriebsmittelpunkt in Längsrichtung[englisch: Longitudinal Centre of Buoyancy](Angabe in m vom achteren Lot)Abstand in Längsrichtung vom Bezugs-punkt zum Auftriebsmittelpunkt;Bezugspunkt ist üblicherweise dasachtere Lot (vorlich + / achteraus –)

TCB — Auftriebsmittelpunkt in Dwarsrichtung[englisch: Transversal Centre of Buoyan-cy] (Angabe in m von der Mittellinie)Abstand in Dwarsrichtung vom Bezugs-punkt zum Auftriebsmittelpunkt;Bezugspunkt liegt auf der Mittellinie(backbords + / steuerbords –)

AusdrucklautIS-Code2008

AusdrucklautMSC/Circ.920

Erklärung

VCB — Auftriebsmittelpunkt in der Senkrechten[englisch: Vertical Centre of Buoyancy](Angabe in m über der Wasserlinien-fläche)senkrechter Abstand vom Bezugspunktzum Auftriebsmittelpunkt; Bezugspunktliegt auf der Wasserlinienfläche(aufwärts + / abwärts –)

LCF XF Mittelpunkt der Wasserlinienfläche inLängsrichtung[englisch: Longitudinal Centre of Flotation](Angabe in m vom achteren Lot)Abstand in Längsrichtung vom Bezugs-punkt zum Mittelpunkt der Wasserlinien-fläche; Bezugspunkt ist üblicherweisedas achtere Lot (vorlich + / achteraus –)

TCF — Mittelpunkt der Wasserlinienfläche inDwarsrichtung[englisch: Transversal Centre of Flotation](Angabe in m von der Mittellinie)Abstand in Dwarsrichtung vom Bezugs-punkt zum Mittelpunkt der Wasserlinien-fläche; Bezugspunkt liegt auf der Mittel-linie (backbords + / steuerbords –)



aufzunehmen und für einzelne Schiffstypen auf denCode zuverweisen oder aber, dass nur eine schlichte Bezugnahmeauf den Code erfolgen solle. Der Entwurf des Code könnein zwei Teile gegliedert werden: einen Teil A, der verbindlicheVorschriften enthalte, und einen Teil B, der Vorschriftenempfehlenden Charakters enthalte. Der Ausarbeitung desEntwurfs des Code wurde Priorität eingeräumt [IMO 1988].

3.1.2 Bei der Erörterung des Vorschlags der obenge-nanntenArbeitsgruppewar sich derUnterausschuss auf sei-ner dreiunddreißigsten Tagung (SLF 33) darin einig, dass dieErstellung eines Stabilitätscode für alle von IMO-Rechtsin-strumenten erfassten Schiffe (IS-Code) von großem Wertwäre, weil auf diese Weise die allgemein anerkannten unddie besonderen Stabilitätsvorschriften für alle Arten vonSchiffsformen in einer einzigen Veröffentlichung vereint wür-den und unkompliziert auf sie zugegriffen werden könnte.DiesemUmstand wurde große Bedeutung zugemessen, daStabilitätsvorschriften in zahlreichen verschiedenen Doku-menten verstreut waren, was ihre Verwendung durch Schiff-bauer und Behörden schwierig machte [IMO 1988a]. DerUnterausschuss legte darauf Wert, dass der Code Anwei-sungen zu betrieblichen Verfahrensweisen ebenso enthaltensolle wie technische Kennwerte für den Schiffsentwurf. Die-se Vorgehensweisewurde vomSchiffssicherheitsausschussauf seiner siebenundfünfzigsten Tagung gutgeheißen.

3.1.3 Die Zusammenstellung der in verschiedenenIMO-Rechtsinstrumenten enthaltenen Stabilitätsvor-schriften und die Erstellung eines ersten Entwurfs desCode wurde von Polen übernommen und der IMO vorge-legt [IMO 1990]. Dieser Entwurf bildete die Grundlage fürdie Ausarbeitung des Code, der entsprechend dem pol-nischen Vorschlag die nachstehend genannten Vorschrif-tengruppen enthalten sollte [Kobylinski 1989]:

.1 Schiffbau;

.2 physikalische Kennwerte von Schiffen;

.3 an Bord verfügbare Angaben und Schiff-fahrtszeichen;

.4 Betrieb.

3.1.4 Der Unterausschuss nahm schließlich auf sei-ner fünfunddreißigsten Tagung (SLF 35) diesen Arbeits-rahmen an und beschloss gleichzeitig, dass der Codeempfehlenden Charakter haben solle. Die Endfassungdes Entwurfs wurde vom Unterausschuss auf seiner sie-benunddreißigsten Tagung (SLF 37) verabschiedet undanschließend von der IMO-Vollversammlung mit Ent-schließung A.749(18) angenommen [IMO 1993]. Im Jahr1998 wurde er dann mit Entschließung MSC.75(69) geän-dert. Der Code wurde als ein „lebendiges“ Dokument an-gesehen, das ständig auf eventuellen Änderungsbedarfhin beobachtet werden sollte und in das alle von der IMOneu erlassenen Vorschriften eingearbeitet werden sollten.

3.2 Hintergrund der Entstehung der Kriterienhinsichtlich der Eigenschaften derKurvender aufrichtenden Hebelarme (Teil A des IS-Code 2008)

3.2.1 Einführung

3.2.1.1 Die auf der Grundlage statistischer Untersu-chungen entwickelten Stabilitätskriterien waren ur-sprünglich in den Entschließungen A.167(ES.IV) und

A.168(ES.IV) enthalten. Sie waren das Ergebnis von Erör-terungen auf mehreren Tagungen des Unterausschusses„Fragen von Unterteilung und Stabilität“ (STAB), einesVorläufers des Unterausschusses „Stabilität und Frei-bord; Sicherheit von Fischereifahrzeugen“ (SLF) und derArbeitsgruppe „Intaktstabilität“ (IS). Dabei herrschte all-gemeine Übereinstimmung in dem Punkt, dass die Krite-rien auf der Grundlage einer statistischen Untersuchungvon Stabilitätsparametern von Schiffen, die Unfälle erlit-ten hatten, und von Schiffen, die sicher betrieben wur-den, ausgearbeitet werden sollten.*

3.2.1.2 Die Arbeitsgruppe „Intaktstabilität“ einigte sichauf ein Arbeitsprogramm, das letztlich folgende Punkteumfasste:

.1 Zusammenstellung, Untersuchung und Be-wertung bereits bestehender innerstaatli-cher Vorschriften und Empfehlungen überStabilität;

.2 Bewertung von Stabilitätsparametern, dieals Stabilitätskriterien verwendet werdenkönnten;

.3 Sammlung von Stabilitätskennwerten der-jenigen Schiffe, die an Unfällen beteiligt wa-ren oder die gefährliche Krängungssituatio-nen unter Umständen durchgemachthaben, die eine unzureichende Stabilitätnahelegen;

.4 Sammlung von Stabilitätskennwerten der-jenigen Schiffe, die mit sicherer Erfahrungbetrieben werden;

.5 vergleichende Untersuchung von Stabili-tätsparametern von Schiffen, die an Unfäl-len beteiligt waren, und von Schiffen, die si-cher betrieben werden;

.6 schätzungsweise Ermittlung kritischer Wer-te ausgewählter Stabilitätsparameter;

.7 Gegenüberstellung von Kriterien, die aka-demisch ausformuliert worden sind, undden Kriterien einer bestimmten Anzahl tat-sächlich vorhandener Schiffe.

3.2.1.3 Bei der Untersuchung bereits bestehender in-nerstaatlicher Stabilitätsvorschriften (vorstehende Ziffer3.2.1.2.1) [IMO 1964] ergab sich eine nennenswerteGleichmäßigkeit bei der Verwendbarkeit bestimmter Pa-rameter als Stabilitätskriterien. Es wurde auch festge-stellt, dass in vielen Ländern die Neigung bestand, einWetterkriterium zu berücksichtigen. Allerdings wurde dasWetterkriterium damals von der Arbeitsgruppe „Intaktsta-bilität“ nicht in ihre Überlegungen einbezogen.

3.2.1.4 Bei der Umsetzung obiger Ziffer 3.2.1.2.2 be-fasste sich die Arbeitsgruppe „Intaktstabilität“ gezielt miteinigen Parametern, welche die Kurve der aufrichtendenHebelarme für das ruhende Schiff (V = 0) in stillem Was-ser beschreiben. Dies geschah ungeachtet der Tatsache,

* Eine ausführliche Darstellung der Tätigkeit dieser IMO-Gremien so-wie der bei der Erstellung der Stabilitätsnormen angewandten Metho-de findet sich in den Arbeiten von Nadeinski und Jens [1968] sowie vonThompson und Tope [1970].



dass sich die Hebelarmkurve der statischen Stabilität ver-ändert, wenn sich ein Schiff im Seegang bewegt. Es wur-de jedoch auch beschlossen, dass die einzige praktischeLösung die Verwendung der „stipulierten“ Hebelarmkur-ve sei und dass diese Kurve unter Verwendung der fol-genden Parameter beschrieben werden könne:

.1 anfängliche Stabilität − GM0,

.2 aufrichtende Hebelarme bei gegebenenKrängungswinkeln −GZ10, GZ20, GZ30, GZ40, GZφ, GZm,

.3 Krängungswinkel − φm, φv, φf, φfd,

.4 Hebelarme dynamischer Stabilität −e20, e30, e40, eφ.

