JP2005114455A - Method for estimating fatigue damage of moorage dolphin - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、浮体に作用する外力の非線形性や係留ドルフィンの非線形反力特性を考慮した係留ドルフィンの疲労被害予測方法に関する。 The present invention relates to a method for predicting fatigue damage of a moored dolphin in consideration of non-linearity of external force acting on a floating body and non-linear reaction force characteristics of the moored dolphin.
図12を参照しつつ背景技術について説明する。
図12は、石油を備蓄するタンクを洋上で係留する方式の一例を示す模式図である。
図12には、海中に設置された石油備蓄タンク(浮体構造物:メガフロート)1が示されている。この石油備蓄タンク1は、係留ドルフィン3A、3Bによって海中に係留されている。係留ドルフィン3A、3Bは、水底から立ち上がった主要杭5A、5Bと、これらの上端内側に設けられたフェンダー6A、6Bを備えている。石油備蓄タンク1の動揺に伴う衝撃は、主要杭5A、5B上端のフェンダー6A、6Bで抑えられる。係留ドルフィン3A、3Bの外側は、防波堤7で取り囲まれている。この防波堤7の内側に静穏海域が形成されることで石油備蓄タンク1の動揺が抑えられ、よって係留ドルフィン3A、3Bの受ける負荷(疲労)が低減されるようになっている。
The background art will be described with reference to FIG.
FIG. 12 is a schematic diagram illustrating an example of a method for mooring a tank for storing oil offshore.
FIG. 12 shows an oil storage tank (floating structure: mega float) 1 installed in the sea. This
図12に示す係留方式では、石油備蓄タンク1の動揺を抑えるため、防波堤7の設置が必須である。しかしながら、防波堤7を常に設置しなければならないとなると、石油備蓄タンク1が大型化した場合等には、多額の建造費用がかかってしまう。さらに、防波堤7を設置すると、海流を阻害することとなるため、周辺海域の環境への悪影響も懸念される。あるいは、石油備蓄タンク1を沖合に配置する場合には、そもそもタンク周囲への防波堤の設置自体が不可能となる。
In the mooring method shown in FIG. 12, the breakwater 7 must be installed in order to suppress the
そこで、防波堤を建造せず、石油備蓄タンク等の浮体構造物を長期にわたって係留し続ける方式が求められている。防波堤を建造しない場合、浮体構造物は、波浪外力や潮流力を直接的に受けることとなるため、係留ドルフィンに加わる負荷も大きくなる。そこで、浮体構造物や係留ドルフィンの将来的な健全性を定量的に予測診断し、ダメージに至りそうな箇所を未然に見つけて適切に補修し、長期的な維持管理を円滑に実施できるようにすることが必要となる。特に、浮体構造物からの負荷を受ける係留ドルフィンについては、正確な疲労状況を予測することが不可欠の要請となる。 Therefore, there is a need for a system that does not build a breakwater and continues to moor floating structures such as oil storage tanks over a long period of time. When a breakwater is not constructed, the floating structure is directly subjected to wave external force and tidal force, so that the load applied to the mooring dolphin increases. Therefore, the future soundness of floating structures and moored dolphins can be quantitatively predicted and diagnosed so that locations that may cause damage can be detected in advance and repaired appropriately so that long-term maintenance can be carried out smoothly. It is necessary to do. In particular, for moored dolphin that receives a load from a floating structure, it is indispensable to predict an accurate fatigue state.
このような係留ドルフィンの疲労被害予測診断については、従来より、例えば非特許文献1に記載されている方法が知られている。この方法は、浮体構造物に作用する外力(風力、波力、潮流力)を定常成分と変動成分に分離し、これら各々の成分に対する係留反力を足し合わせて、全体の係留反力を評価するものである。但し、この方法では、外力の変動成分を計算するに当たって、浮体構造物の運動の応答関数と統計理論を組み合わせて計算している。
For such fatigue damage prediction diagnosis of moored dolphin, a method described in Non-Patent
前述した非特許文献1においては、外力の変動成分から係留反力を見積もる際に、浮体構造物の運動の応答関数と統計理論を組み合わせて計算しているため、線型理論の範囲内での取り扱いとなっている。しなしながら、実際の現象は非線形であるから、線型理論の範囲内で問題を取り扱っていては、係留反力の見積もり精度が低い。そのため、係留ドルフィンの疲労状況を正確に予測することも困難である。
In
本発明は、前記の課題に鑑みてなされたものであって、浮体に作用する外力の非線形性や係留ドルフィンの非線形反力特性を考慮することで、係留ドルフィンの疲労被害予測をより正確に行なうことができる方法を提供することを目的とする。 The present invention has been made in view of the above problems, and more accurately predicts the fatigue damage of a moored dolphin by taking into account the non-linearity of the external force acting on the floating body and the non-linear reaction force characteristics of the moored dolphin. It aims to provide a method that can be used.