3.2.1.5 Die Anzahl an Stabilitätsparametern, die alsStabilitätskriterien verwendet werden können, sollte je-doch beschränkt werden. Daher beschloss die Arbeits-gruppe „Intaktstabilität“ bei ihrer Untersuchung der inverschiedenen innerstaatlichen Stabilitätsvorschriftenverwendeten Parameter, dass die nachstehenden achtParameter zwecks weiterer Prüfung ausgesondert wer-den müssten: GM0, GZ20, GZ30, GZm, φm, φv, φfd, e.

3.2.1.6 Im Rahmen der Umsetzung obiger Ziffer3.2.1.2.3 wurde ein besonderer Vordruck für Unfallbe-richte erstellt und an die IMO-Mitgliedstaaten versandt[IMO 1963]. Dabei wurde darum ersucht, den Vordruckunter Angabe von möglichst vielen Einzelheiten des je-weiligen Unfalls sorgfältig auszufüllen. Insgesamt kamenUnfallberichte für 68 Fahrgast- und Frachtschiffe sowiefür 38 Fischereifahrzeuge zusammen [IMO 1966, 1966a].In einer späteren Reaktionsperiode übermittelten einigeLänder weitere Unfallberichte, so dass bei einer zweitenAuswertungsrunde, die 1985 stattfand, Daten für 93Fahrgast- und Frachtschiffe sowie für 73 Fischereifahr-zeuge zur Verfügung standen [IMO 1985]. Auf der Grund-lage der vorgelegten Daten wurden dann Tabellen mitden Einzelheiten von Unfällen erstellt.

Abbildung 1 – Erklärung der Begriffe „Hebelarme“und „Krängungswinkel“

opening = Öffnung

3.2.1.7 Im Rahmen der Umsetzung obiger Ziffer3.2.1.2.4 wurden die Stabilitätskennwerte von 62 Fahrgast-und Frachtschiffen sowie von 48 Fischereifahrzeugen, diesicher betrieben worden waren, gesammelt; zu diesemZweck wurde eine besondere Anweisung erstellt, die ge-naue Spezifikationen der Art und Weise enthielt, wie dieStabilitätsinformationen vorzulegen seien. Auch für dieseSchiffe wurden Tabellen von Stabilitätsparametern erstellt.

3.2.1.8 Gemäß obiger Ziffer 3.2.1.2.5 wurde eine Ana-lyse der gesammelten Daten vorgenommen, deren Ergeb-nis der IMO in verschiedenen Papieren zugeleitet wurde,

und zwar getrennt für Fahrgast- und Frachtschiffe einer-seits und für Fischereifahrzeuge andererseits [IMO 1965;1966; 1966a; 1966b].

3.2.1.9 Nach Annahme der IMO-EntschließungenA.167(ES.IV) und A.168(ES.IV) sowie nach Erhebungweiterer Unfalldaten mit Relevanz für die Intaktstabilitätwurde beschlossen, die Untersuchung zu wiederholen,um herauszufinden, ob aufgrund der zusätzlich erhobe-nen Daten bestimmte Schlussfolgerungen aus der erstenUntersuchung revidiert werden müssten. Die zweite Un-tersuchung bestätigte jedoch im wesentlichen die bei derersten Untersuchung gewonnenen Ergebnisse [IMO 1985].Im der weiteren Darstellung wird auf die Ergebnisse derzweiten Untersuchung Bezug genommen, die auf derumfangreicheren Datenlage beruhte.

3.2.1.10 Die durchgeführte Untersuchung bestand auszwei Teilen. Im ersten Teil wurden unfallerhebliche Ein-zelheiten ausgewertet, was es ermöglichte, wertendeSchlussfolgerungen im Hinblick auf die Unfallumständeabzugeben und so allgemeine Sicherheits-Ratschläge zuerteilen. Im zweiten Teil wurden Stabilitätsparameter vonSchiffen, von denen bekannt war, dass sie an Unfällenbeteiligt waren, mit Stabilitätsparametern von Schiffenverglichen, die sicher betrieben worden waren. Bei dieserUntersuchung wurden zwei Verfahren angewandt: Daserste war identisch mit dem von Rahola verwandten Ver-fahren [Rahola 1939], das zweite Verfahren war die Dis-kriminanzanalyse. Die Ergebnisse der Untersuchung derUnfalldaten mit Relevanz für die Intaktstabilität und dererste Teil der Analyse von Stabilitätsparametern sind inZiffer 3.2.2.2 wiedergegeben. Die Ergebnisse der Diskri-minanzanalyse werden in Ziffer 3.2.2.3 dargestellt.

3.2.2 Ergebnisse der Analyse von Unfallberichtenmit Relevanz für die Intaktstabilität und vonStabilitätsparametern

3.2.2.1 Analyse unfallerheblicher Einzelheiten

3.2.2.1.1 Die Abbildungen 2 bis 7 enthalten eine Auf-schlüsselung unfallerheblicher Einzelheiten.

Abbildung 2 – Aufteilung gekenterter Schiffen nach ih-rer Länge laut einer Zusammenstellung der IMO [1985]

vessels lost = gesunkene Schiffevessels heeled only = Schiffe, die nur Schlagseite bekamenunknown = unbekanntTotal: 165 vessels = Gesamtzahl: 165 Schiffe

3.2.2.1.2 Von den 166 per Unfallbericht erfassten Unfäl-len entfielen 80 auf Frachtschiffe, einer auf ein kombinier-tes Fracht- und Fahrgastschiff, einer auf ein Massengut-



schiff, vier auf Versorgungsschiffe für meerestechnischeEinrichtungen, sieben auf Spezialschiffe und 73 auf Fi-schereifahrzeuge. Abbildung 2 zeigt, wie sich die Schiffs-längen aufteilen. Dabei ergibt sich, dass in der MehrzahlSchiffe von weniger als 60 m Länge an Unfällen beteiligtwaren.

3.2.2.1.3 Es war eine große Vielfalt an Ladungen beför-dert worden, so dass sich diesbezüglich keine bestimm-ten Schlussfolgerungen ziehen lassen. Immerhin mag be-merkenswert sein, dass auf 35 der 80 per Unfallberichterfassten Frachtschiffe Decksladung befördert wordenwar.

3.2.2.1.4 Abbildung 3 stellt das Ergebnis der Untersu-chung zu den Unfallorten dar. Es fällt auf, dass dieMehrzahl an Unfällen (72 vom Hundert) in engen Fahr-wassern, Flussmündungsgebieten und Gewässern ent-lang der Küste passierte. Dies leuchtet ein, denn dieMehrzahl der untergegangenen Schiffe waren kleineFahrzeuge unter 60m Länge. Aus der Untersuchungder Jahreszeiten, in denen sich die Unfälle ereigneten(Abbildung 4) ergibt sich, dass die gefährlichste Jah-reszeit der Herbst ist (41 vom Hundert aller Unfälle ge-schahen im Herbst).

Abbildung 3 – Unfallort [IMO 1985]

vessels lost = gesunkene Schiffevessels heeled only = Schiffe, die nur Schlagseite bekamenunknown = unbekanntA – ports and rivers = Häfen und FlussläufeB – estuaries and coastline = Flussmündungen und küstennaher BereichC – restricted waters = enge FahrwasserD – open sea = offene SeeTotal: 161 vessels = Gesamtzahl: 161 Schiffe

Abbildung 4 – Jahreszeitliche Aufteilung der Unfälle[IMO 1985]

spr. = Frühlingsum. = Sommeraut. = Herbstwin. = Winter

vessels lost = gesunkene Schiffevessels heeled only = Schiffe, die nur Schlagseite bekamenunknown = unbekanntSeasons: = JahreszeitenSpring: 3-5 = Frühling (März bis Mai)Summer: 6-8 = Sommer (Juni bis August)Autumn: 9-11 = Herbst (September bis November)Winter: 12-2 = Winter (Dezember bis Februar)Total: 160 vessels = Gesamtzahl: 160 Schiffe

Abbildung 5 – Seegangs- und Windverhältnisse beimUnfall [IMO 1985]

Sea condition: = SeegangI – smooth = I – glatte SeeII – moderate = II – mäßig bewegte SeeIII – rough = III – rauhe SeeTotal: 156 vessels = Gesamtzahl: 156 SchiffeBeaufort = Windstärke nach Beaufortvessels lost = gesunkene Schiffevessels heeled only = Schiffe, die nur Schlagseite bekamenunknown = unbekanntTotal: 154 vessels = Gesamtzahl: 154 SchiffeHeading against sea = Kurs relativ zur DünungTotal: 102 vessels = Gesamtzahl: 102 SchiffeBeam = QuerseeHead = vorliche SeeFollowing = achterliche SeeQuartering = seitliche HeckseeCalm sea = ruhige See

3.2.2.1.5 Abbildung 5 stellt das Ergebnis der Untersu-chung zu den Wetterbedingungen dar. Ungefähr dreiViertel aller Unfälle ereigneten sich in rauher See beiWindstärken zwischen 4 und 10 auf der Beaufort-Ska-la. Die betroffenen Schiffe fuhren meistens in einerQuersee, weniger oft in seitlicher Hecksee und achter-licher See.

3.2.2.1.6 Auch die genaue Unfallart wurde untersucht(Abbildung 6). Hier zeigte sich, dass die häufigsten Un-fallarten allmähliches oder plötzliches Kentern waren. Beiungefähr 30 vom Hundert der Unfälle gingen die Schiffenicht unter, sondern bekamen nur Schlagseite.

3.2.2.1.7 In Abbildung 7 wird die Analyse des Schiffsal-ters dargestellt. Aus dieser Analyse konnten keine be-stimmten Schlussfolgerungen gezogen werden.



Abbildung 6 – Unfallart [IMO 1985]

Way of casualty = UnfallartI – sudden capsizing = plötzliches KenternII – gradual capsizing = allmähliches KenternIII – flooding = WassereinbruchIV – unknown = unbekanntV – broaching to = Aus-dem-Ruder-LaufenVI – heeling = Schlagseitevessels lost = gesunkene Schiffevessels heeled only = Schiffe, die nur Schlagseite bekamenunknown = unbekanntTotal: 154 vessels = Gesamtzahl: 154 Schiffe

Abbildung 7 – Alter der Schiffe zum Unfallzeitpunkt[IMO 1985]

vessels lost = gesunkene Schiffevessels heeled only = Schiffe, die nur Schlagseite bekamenunknown = unbekanntTotal: 154 vessels = Gesamtzahl: 154 SchiffeAge years = Alter in Jahren

3.2.2.1.8 In den Abbildungen 8 bis 14 wird die Verteilungvon Stabilitätsparametern für den Zustand der betroffe-nen Schiffe zum Unfallzeitpunkt dargestellt.

Abbildung 8 – Zustand der Schiffe zum Unfallzeit-punkt: Verteilung der GM0-Werte [IMO 1985]

Distribution of GM0 = Verteilung der GM0-Wertevessels lost = gesunkene Schiffe

vessels heeled only = Schiffe, die nur Schlagseite bekamenunknown = unbekanntTotal: 121 vessels = Gesamtzahl: 121 Schiffe

Abbildung 9 – Zustand der Schiffe zum Unfallzeit-punkt: Verteilung der GZ20-Werte [IMO 1985]

Distribution of GZ20 = Verteilung der GZ20-Wertevessels lost = gesunkene Schiffevessels heeled only = Schiffe, die nur Schlagseite bekamenunknown = unbekanntTotal: 121 vessels = Gesamtzahl: 121 Schiffe

Abbildung 10 – Zustand der Schiffe zum Unfallzeit-punkt: Verteilung der GZ30-Werte [IMO 1985]

Distribution of GZ30 = Verteilung der GZ30-Wertevessels lost = gesunkene Schiffevessels heeled only = Schiffe, die nur Schlagseite bekamenunknown = unbekanntTotal: 119 vessels = Gesamtzahl: 119 Schiffe

Abbildung 11 – Zustand der Schiffe zum Unfallzeit-punkt: Verteilung der GZm-Werte [IMO 1985]

Distribution of GZm = Verteilung der GZm-Wertevessels lost = gesunkene Schiffevessels heeled only = Schiffe, die nur Schlagseite bekamen



unknown = unbekanntTotal: 117 vessels = Gesamtzahl: 117 Schiffe

Abbildung 12 – Zustand der Schiffe zum Unfallzeit-punkt: Verteilung der φm-Werte [IMO 1985]

Distribution ofφm = Verteilung derφm-Wertevessels lost = gesunkene Schiffevessels heeled only = Schiffe, die nur Schlagseite bekamenunknown = unbekanntTotal: 117 vessels = Gesamtzahl: 117 Schiffe

Abbildung 13 – Zustand der Schiffe zum Unfallzeit-punkt: Verteilung der e-Werte [IMO 1985]

Distribution of e = Verteilung der e-Wertevessels lost = gesunkene Schiffevessels heeled only = Schiffe, die nur Schlagseite bekamenunknown = unbekanntTotal: 123 vessels = Gesamtzahl: 123 Schiffe

Abbildung 14 – Zustand der Schiffe zum Unfallzeit-punkt: Verteilung der φv -Werte [IMO 1985]

Distribution ofφv = Verteilung derφv-Wertevessels lost = gesunkene Schiffevessels heeled only = Schiffe, die nur Schlagseite bekamenunknown = unbekanntTotal: 114 vessels = Gesamtzahl: 114 Schiffe

3.2.2.2 Analyse von Stabilitätsparametern unter An-wendung des Rahola-Verfahrens

3.2.2.2.1 Die Analyse der Stabilitätsparameter für denZustand der Schiffe zum Unfallzeitpunkt erfolgte ähnlichwie beim Rahola-Verfahren in der Weise, dass ein Plottgefertigt wurde; in das Plott eingezeichnet wurden aberauch Vergleichsparameter von Schiffen, die sicher betrie-ben worden waren.

3.2.2.2.2 Die zur Analyse herangezogenen Parameterwaren GM0, GZ20, GZ30, GZ40, GZm, e40 und φm. Anhand derverfügbaren Daten wurden Histogramme erstellt, in wel-che die Werte der Stabilitätsparameter für den Zustandder Schiffe zum Unfallzeitpunkt eingetragen wurden. Da-bei wurde damit begonnen, dass der höchste Wert linksauf der Ordinate eingetragen wurde; dann ging es immerweiter nach unten bis zum niedrigsten Wert. Die Wertederselben Parameter für die sicher betriebenen Schiffewurden auf der rechten Seite eingetragen, wobei mit demniedrigsten begonnen und mit dem höchsten aufgehörtwurde. Deshalb liegt der höchste Wert eines Parametersfür Unfallschiffe neben dem niedrigsten Wert desselbenParameters für sicher betriebene Schiffe. Abbildung 15 istein Beispieldiagramm für Hebelarme unter Berücksichti-gung aller untersuchten Schiffe. Bei der ursprünglichenAnalyse [IMO 1966, 1966a, 1985] wurden Diagramme ge-trennt nach Frachtschiffen und Fischereifahrzeugen ge-zeichnet; letztere sind hier jedoch weggelassen worden.

3.2.2.2.3 Im Diagramm (nachstehende Abbildung 15)sind die Werte für den Zustand zum Unfallzeitpunktschraffiert dargestellt; nur die Werte, die wegen außerge-wöhnlicher Umstände besonders zu betrachten sind,wurden nicht schraffiert. Rechts von der Ordinate wurdendie Bereiche oberhalb der Stufen schraffiert, um die si-cheren Fälle leichter von den unsicheren unterscheidenzu können. Die Begrenzungslinien, oder die imaginärenHebelarmkurven der statischen Stabilität, wurden genauso gezeichnet wie im Rahola-Diagramm. Die Stabilitäts-parameter unterhalb der Begrenzungslinien werden alsProzentzahlen der Schiffe im Ankunftszustand in Tabelle1 dargestellt. Niedrige Prozentsätze bedeuten im allge-meinen, dass leichter zwischen sicheren und unsicherenBedingungen unterschieden werden kann.

Abbildung 15 – Plott der aufrichtenden Hebelarmevon Schiffen zum Unfallzeitpunkt (nur Frachtschiffe)[IMO 1966, 1985]

Righting arms = aufrichtende Hebelarmecondition at time of loss = Zustand zum Unfallzeitpunktexcess stability = überschüssige Stabilitätinsufficient stability = unzureichende Stabilitätloaded, arrival condition = Beladungszustand bei der Ankunft



Tabelle 1 – Prozentsätze von Schiffen unterhalb derBegrenzungslinie

3.2.2.2.4 Die oben beschriebene Art der Analyse istnicht vollständig akademisch rigoros; sie beruht zum Teilauf Intuition und erlaubt eine willkürliche Bewertung. Un-ter dem Aspekt der praktischen Anwendbarkeit liefertesie dennoch akzeptable Ergebnisse und wurde letztenEndes als Grundlage für die IMO-Stabilitätskriterien be-schlossen.

3.2.2.3 Diskriminanzanalyse

3.2.2.3.1 Stehen zwei Datenmengen zur Verfügung, sowie im vorliegenden Fall Daten für gekenterte Schiffe undfür als sicher angesehene Schiffe, und sind aus diesenbeiden Datenmengen die kritischen Werte für bestimmteParameter zu ermitteln, so kann das Verfahren der Diskri-minanzanalyse angewandt werden.

3.2.2.3.2 Die Anwendung der Diskriminanzanalyse zumSchätzen der kritischen Werte von Stabilitätsparameternwar in einem gemeinsamen Bericht [IMO 1966, 1966a]enthalten und stellte neben dem oben beschriebenen Ra-hola-Verfahren die Grundlage für die Ausarbeitung derIMO-Stabilitätskriterien dar.

3.2.2.3.3 In dieser Untersuchung wurde die Diskriminanz-analyse jeweils unabhängig voneinander auf neun Stabili-tätsparameter angewandt. Unter Verwendung von Datenaus Unfallberichten von Unfällen, bei denen die Intaktsta-bilität eine Rolle gespielt hatte (Gruppe 1) und von Datenaus Intaktstabilitätsberechnungen für als betriebssicherangesehene Schiffe (Gruppe 2) wurden die Verteilungs-funktionen geplottet, wobei für Gruppe 1 die Funktion F1und für Gruppe 2 die Funktion (1 – F2) benutzt wurden. Aufder Abszisse des Diagrammswurden dieWerte für den je-weiligen Stabilitätsparameter geplottet, während auf denOrdinaten – ausgedrückt als Prozentsatz der Gesamtzahlan Schiffen – die Anzahl an Schiffen dargestellt wurde, beidenen der jeweilige Parameter kleiner war als der tatsäch-liche Wert für Schiffe der an Unfällen beteiligten Gruppe 1und größer als der tatsächliche Wert für Schiffe der alssicher angesehenen Gruppe 2.

3.2.2.3.4 Der Schnittpunkt beider Kurven im Diagrammstellt den kritischen Wert des fraglichen Parameters dar.Dieser Wert teilt die Parameter von Gruppe 1 und Grup-pe 2. Im Idealfall schneiden sich die Verteilungsfunkti-onskurven NICHT, und der kritische Wert des betreffen-den Parameters liegt auf einem Punkt zwischen denbeiden Kurven (siehe Abbildung 16).