本発明の係留ドルフィンの疲労被害予測方法は、液面上で浮体を係留する係留ドルフィンの疲労被害を予測する方法であって、 浮体及び係留ドルフィンの配置環境下における自然環境条件を取り込み(第1ステップ)、 この自然環境条件に基づく環境外力が作用した際の浮体の運動状態を予測し(第2ステップ)、 この運動状態に応じて浮体が係留ドルフィンから受ける係留反力を予測し(第3ステップ)、 この係留反力から係留ドルフィン自体の受ける負荷を予測し(第4ステップ)、 この係留ドルフィン自体の受ける負荷に基づき係留ドルフィン中の特定箇所の疲労度合いを予測し(第5ステップ)、 前記第2ステップ中の浮体の運動状態を、非線形時系列シミュレーションを用いて予測することを特徴とする。 The method for predicting fatigue damage of a moored dolphin according to the present invention is a method for predicting the fatigue damage of a moored dolphin that anchors a floating body on a liquid surface. Step), predicting the motion state of the floating body when an external environmental force is applied based on this natural environmental condition (second step), and predicting the mooring reaction force that the floating body receives from the mooring dolphin according to this motion state (third step) Step), predicting the load received by the mooring dolphin itself from this mooring reaction force (fourth step), predicting the degree of fatigue at a specific location in the mooring dolphin based on the load received by the mooring dolphin itself (fifth step), The motion state of the floating body during the second step is predicted using a nonlinear time series simulation.
本発明によれば、浮体に作用する外力の非線形性や係留ドルフィンの非線形反力特性を考慮した非線形時系列シミュレーションを実施することで、係留ドルフィンの疲労被害予測をより正確に行なうことができる。これにより、ダメージに至りそうな箇所を未然に見つけて適切に補修することができるので、係留ドルフィンの長期的な維持管理を円滑に実施することができる。 According to the present invention, the fatigue damage prediction of the moored dolphin can be more accurately performed by performing the non-linear time series simulation considering the non-linearity of the external force acting on the floating body and the non-linear reaction force characteristic of the moored dolphin. This makes it possible to find a location that is likely to cause damage and repair it appropriately, so that long-term maintenance of the moored dolphin can be smoothly performed.
本発明の係留ドルフィンの疲労被害予測方法においては、前記第2ステップ中の浮体の運動状態を、次式の運動方程式に基づき予測することが好ましい:
i=1、2、6
mii(∞):周波数無限大での付加質量及び付加慣性モーメント、
FVi:粘性減衰力及びモーメント、
Lii:メモリー影響関数、
FMi:係留反力、
FHi (1):線形波力及びモーメント
FHi (2):長周期変動波力及びモーメント
FWi:風力及びモーメント
FCi:潮流力及びモーメント
である。
In the method of predicting fatigue damage of moored dolphin according to the present invention, it is preferable to predict the motion state of the floating body during the second step based on the following equation of motion:
i = 1, 2, 6
m ii (∞): additional mass and additional moment of inertia at infinite frequency,
F Vi : viscous damping force and moment,
L ii : Memory influence function,
F Mi : mooring reaction force,
F Hi (1) : Linear wave force and moment F Hi (2) : Long period fluctuation wave force and moment F Wi : Wind force and moment F Ci : Tidal force and moment.
本発明の係留ドルフィンの疲労被害予測方法においては、前記メモリー影響関数Liiを、次式に基づき算出することが好ましい:
Nii(ω):造波減衰力係数
である。
In the moored dolphin fatigue damage prediction method of the present invention, the memory influence function L ii is preferably calculated based on the following equation:
N ii (ω) is a wave damping force coefficient.
本発明によれば、浮体に作用する外力の非線形性や係留ドルフィンの非線形反力特性を考慮した非線形時系列シミュレーションを用いることで、係留ドルフィンの疲労被害予測をより正確に行なうことができ、係留ドルフィンの長期的な維持管理を円滑に実施できる効果がある。 According to the present invention, by using a nonlinear time series simulation that takes into account the nonlinearity of the external force acting on the floating body and the nonlinear reaction force characteristics of the mooring dolphin, it is possible to more accurately predict the fatigue damage of the mooring dolphin, There is an effect that the long-term maintenance of the dolphin can be carried out smoothly.
以下、本発明の実施の形態について、図面を参照しながら詳細に説明する。
図1(A)は本実施例に係る浮体及び係留ドルフィンを示す平面図であり、図1(B)は同浮体の側面図である。
図2は、同係留ドルフィンの全体構成を示す斜視図である。
図3は、同係留ドルフィンの詳細図である。(A)は平面図であり、(B)は側面図であり、(C)は正面図である。
Hereinafter, embodiments of the present invention will be described in detail with reference to the drawings.
FIG. 1A is a plan view showing a floating body and a mooring dolphin according to this embodiment, and FIG. 1B is a side view of the floating body.
FIG. 2 is a perspective view showing the overall configuration of the mooring dolphin.
FIG. 3 is a detailed view of the mooring dolphin. (A) is a plan view, (B) is a side view, and (C) is a front view.