3.2.2.3.5 In Wirklichkeit schneiden sich die beidenKurven immer, und der kritische Wert des jeweiligen

Stabilitäts-parameter

Prozentsätze

alle Schiffe Frachtschiffe Fischereifahrzeuge

GZ20 39 54 26

GZ30 48 54 42

GZ40 48 46 48

e 55 56 53

Parameters wird am Schnittpunkt verortet. An diesemPunkt ist der Prozentsatz an gekenterten Schiffen miteinem Wert des betreffenden Parameters, der überdem kritischen Wert liegt, genau so groß wie der Pro-zentsatz an sicher betriebenen Schiffen mit einemWert dieses Parameters, der unter dem kritischen Wertliegt.

3.2.2.3.6 So wurden anhand von IMO-Statistiken fürFracht- und Fahrgastschiffe sowie für Fischereifahr-zeuge eine Reihe von Diagrammen für verschiedeneStabilitätsparameter erstellt. Eines der Diagramme ist inAbbildung 17 wiedergegeben. Es bedeutet, dass dieWahrscheinlichkeit des Kenterns eines Schiffes mit ei-nem Parameter, der über dem kritischen Wert liegt, ge-nau so groß ist wie die Wahrscheinlichkeit des sicherenBetriebs eines Schiffes mit einem Parameter, der unterdem kritischen Wert liegt.

Abbildung 16 – Schätzung des kritischen Parameters

Probability p = Wahrscheinlichkeit pParameter x = Parameter x

3.2.2.3.7 Um die Wahrscheinlichkeit eines sicherenSchiffsbetriebs zu erhöhen, sollte der Wert jedes Para-meters bis zu einem bestimmten Überschusswert erhöhtwerden, etwa bis zum Wert x* (Abbildung 16), bei dessenErreichen die Wahrscheinlichkeit eines sicheren Schiffs-betriebs (auf der Grundlage der für die Untersuchung ver-fügbaren Datenmenge) 100 Prozent betrüge. Dies würdejedoch zu einer unmäßigen Strenge des jeweiligen Krite-riums führen, das allerdings wegen unrealistischer Para-meter-Werte üblicherweise in der Praxis gar nicht zumTragen kommen kann. Dass Kurven, die auf diese Weiseerrechnet worden sind, sich schneiden, kann auf zweier-lei Weise erklärt werden. Es ist möglich, dass Schiffe derGruppe 2 mit einem Wert des fraglichen Parameters vonx < xcrit zwar unsicher sind, aber das Glück hatten, nichtin unmäßige Umweltverhältnisse zu geraten, die ein Ken-tern verursachen könnten. Andererseits könnte auch dieSchlussfolgerung gezogen werden, die Betrachtung ei-



nes einzigen Stabilitätsparameters reiche zur Beurteilungder Stabilität eines Schiffes nicht aus.

3.2.2.3.8 Die zuletzt erwähnte Überlegung führte zu demVersuch, die IMO-Datenbank für eine Diskriminanzanaly-se zu benutzen, bei der gleich eine ganze Reihe von Sta-bilitätsparametern untersucht wurde [Krappinger undSharma 1974]. Die Ergebnisse dieser Analyse standen je-doch erst zur Verfügung, nachdem der Unterausschuss„Stabilität und Freibord; Sicherheit von Fischereifahrzeu-gen“ (SLF) die in den Entschließungen A.167(ES.IV) undA.168(ES.IV) enthaltenen Kriterien angenommen hatte,und fanden deshalb keine Berücksichtigung.

3.2.2.3.9 Wie aus Abbildung 17 hervorgeht, ist die ge-naue Schätzung der kritischen Werte der jeweiligen Para-meter schwierig, weil diese Werte stark auf den Verlaufder Kurven in der Nähe des Schnittpunktes reagieren, be-sonders bei einer geringen Anzahl untersuchter Schiffe.

Abbildung 17 – Diskriminanzanalyse für denParameter GZ30 [IMO 1965]

Casualty records = UnfallberichteShips in fully loaded = Schiffe in gleichmäßig undhomogenous arrival voll beladenem Zustandcondition bei der AnkunftCARGO VESSELS = FRACHTSCHIFFEShips safely operated = sicher betriebene Schiffe

3.2.2.4 Annahme der endgültigen Kriterien und Über-prüfung der Kriterien anhand der Daten einerbestimmten Anzahl an Schiffen

3.2.2.4.1 Nach Auswertung der Diagramme wurdendann die endgültigen Kriterien in der Form erstellt, wie siein den Abbildungen 15 und 17 dargestellt sind. In derHauptgruppe der Diagramme waren auch die Kurven deraufrichtenden Hebelarme dargestellt (Abbildung 15); esgab jedoch auch Diagramme, in denen die Verteilung derdynamischen Stabilitätsarme dargestellt wurde. Die Dia-gramme wurden gemeinsam für Fracht- und Fahrgast-schiffe sowie für Fischereifahrzeuge erstellt; ausgenom-men waren jedoch Fahrzeuge, die Holz als Decksladungbefördern. Darüber hinaus wurden Diagrammsätze ge-sondert für Frachtschiffe und für Fischereifahrzeuge er-stellt. Es wurden auch Diagramme in der Form wie inAbbildung 17 dargestellt gesondert für jeden einzelnenStabilitätsparameter sowie gesondert für Fracht- undFahrgastschiffe einerseits sowie für Fischereifahrzeugeandererseits erstellt.

3.2.2.4.2 Nach nochmaliger Erörterung durch die Arbeits-gruppe „Intaktstabilität“ und den Unterausschuss „Stabili-tät und Freibord; Sicherheit von Fischereifahrzeugen“ (SLF)wurden die Stabilitätskriterien abgerundet und letztendlichin der Form angenommen, wie sie in den EntschließungenA.167(ES.IV) und A.168(ES.IV) nachzulesen sind.

3.2.2.4.3 In der ursprünglichen Analyse wurde der Win-kel der verschwindenden Stabilität zusätzlich mit ange-geben. Im endgültigen Entwurf war er jedoch wegen derweiten Streuung der Werte dieses Parameters nicht mehrenthalten.

3.2.2.4.4 Da jedes einzelne Kriterium beziehungsweisejeder Satz an Kriterien gegen eine aussagekräftige Men-ge an Daten vorhandener Schiffe zu prüfen ist, war es er-forderlich, eine gemeinsame Grundlage für einen Ver-gleich von Ergebnissen zu finden, die unter Anwendungunterschiedlicher Kriterien gewonnen worden waren. Diezweckmäßigste Grundlage für einen Vergleich war derWert KGcrit; das ist der höchste zulässige Wert von KG,der ein bestimmtes Kriterium beziehungsweise einen be-stimmten Satz an Kriterien erfüllt, und je höher der Wertvon KGcrit liegt, desto weniger fällt dieses Kriterium insGewicht.

3.2.2.4.5 Um ein Beispiel zu geben, könnten Kriterienmit Bezug zu den Hebelarmkurven folgendermaßen ge-schrieben werden:

GZ = KZ – KG sin φ (1)

und

(2)

3.2.2.4.6 Werden nun in den obigen Gleichungen für GZund φ die Werte des betreffenden Kriteriums eingesetzt,so ergeben sich aus den Gleichungen die Werte von KGcritfür die jeweilige Verdrängung. Daraus könnte die KurveKGcrit = f(Δ) gezeichnet werden. KGcrit könnte auch ent-sprechend der Darstellung in Abbildung 18 rein zeichne-risch ermittelt werden. Es ist möglich, die Werte von KGcritauch für dynamische Kriterien zu berechnen, jedoch istdieses Verfahren komplizierter.

Abbildung 18 – Graphische Ermittlung von KGcrit

KG =sin

),( GZKZ



3.2.2.4.7 Abbildung 19 zeigt die Ergebnisse der Berech-nungen von KGcrit für ein Fischereifahrzeug ([IMO 1966]).In diese Abbildung sind die Kurven KGcrit = f(Δ) für 11 ver-schiedene Kriterien eingezeichnet. Hat man für jedes ein-zelne Kriterium solche Kurven, so ist es recht einfach, dieKurve kritischer KG-Werte für eine ganze Gruppe zusam-mengehöriger Kriterien zu bestimmen, indem man einenUmschlag zeichnet.

3.2.2.4.8 Die Kurven für KGcrit, wie sie in Abbildung19 dargestellt sind, erlauben es auch, hinsichtlich dervergleichsweisen Bedeutung verschiedener einzelneroder zusammengehöriger Kriterien Schlussfolger-ungen zu ziehen und das vorherrschende Kriteriumzu bestimmen. Sind zusätzlich tatsächliche KG-Wer-te für das betreffende Schiff bekannt, so ist es mög-lich, abzuschätzen, ob das Schiff die Kriterien erfülltund welches Kriterium zu dem Zustand führt, derdem tatsächlichen Zustand am nächsten kommt.Wird unterstellt, ein in Fahrt befindliches Schiffe seiunter dem Aspekt der Stabilität sicher, so könnte mandaraus schlussfolgern, welches einzelne Kriteriumoder welche zusammengehörigen Kriterien am bestenpassen, ohne eine übermäßige Stabilitätsreserve zuerzeugen.

3.2.2.4.9 In Abbildung 20 wird unter Zugrundelegungder Formel

ein Histogramm der Verteilung der k-Werte für die analy-sierten Schiffe dargestellt.

Abbildung 19 – Plott der KGcrit-Kurven fürverschiedene Kriterien

Criterion = Kriterium

k =critical

actual

KG

KG [lies: k = WertKGkritischer

WertKGhertatsächlic ]

Abbildung 20 – Verteilung der Werte desKoëffizienten k für eine Reihe analysierter Schiffe[Sevastianov 1968]

3.3 Hintergrund der Entstehung der Formel zurnäherungsweisen Ermittlung des GM0-Min-destwertes für kleine Fischereifahrzeuge(IS-Code 2008 Teil B Ziffer 2.1.5.1)

3.3.1 Die Formel zur näherungsweisen Ermittlungdes Mindestwertes der metazentrischen Höhe für kleineFischereifahrzeuge wurde unter Benutzung des Verfah-rens der Regressionsanalyse entwickelt. Im Jahr 1967empfahl der IMO-Ausschuss von Fachleuten in Fragender Stabilität von Fischereifahrzeugen (PFV) die Ausar-beitung von Stabilitätsnormen für kleine Fischereifahr-zeuge mit einer Länge von weniger als 30 m. Der Grunddafür lag darin, dass für kleine Fischereifahrzeuge rechtoft keine Bauzeichnungen und Stabilitätsdaten zur Ver-fügung stehen; deswegen ist die Anwendung der Krite-rien im Sinne von Entschließung A.168(ES IV) unmöglich.Es wurde der Vorschlag gemacht, dass für diese Fahr-zeuge eine Stabilitätsnorm in Gestalt einer Formel fürGMcrit aufgestellt werden könnte, die mit dem auf derGrundlage des Rolltests geschätzten Wert für GM0 vergli-chen werden könnte. Der Wert für GMcrit sollte im Einklangmit den Kriterien im Sinne von Entschließung A.168(ES IV)stehen.

3.3.2 Die Mitglieder des PFV-Ausschusses wurdengebeten, zwecks Ausarbeitung der passenden Formel Sta-bilitätsdaten für möglichst viele kleine Fischereifahrzeugeund zusätzlich Angaben hinsichtlich der gegebenenfalls inihren Ländern benutzten Formeln zur näherungsweisenErmittlung des Wertes von GMcrit einzureichen. Diese For-meln wurden später mit den mittels Regressionsanalyseerstellten Formeln verglichen. Die Überprüfung aller For-meln zur näherungsweisen Ermittlung ergab eine rechtbreite Streuung der Werte für GMcrit. Dies war zu erwarten,denn es liegt auf der Hand, dass diese Formeln nicht alleParameter des Schiffskörpers berücksichtigen, die unterdem Gesichtspunkt der Stabilität von Bedeutung sind.Deshalb wurde keine der Formeln von der IMO übernom-men, sondern es wurde beschlossen, auf Grundlage derRegressionsanalyse einer größeren Anzahl von Daten fürkleine Fischereifahrzeuge eine ganz neue Formel auszuar-beiten.

3.3.3 Die Formel sollte Ergebnisse möglichst naheden Ergebnissen liefern, die man erhält, wenn die IMO-Kri-terien benutzt werden, die in Entschließung A.168(ES IV)enthalten sind. Da es unmöglich sein würde, alle Kriterien



zu berücksichtigen, wurde beschlossen, dass das typischeKriterium, welches erfüllt werden sollte, GZ30 = 0,20 m sei.

3.3.4 Es wurden Stabilitätsdaten von 119 Schiffenmit einer Länge zwischen 15 und 29 m gesammelt undanalysiert [IMO 1968a].

Abbildung 21 – Zusammenhang zwischen GMcrit undGZ = 0,20 m

3.3.5 Da die Bedingung fürGMcrit lautet:GZ30 = 0,2 m,gilt folgendes (Abbildung 21):

GZ30 = GM0 sin 300 + MS30 (3)

Dann gilt:

(4)

3.3.6 Da MS30 / B nur von geometrischen Parame-tern des Schiffskörpers abhängt, könnte dieser Parame-ter nicht nur dazu benutzt werden, den Parameter GMcrit

zu bewerten, sondern auch dazu, verschiedene Schiffs-körperformen unter dem Aspekt der Stabilität zu verglei-chen.

3.3.7 Da unterstellt wird, dass im allgemeinen die For-mel gilt:

,

sind polynomiale Ausdrücke unterschiedlicher Art mitden mittels Regressionsanalyse ermittelten Koëffizien-ten geprüft worden. Die Untersuchung der Fehler, diebeim Schätzen der GMcrit-Werte dieser Ausdrücke ge-genüber den tatsächlichen GMcrit-Werten der analysier-ten Schiffe aufgetreten waren, ergab, wie erwartet, dassbei etwa 50 vom Hundert der Schiffe der berechneteGMcrit-Wert unter dem tatsächlichen Wert lag. Für weite-re 50 vom Hundert lag er über dem tatsächlichen Wert(Abbildung 22a), wobei die Fehlerstreuung als annehm-bar betrachtet wurde. Zur Erhöhung der Sicherheit wur-de sodann beschlossen, dass die berechneten GMcrit-Werte um eine bestimmte Marge, die als „CGM“ benannt

GMcrit = 0,40 – 2BB

MS30

=L

l

D

B

B

ff

B

MS sup30

wurde, erhöht werden sollte, um die Situation herbeizu-führen, dass ungefähr 85 vom Hundert aller Schiffe als„sicher“ eingestuft werden konnten (Abbildung 22b).Dieser CGM-Wert wurde durch Interpolation ermittelt,und so kam heraus, dass der „richtige“ Wert lautenmuss: CGM = 0,1250.

Abbildung 22 – Fehlerverteilung beim Schätzen vonGMcrit für kleine Fischereifahrzeuge

Number of vessels = Anzahl an Schiffen

3.3.8 Die obige Formel (4) wurde folgendermaßengeändert:

(5)

3.3.9 Letztlich lautete die in Entschließung A.207(VII)aufgenommenen Formel:

(6)

wobei den nachstehenden Parametern folgende Wertezugewiesen wurden:

3.4 Literatur im Zusammenhang mit den Ziffern3.1 bis 3.3

IMO (1963). “Intact stability casualty record“, DokumentIS II/12.

IMO (1964). „Report on the national requirements for in-tact stability of ships“, Dokument IS III/3.IMO (1965). „Analysis of intact stability casualty records“,Dokumente IS IV/11 und IS IV/14.IMO (1966). „Analysis of intact stability casualty recordsof cargo and passenger vessels“, Dokument IS VI/3.IMO (1966a). „ Analysis of intact stability record of fishingvessels“, Dokument PFV IV/2.IMO (1966b). „Analysis of intact stability casualty recordsof fishing vessels“, Dokument PFV IV/2/Add 1.

GMcrit = 0.40 + CGM – 2 BB

MS30

GMcrit = 0.40 + CGM – 2 B ++++L

la

T

Ba

B

fa

B

faa

sup43

2

210

CGM = 0,1250 a2 = - 0,8340

a = - 0,0745 a3 = 0,0137

a1 = 0,3704 a4 = 0,0321



IMO (1967). „Analysis of the application of various stabi-lity criteria of fishing vessels. Part II“, Dokument PFV VI/24.

IMO (1968). „Analysis of simplified formulae for judge-ment of stability of fishing vessels“, Dokument PFV VI/8.

IMO (1968a). „Simplified stability criteria for decked fis-hing vessels under 30 m in length“, Dokumente PFV VIII/12und PFV IX/4/1.

IMO (1968b). „Recommendation on intact stability forpassenger and cargo ships under 100 metres in length“,Entschließung A.167(ES.IV).

IMO (1968c). „Recommendation on intact stability of fis-hing vessels“, Entschließung A.168(ES.IV).

IMO (1977a). „Intact stability criteria“, Dokument STAB XX(nichtamtliche Veröffentlichung).

IMO (1985). „Analysis of intact stability casualty records“,Dokumente SLF 30/4/4 und SLF/38.

IMO (1988). „Intact stability. Report of the ad hocWorkingGroup“, Dokument SLF 33/WP.8.

IMO (1988a). „Report to the Maritime Safety Committee“,Dokument SLF 33/12.

IMO (1990). „Draft code on intact stability for all types ofships covered in IMO instruments“, Dokument SLF 34/3/7.

IMO (1993). Code on intact stability for all types of ships“,Entschließung A.749(18).

Jens, J., Kobylinski, L. (1982). „IMO activities in respect ofinternational requirements for the stability of ships“.Second International Conference on stability of ships and oce-an vehicles, STAB ’82, Tokio.

Kobylinski, L. (1989). “Code of stability for all types ofships based on system approach“. International Conferen-ce PRADS 89, Varna, Bulgarien.

Kobylinski, L.K., Kastner, S. (2003). „Stability and Safetyof Ships. Vol. I: Regulation and Operation“. Elsevier Ocean En-gineering Book Series, Band 9, Elsevier.

Krappinger, O. und Sharma, S.D. (1974). „Sicherheit inder Schiffstechnik“. Tagungsband STG, Band 68.

Nadeinski, V.P. und Jens, J.E.L. (1968). „Stability of fis-hing vessels“. Tagungsband RINA.

Plaza, F., Petrov, A.A. (1986). „Further IMO activities inthe development of international requirements for the sta-bility of ships“. Third International Conference on stability ofships and ocean vehicles, STAB ’86, Danzig.

Plaza, F., Semenov, V.Y. (1990). „Latest work of the In-ternational Maritime Organization related to stability ofships“. Fourth International Conference on stability of shipsand ocean vehicles, STAB ’90, Neapel.

Rahola, J. (1935). „The judging of the stability of ships“.Tagungsband RINA.

Rahola, J. (1939). „The judging of the stability of shipsand the determination of the minimum amount of stabili-ty“. Dissertation, Helsinki.

Thompson, G. und Tope, J.E. (1970). „International con-siderations of intact stability standards“. Tagungsband RI-NA, Band 112, Seiten 43-67.

3.5 Hintergrund der Entstehung des Kriteriumsfür das Verhalten des Schiffes bei Starkwindund beim Rollen (Wetterkriterium)

3.5.1 Einführung

3.5.1.1 Eines der Elemente unter den allgemeinenBestimmungen des Intaktstabilitäts-Code von 2008 istdas Kriterium für das Verhalten des Schiffes bei Stark-wind und beim Rollen (kurz: das Wetterkriterium). Die-ses Kriterium wurde ursprünglich als Sicherheitsgarantgegen das Kentern eines Schiffes ausgearbeitet, dasunter dem Einfluss von starkem Wind und heftigem See-gang seine Antriebskraft und Steuerfähigkeit vollständigverloren hat – man bezeichnet es dann als „totesSchiff“. Da das Schiff dabei keine Fahrt voraus macht,gerät es in untypischer Weise in einen Zustand, in demSeitenwind und Quersee auf das Schiff einwirken. Des-halb wird dieses Kriterium unter Abstrahierung betrieb-licher Aspekte der Stabilität betrachtet; diese werdenbei den Hinweisen für Kapitäne zur Vermeidung gefähr-licher Situationen bei achterlicher See und bei seitlicherHecksee behandelt (MSC/Circ.707), bei deren Vorherr-schen ein Schiff leichter kentern kann als bei Vorherr-schen von Querseen.

3.5.1.2 Das erste IMO-Rechtsinstrument, in demdas „Wetterkriterium“ erwähnt wird, ist Beilage 3 zurSchlussakte des Internationalen Übereinkommens [An-merkung des Übersetzers: Gemeint sein muss „… derInternationalen Konferenz“ …] von Torremolinos überdie Sicherheit von Fischereifahrzeugen von 1977. Beiden Diskussionen im Rahmen der Ausarbeitung desTorremolinos-Übereinkommens erregte die Beschränkt-heit des Kriteriums der Kurve der aufrichtenden Hebel-arme auf der Grundlage von Entschließung A.168(ES.IV)die Aufmerksamkeit der Delegierten, da dieses Kriteriumlediglich auf Erfahrungen mit Fischereifahrzeugen in be-grenzten Gewässern beruht und keine Möglichkeit bie-tet, seine Anwendbarkeit auf andere Schiffstypen undandersartige Wetterbedingungen zu erweitern. Deshalbwurde für das Torremolinos-Übereinkommen anstattdes Kriteriums der Kurve der aufrichtenden Hebelarmedie Aufnahme des Kriteriums für das Verhalten desSchiffes bei Starkwind und beim Rollen samt einerRichtlinie für dessen Berechnung beschlossen. Dieseneue Bestimmung beruht auf den japanischen Stabili-tätsnormen für Fahrgastschiffe (Tsuchiya, 1975; Wata-nabe et al., 1956).

3.5.1.3 Dann kam in der IMCO ähnliche Kritik am Kri-terium der Kurve der aufrichtenden Hebelarme für Fahr-gast- und Frachtschiffe (Entschließung A.167(ES.IV)) auf.Es wurde verlangt, wegen des beschränkten Umfangsverfügbarer statistischer Daten müsse EntschließungA.167(ES.IV) mindestens auf Schiffe mit einer Längevon bis zu 100 m Anwendung finden. Schließlich wur-de 1985 auch für Fahrgast- und Frachtschiffe sowie fürFischereifahrzeuge mit einer Länge von 45 m odermehr ein Wetterkriterium beschlossen (EntschließungA.562(14)). Bei diesem neuen Kriterium wird die grund-sätzliche Regelung im Sinne der japanischen Stabili-tätsnorm für Fahrgastschiffe beibehalten; zusätzlich istjedoch die in der UdSSR gebräuchliche Formel für dieBerechnung des Rollwinkels einbezogen worden. Für



kleinere Fischereifahrzeuge wurde im Jahr 1991 Ent-schließung A.685(17) angenommen. Dabei wird alsweiteres Lehnelement aus der Norm der UdSSR dieverringerte Windgeschwindigkeit in der Nähe der Mee-resoberfläche eingeführt. Bei Verabschiedung des In-taktstabilitäts-Code mit Entschließung A.749(18) imJahr 1993 wurden dann sämtliche obengenannten Be-stimmungen ersetzt.

3.5.2 Energieausgleichsverfahren

3.5.2.1 Das Grundprinzip aller Wetterkriterien istder Energieausgleich zwischen den durch Seitenwindgenerierten krängenden und aufrichtenden Momenten,wobei zusätzlich auch eine gewisse Rollbewegung desSchiffes mitberücksichtigt wird. Eines der grundlegen-den Werke zu den Energieausgleichsverfahren ist diediesbezügliche Arbeit von Pierrottet aus dem Jahr 1935(Abbildung 23). Dabei ist, wie in Abbildung 3.1 dar-gestellt wird, die für das Wiederaufrichten des Schiffesbenötigte Energiemenge größer als diejenige, die fürdie durch den Wind hervorgerufene Krängung desSchiffes benötigt wird. Da keine Rollbewegung be-rücksichtigt wird, wird unterstellt, dass das Schiff inaufrechtem Zustand plötzlich einem durch den Winderzeugten Krängungsmoment ausgesetzt ist. DieseÜberlegungen fanden später Eingang in die zwischen-durch geltenden Stabilitätsvorschriften der UdSSR unddann auch von Polen, Rumänien, der Deutschen De-mokratischen Republik und von China (Kobylinski undKastner, 2003).

3.5.2.2 In Japan wird das Energieausgleichsver-fahren in der Weise erweitert, dass die Rollbewegungdes Schiffes mit einbezogen sowie zwischen gleichmä-ßig wehendem und böigem Wind unterschieden wird,wie dies in Abbildung 24 dargestellt ist. Dann wird dasVerfahren als Grundelement der japanischen inner-staatlichen Norm verankert (Watanabe et al., 1956). Inder Regelung des Staatlichen Schiffsregisters derUdSSR von 1961 wird ebenfalls von einem anfängli-chen Rollwinkel in Windrichtung ausgegangen, wie diesin Abbildung 24 dargestellt ist. Das momentan gelten-de Wetterkriterium der IMO nach dem IS-Code, Teil A,Kapitel 2.3 benutzt das in Japan gebräuchliche Ener-gieausgleichsverfahren ohne nennenswerte Änderung.Hier nehmen wir zunächst an, ein Schiff weise in einerQuersee und bei aufgrund beständigen Windes gleich-bleibendem Krängungswinkel eine Resonanz-Rollbe-wegung auf. Sodann wird als ungünstigster Fall ange-nommen, dass das Schiff beim Rollen in Windrichtungvon einer Windbö getroffen wird. Bei Vorliegen einerResonanz-Rollbewegung neutralisieren sich das Roll-dämpfungsmoment und das wellenerregende Momentgegenseitig. Deshalb kann infolge des Ausgleichs zwi-schen aufrichtender Energie und vom Wind generierterKrängungsenergie unterstellt werden, dass sich dasSchiff in einer mehr oder weniger aufrechten Positionbefindet. Da außerdem im letzten Stadium des Ken-terns, wenn das Schiff bereits dem Winkel der ver-schwindenden Stabilität nahegekommen ist, kein Re-sonanzmechanismus wirkt, könnte die Wirkung deswellenerregenden Moments als gering vernachlässigtwerden (Belenky, 1993).

Abbildung 23 – Energieausgleichsverfahren nachPierrottet (1935)

Condition: = Bedingung:

Abbildung 24 – Energieausgleichsverfahren in deneinschlägigen Normen der UdSSR (oben) undJapans (unten) (Kobylinski und Kastner, 2003)

3.5.3 Windbedingtes Krängungsmoment

3.5.3.1 In der japanischen Norm wird das beständigeKrängungsmoment, Mw, durch nachstehende Formelausgedrückt:

(1)

wobei

ρ = Luftdichte

CD = Strömungswiderstandskoëffizient

A = seitliche Windauftrefffläche oberhalb der Was-serlinie

H = krängender Hebelarm

H0 = senkrechter Abstand vomMittelpunkt der seit-lichen Windauftrefffläche zu einem Punkt aufeiner Linie entlang des mittleren Tiefgangs desSchiffes

V = Windgeschwindigkeit

MW =2

1CD AH0 (H / H0)Vw

2



3.5.3.2 Die in Versuchen mit Fahrgastschiffen und Ei-senbahnfährschiffen gewonnenen CD-Werte liegen zwi-schen 0,95 und 1,28. Zusätzlich ergab eine Prüfung imWindtunnel für ein in der Inlandsfahrt eingesetztes Fahr-gastschiff (Okada, 1952), dass der Quotient H / H0 etwa1,2 beträgt. Ausgehend von diesen Daten wurde unter-stellt, dass CD(H / H0) durchschnittlich 1,22 betrage. Die-se Formel und diese Koëffizienten wurden auch bei derIMO angenommen.

3.5.3.3 Um der abwechselnden Windstärke Rech-nung zu tragen, müsste das Auftreten von Böen be-stimmt werden. In Abbildung 25 wird das Auftreten vonBöen bei unterschiedlichen Starkwindverhältnissen dar-gestellt (Watanabe et al., 1955). Hier liegt der Höchst-faktor bei 1,7 und der Durchschnittsfaktor bei √—1,5 (also≈ 1,23). Allerdings wurden diese Werte über eine Zeit-spanne von 2 Stunden ermittelt, während ein Kenterninnerhalb einer halben natürlichen Rollperiode ablaufenkönnte, also in etwa 3 bis 8 Sekunden. Zusätzlich könn-te wegen einer so kurzen Dauer eine Reaktionskraft aufdie Mitte der Schiffsmasse wirken. Deshalb wird anstattdes Höchstwerts der Durchschnittswert laut Abbildung25 herangezogen. Dies führt zu einem Wert von 1,5 alsKrängungswinkelmultiplikator beim Auftreten von Böen,wie es auch im Intaktstabilitäts-Code von 2008 darge-stellt ist.

Abbildung 25 – Böigkeit des auf See auftretendenWindes (Watanabe et al., 1956)

Gustiness = Faktor für das Auftreten von BöenTyphoon = TaifunLows = TiefdruckgebieteFront = WetterfrontBarometric gradient = LuftdruckAverage 1.23 √—1.5 = Durchschnittswert 1,23

(entspricht √—1,5 )Average wind vel. (m/sec) = durchschnittliche Windgeschwindigkeit

3.5.4 Der Rollwinkel imWellengang (JapanischesVerfahren)

Schiffsbewegungen lassen sich im allgemeinen einteilenin Wogen, Schwoien, Tauchen, Rollen, Stampfen undGieren. Fährt ein Schiff in Querseen, kommt es jedochnur zum Schwoien, Tauchen und Rollen. Die Auswirkun-gen des Tauchens auf das Rollen sind so gering, dasssie vernachlässigt werden können, während der Einflussdes Schwoiens auf das Rollen durch das Rolldiffrak-tionsmoment neutralisiert wird (Tasai und Takagi, 1969).Deshalb lässt sich die Rollbewegung ohne Beeinflus-sung durch andere Arten der Bewegung im Modell nach-bilden, wenn das wellenerregende Moment ohne Wel-

lendiffraktion geschätzt wird. Demzufolge kann, wennder nicht-lineare Rolldämpfungseffekt berücksichtigtwird, die Amplitude resonanten Rollens in regelmäßigenQuerseen, φ (Winkelgrade), folgendermaßen ermitteltwerden:

(2)

wobei

Θ (= 180s)= maximale Wellenneigung (Winkelgrade)

s = Wellensteilheit

r = effektiver Wellenneigungskoëffizient

N = Bertinscher Rolldämpfungskoëffizient inAbhängigkeit von der Rollamplitude

3.5.4.1 Wellensteilheit

Ausgehend von auf See gemachten Beobachtungen ver-öffentlichten Sverdrup und Munk 1947 eine Abhandlungüber den Zusammenhang zwischen demWellenalter undder Wellensteilheit (siehe die Darstellung in Abbildung26). Hierbei wird das Wellenalter errechnet aus dem Ver-hältnis der Wellenphasengeschwindigkeit u zur Wind-geschwindigkeit v und zur Wellenhöhe Hw, womit die -signifikante Wellenhöhe gemeint ist. Wenn wir nun die

Dispersionsformel für Wasserwellen, nämlich u = ,

heranziehen, so kann dieses Diagramm in ein Diagrammmit der Wellenperiode T umgewandelt werden (siehe dieDarstellung in Abbildung 27). Weiterhin könnte, da dasSchiff unter einer resonanten Rollbewegung leidet, an-genommen werden, die Wellenperiode sei gleich der na-türlichen Rollperiode des Schiffes. Hierbei ist bemerkens-wert, dass die ermittelte Wellensteilheit eine Funktion vonRollperiode und Windgeschwindigkeit darstellt. Zusätz-lich werden anhand der Originaldaten die Bereiche für diemaximalen und die minimalen Steilheitswerte heraus-gefiltert.

Abbildung 26 – Zusammenhang zwischenWellenalter und Wellensteilheit(Sverdrup und Munk, 1947)

Wave steepness = Wellensteilheit

Wave age = Wellenalter

=)(2 N

2

gT



Abbildung 27 – Zusammenhang zwischenRollperiode und Wellensteilheit nach dem in Japangebräuchlichen Verfahren (Yamagata, 1959)

Wave steepness = WellensteilheitPeriod = Rollperiode

3.5.4.2 Hydrodynamische Koëffizienten

Zur Verwendung von Gleichung (2) ist es erforderlich,die Werte r und N schätzungsweise zu ermitteln. Dadas wellenerregende Moment unter Ausschaltung dervom Schiff verursachten Wellendiffraktion geschätztwerden soll, lässt es sich dadurch ermitteln, dass derungestörte Wasserdruck auf den Schiffskörper unterder ruhigen Wasserfläche integriert wird. Watanabe(1938) hat dieses Verfahren auf verschiedene Schiffeangewandt und eine empirische Formel ausgearbeitet,die eine Funktion von Wellenlänge, Schwerpunkt in derSenkrechten (VCG), metazentrischer Höhe (GM), Brei-te, Tiefgang, Blockkoëffizient und Wasserflächenkoëffi-zient darstellt. Zur Vereinfachung wird die Formel für 60tatsächlich vorhandene Schiffe als bloße Funktion vonVCG und Tiefgang weiter vereinfacht (siehe die Dar-stellung in Abbildung 28). Mit diesem Verfahren wurdedie im IMO-Wetterkriterium verwendete Formel für r er-mittelt.

Abbildung 28 – Effektiver Wellenneigungskoëffizient:gemessene Werte (Punkte) und geschätzte Werte(durchgezogene Linie) (Yamagata, 1959)

Effective wave slope coeff. = effektiver Wellenneigungskoëffizient

Zum Schätzen des N-Koëffizienten standen verschie-dene empirische Formeln zur Verfügung. In der japani-

schen Stabilitätsnorm wird für Schiffe mit Bilgenkiel beieinem Rollwinkel von 20 Grad der Wert N = 0,02 emp-fohlen. Ein gewisses Maß an Beweiskraft für die Rich-tigkeit dieses Wertes lässt sich in Abbildung 29 (Motora,1957) finden.

Abbildung 29 – Beispiele für in Modellversuchen ge-messene N-Koëffizienten

N coefficients = N-Koëffizienten

torpedo boat = Torpedoboot

cargo ship = Frachtschiff

N at 20 degrees = N bei 20 Grad

train ferry = Eisenbahnfährschiff

passenger ship = Fahrgastschiff

N at 10 degrees = N bei 10 Grad

3.5.4.3 Natürliche Rollperiode

Zum Berechnen der Wellensteilheit ist es notwendig, dienatürliche Rollperiode des betrachteten Schiffes zuschätzen. In der japanischen Norm wird der am echtenSchiff gemessene Wert durch Anwendung von Katosempirischer Formel (Kato, 1956) korrigiert. Allerdingsempfand man dieses Verfahren beim Unterausschuss„Fragen von Unterteilung und Stabilität“ als recht müh-selig, und so erging an Japan das Ersuchen, zur Berech-nung der Rollperiode eine einfache und aktualisierte em-pirische Formel auszuarbeiten. So kam es, dass Moritaanhand von Daten, die 1982 von 71 Vollschiffen erhobenworden waren, mit statistischen Methoden die jetzigeFormel entwickelte. Wie in Abbildung 30 zu sehen ist,liegen alle erhobenen Daten innerhalb eines Fehlerkorri-dors von ± 7.5 vom Hundert neben den nach MoritasFormel zu erwartenden Ergebnissen. Genauer gesagt,beträgt die Normalabweichung von der Formel 1.9 vomHundert. Darüber hinaus ergab die Sensitivitätsanalysezur erforderlichen metazentrischen Höhe, dass selbsteine 20-prozentige Abweichung von den geschätztenC-Werten nur zu einer Abweichung von 0,04 m bei derBerechnung der erforderlichen metazentrischen Höheführen würde. Daraus zog die IMO den Schluss, dassdiese Formel für die Wetterkriterien verwendet werdenkönne.



Abbildung 30 – Schätzgenauigkeit einer empirischenFormel für die Rollperiode

C coefficient for roll period = Koëffizient „C“ für die Rollperiode

Measured values = gemessene Werte

passenger ship = Fahrgastschiff

cargo ship = Frachtschiff

RoPax ferry = kombiniertes Ro/Ro-Fahrgast-Fährschiff

fishing vessel = Fischereifahrzeug

Calculated values from = nach Moritas FormelMorita’s formula berechnete Werte

3.5.4.4 Zufälligkeit der Wellen

Im Sverdrup-Munk-Diagramm wird die Wellensteilheitdurch die signifikante Wellenhöhe in unregelmäßigenWellen definiert; dagegen gilt der Wert für die resonanteRollamplitude aus Gleichung (2) für regelmäßige Wellen.Um die Lücke zwischen beiden Größen zu schließen,wurde zwischen der Rollamplitude in unregelmäßigenWellen, bei denen signifikante Wellenhöhe und üblicheWellenperiode gleich der Höhe und Periode regelmäßigerWellen sind, und der resonanten Rollamplitude in regel-mäßigen Wellen verglichen. Bei der Untersuchung dermaximalen Amplitude aus 200 bis 500 Rollzyklen ergibtsich ein Reduktionsfaktor von 0,7.

Abbildung 31 – Vergleich von Rollamplituden inregelmäßigen und unregelmäßigen Wellen(Watanabe et al., 1956)

Magnification factor = Vergrößerungsfaktor

Amongst regular waves = inmitten regelmäßiger Wellen

(Max amp. out of 500 rolls) = (max. Ampl. aus 500 Rollbewegungen)

( ” ” 200 ” ) = (max. Ampl. aus 200 Rollbewegungen)

Average Amp. = durchschnittliche AmplitudeSignificant amp. = kennzeichnende AmplitudeTuning factor = Korrekturfaktor

3.5.4.5 Geschwindigkeit gleichmäßig wehenden Win-des

Wie oben erklärt, wurden beim japanischen Wetterkriteri-um probabilistische Annahmen zur Bestimmung des Ver-halten des Schiffes in Böen und beim Rollen in unregelmä-ßigenWellen eingeführt. Diese Annahmen verundeutlichenendgültiges probabilistisches Sicherheitsniveau. Wegenmöglicher Fehler beim Schätzen des Koëffizienten desHebelarms der windbedingten Krängung, des Rolldämp-fungskoëffizienten, des effektiven Wellenneigungskoëffi-zienten, der natürlichen Rollperiode und derWellensteilheitwurde die Unsicherheit beim vorgeschriebenen Sicher-heitsniveau immer größer. Deshalb führte Japan Probebe-rechnungen für 50 Schiffe durch, wozu 13 seegehendeSchiffe gehören (siehe Abbildung 32). Auf der Grundlagedieser berechneten Ergebnisse wurde die Geschwindigkeitgleichmäßig wehenden Windes ermittelt, um so zwischenSchiffen mit ausreichender Stabilität und anderen Schiffenzu unterscheiden. Mit anderenWorten: Bei Schiffenmit un-genügender Stabilität sollte der Energieausgleich nicht mitdiesemVerfahren erzielt werden. ImErgebniswird dieWind-geschwindigkeit für hochseegängige Schiffe mit 26m/sfestgelegt. Auf dieser Grundlage werden ein gesunkenesTorpedoboot (0-12-I), ein gesunkener Zerstörer (0-13) unddrei Fahrgastschiffe mit ungenügender Stabilität (0-3, 7und 9) als „unsicher“ sowie zwei Frachtschiffe, drei kleine-re und drei größere Fahrgastschiffe als „sicher“ eingestuft.Dabei ist bemerkenswert, dass die Windgeschwindigkeitvon 26m/s nur aus Unfallstatistiken für Schiffe stammt undnicht unmittelbar aus Windstatistiken gewonnen wird. DieIMO hat den Wert von 26 m/s auch als kritische Wind-geschwindigkeit beschlossen. Setzt man Vw = 26 m/s inGleichung (1) ein, hat man den Winddruck im derzeiti-gen IS-Code.

Abbildung 32 – Ergebnisse der Probeberechnungenzur Ermittlung der beständigen Windgeschwindig-keit. Zusammenhang zwischen Windgeschwindig-keit und b/a-Faktor für verschiedene Beispielschiffe(Watanabe et al., 1956)

Wind velocity = Windgeschwindigkeit



3.5.4.6 Rollverhalten imWellengang (in der Sowjetunionübliches Verfahren)

In der Stabilitätsnorm der Sowjetunion (UdSSR, 1961)wird die maximale Rollamplitude von 50 Rollzyklen fol-gendermaßen geschätzt:

φR = kX1X2φA (3)

In dieser Formel ist k eine Funktion der Bilgenkielfläche,X1 ist eine Funktion des Quotienten aus Breite und Tief-gang des betreffenden Schiffes [B/d], X2 ist eine Funktiondes Blockkoëffizienten und φA ist die Rollamplitude desNormschiffes, die in Abbildung 33 dargestellt ist. DieseFormel wurde durch systematische Berechnungen für ei-ne ganze Reihe von Schiffen ausgearbeitet, wobei Trans-ferfunktion und Wellenspektrum benutzt wurden (Koby-linski und Kastner, 2003).

Abbildung 33 – Norm-Rollamplitude im sowjetischenKriterium (UdSSR, 1961)

Unrestricted = Gewässer ohne EinschränkungenRestricted waters = Gewässer mit Einschränkungen

Wie bereits erwähnt wurde, beschloss die IMO, teilweisediese Rollwinkelformel der UdSSR zusammen mit demjapanischen Kriterium zu benutzen. Der Grund war, dassdie sowjetische Formel beim Schätzen der Rolldämpfungauf die Form des Schiffsrumpfes abstellt, während die ja-panische Formel dies nicht tut. Die vorgeschlagene For-mel lautet demnach:

φ1(Winkelgrade) = CJRkX1X2√rs (4)

Dabei stellt CJR einen Korrektur-Faktor dar, mit dessenHilfe das Sicherheitsniveau des neuen Kriteriums auf der-selben Ebene wie die in Japan gebräuchliche Norm ge-halten werden kann. Zum Bestimmen dieses Faktorsführten einige Mitgliedstaaten des Unterausschusses„Fragen von Unterteilung und Stabilität“ Probeberech-nungen der japanischen Formel und von neueren For-meln durch. Zum Beispiel führte Japan im Jahr 1980 (imLiteraturverzeichnis aufgeführt als „Japan 1982“) Probe-berechnungen für 58 von insgesamt 8.825 Schiffen miteiner Bruttoraumzahl von mehr als 100 unter der japani-schen Flagge durch. Die 58 in die Berechnungen einbe-zogenen Schiffe unterteilen sich in 11 Stückgutschiffe,10 Öltankschiffe, 2 Chemikalientankschiffe, 5 Flüssiggas-tankschiffe, 4 Containerschiffe, 4 Autotransportschiffe,5 Schlepper und 17 Fahrgast- oder kombinierte Ro/Ro-Fahrgastschiffe. Als Ergebnis des Berechnungsprojektsbefand die IMO, dass der Faktor CJR 109 betragen solle.

3.6 Literatur im Zusammenhang mit Ziffer 3.5

Belenky, V.L. (1993). Capsizing Probability ComputationMethod, Journal of Ship Research, 37(3): 200-207.

Japan (1982). Weather Criteria, Results on JapaneseShips, IMO-Dokument SLF/7.

Kato, H. (1956). On a Method for Calculating an Approxi-mate Value of the Rolling Period of Ships, Journal of So-ciety of Naval Architects of Japan, Band 89.

Kobylinski, L.K. und S. Kastner (2003). Stability andSafety of Ships, Elsevier (Oxford, UK), Band 1.

Motora, S. (1957). Ship Dynamics, Kyoritsu Publications(Tokio).

Okada, S. (1952). On the Heeling Moment due to WindPressure on Small Vessels, Journal of Society of NavalArchitects of Japan, Band 92, Seiten 75-81.

Pierrottet, E. (1935). A Standard of Stability for Ships,Transaction of the Institution of Naval Architects, Seite208.

Sverdrup, H.U. und W.H. Munk (1947). Wind, Sea andSwell, Theory of Relations for Forecasting, HydrographicOffice Publication No. 601.

Tasai, F. undM. Takagi (1969). Theory and CalculationMe-thod for Response in Regular Waves, Seakeeping Sympo-sium, Society of Naval Architects of Japan, Seite 40.

Tsuchiya, T. (1975). An Approach for Treating the Stabilityof Fishing Boats, Proceedings of International Conferenceon Stability of Ships and Ocean Vehicles, University ofStrathclyde, 5.3:1-9.

USSR (1961). Standards of Stability of Sea-Going Ves-sels and Coasters, Register of Shipping of the USSR,Morskoy Transport, Moskau. Auch abgedruckt in IMCO-Dokument STAB/77, USSR (1979).

Watanabe, Y., (1938). Some Contributions to the Theoryof Rolling, Tagungsband der Institution of Naval Archi-tects, 80: 408-432.

Watanabe, Y. et al. (1955). Report of the OceanWind aboutJapan on the Naval-Architectural Point of View, Journal ofSociety of Naval Architects of Japan, Band 96: 37-42.

Watanabe, Y. et al. (1956). A Proposed Standard ofStability for Passenger Ships (Part III: Ocean-going andCoasting Ships), Journal of Society of Naval Architectsof Japan, Band 99: 29-46.

Yamagata, M. (1959). Standard of Stability Adopted inJapan, Tagungsband der Institution of Naval Architects,101:417-443.

KAPITEL 4 – HINWEISE ZUR ANWENDUNG DES IN-TAKTSTABILITÄTS-CODE VON 2008

4.1 Kriterien hinsichtlich der Eigenschaften derKurven der aufrichtenden Hebelarme

Für manche Schiffe ist die Vorschrift in Teil A Ziffer 2.2.3des Code unter Umständen nicht praktikabel. DieseSchiffe zeichnen sich dadurch aus, dass sie recht breitsind und einen recht geringen Tiefgang haben; grob ge-sagt, gilt für sie die Formel: B/D ≥ 2.5. Für solche Schiffekönnen die Verwaltungen wahlweise nachstehende Krite-rien anwenden:



.1 Der größte aufrichtende Hebelarm sollte beieinem Krängungswinkel von nicht wenigerals 15 Grad auftreten und

.2 die Fläche unter der Kurve der aufrichten-den Hebelarme sollte bis zu einem Winkelvon 15 Grad nicht weniger als 0,070 Ra-diantenmeter betragen, wenn der größteaufrichtende Hebelarm bei einem Krän-gungswinkel von 15 Grad auftritt, und bis zueinemWinkel von 30 Grad nicht weniger als0,055 Radiantenmeter, wenn der größteaufrichtende Hebelarm bei einem Krän-gungswinkel von 30 Grad auftritt. Tritt dergrößte aufrichtende Hebelarm bei einemKrängungswinkel zwischen 15 und 30 Gradauf, so sollte sich die entsprechende Flächeunter der Kurve der aufrichtenden Hebelar-me nach folgender Formel berechnen:

0,055 + 0,001 (30° - φmax) Radiantenmeter*.

(VkBl. 2010, S. 219)

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