図1には、本実施例に係る浮体(メガフロート)10が示されている。この浮体10は、図1中に示す矢印x方向及びy方向に広がる長方形板状をしている。浮体10は、x方向に延びる岸壁に沿って配置されている。図1(B)に示すように、浮体10の沖側下端縁には、下方(水中)に垂下したカーテンウォール部11が形成されている。本実施例における浮体10の性状は、岸壁側長さL1=203.0m・沖側長さL2=201.5m(公称長さ200m)、幅B=100m、高さD=3m、浮体主要部の喫水高さd=1m、カーテンウォール部を含む喫水高さd′=2.5mであって、横曲げ剛性が2.037×1010Nm、縦曲げ剛性が1.656×1010Nmである。
FIG. 1 shows a floating body (mega float) 10 according to the present embodiment. The
浮体10の両側部には、矩形状に抉られた切欠き部13が形成されている。各切欠き部13の内側には、係留ドルフィン20が配置されている。図2及び図3に詳細に示すように、本実施例の係留ドルフィン20は、水底から立ち上がった円柱状の主要杭21a〜21h(計8本)を備えている。一対の主要杭21aと21b、21cと21d、21eと21f並びに21gと21hにより、係留ドルフィン20をなすジャケット構造の4側面が構成される。主要杭21a・21bで構成される面は、浮体10の切欠き部13の底辺に対向し、主要杭21c・21d、及び、21e・21fで構成される面は、浮体10の切欠き部13の両側辺に対向する(図1参照)。図2に示すように、主要杭21a〜21hの上端寄りには矩形枠状の歩廊22が設けられており、この歩廊22の両側には手摺24が設けられている。
On both sides of the
図2及び図3に示すように、隣り合う各主要杭21a〜21h間のそれぞれには、横梁23が架け渡されている。これらの横梁23は、主要杭21a〜21hの高さ方向上端寄り、及び、高さ方向中央近くにおいて、合計16本架け渡されている。さらに、各主要杭21a〜21hの内側には、水底から立ち上がった円柱状の仮受杭25(計4本)が設けられている(図2参照)。そして、これら仮受杭25の上側には、主要杭21a〜21hの内側に架け渡された、井型に組まれた井型梁27が配置されている(図3(A)参照)。井型梁27は、主要杭21a〜21hの高さ方向上端寄り、及び、高さ方向中央近くにおいて、合計2組架け渡されている。
As shown in FIG.2 and FIG.3, the
図2及び図3(C)に示すように、主要杭21aと21bの間において、それらを繋ぐ横梁23間には、さらに2本の縦梁28が架け渡されている。そして、これら縦梁28には、ハイブリッドフェンダー30が取り付けられている。このハイブリッドフェンダー30は、両縦梁28に固定される取付板に設置された係留力検出装置33を備えている。この係留力検出装置33には、直列に接続された定反力型フェンダー35及びエアフェンダー37が突設されている。これらフェンダー35、37間には接続板36が介装されており、エアフェンダー37の先端には受衝板39が取り付けられている。接続板36には、浮体10からハイブリッドフェンダー30に過剰な負荷がかかるのを防止するためのストッパー36aが形成されている。
As shown in FIGS. 2 and 3C, between the
図3(B)にわかり易く示すように、主要杭21cと21d、並びに、21eと21fの間の奥側において、上下の井型梁27間には、さらに2本ずつの縦梁29が架け渡されている。そして、これら縦梁29には、二重フェンダー40が取り付けられている。二重フェンダー40は、主要杭21c・21d側、21e・21f側のそれぞれに設けられており(図3(A)、(C)参照)、両者とも同一構成である。
As shown in FIG. 3 (B), two
図2及び図3(A)にわかり易く示すように、二重フェンダー40は、両縦梁29に固定される取付板に設置された係留力検出装置43を備えている。この係留力検出装置43には、直列に接続された2つの定反力型フェンダー45、47が突設されている。これらフェンダー45、47の先端には、受衝板49が取り付けられている。この受衝板49は、前述したエアフェンダー37の受衝板39よりも大きく形成されている。各二重フェンダー40の受衝板49は、シェアチェーン51を介して、主要杭21a〜21hに固定された支持部材53にも支持されている。
As clearly shown in FIGS. 2 and 3A, the
前述のハイブリッドフェンダー30の係留力検出装置33、及び、両二重フェンダー40の係留力検出装置43は、制御装置に接続されている。この制御装置内では、図4に示す手順で、係留ドルフィン10の疲労被害を予測する。係留ドルフィンは、フェンダーの非線形反力特性や、浮体10の水平面内動揺の長周期運動等の非線形現象の影響を大きく受ける。本発明に係る方法は、短期不規則波中での応力の極値分布が、線形理論から導かれるRayleigh分布であると仮定する従来の方法とは異なり、以下に述べる非線形シミュレーションを用いて疲労被害予測を行なうものである。
The mooring
以下、図4を参照して、係留ドルフィンの疲労被害予測方法について説明する。
図4は、本実施例に係る係留ドルフィンの疲労被害予測方法の手順を示すフローチャートである。
図4に示すように、まずステップS1で、浮体10及び係留ドルフィン20の配置環境下における自然環境条件(波、潮流、風条件)を取り込み、ステップS2へと移行する。ステップS2では、ステップS1で取り込んだ自然環境条件に基づく環境外力が作用した際の浮体10の運動状態について、非線形時系列シミュレーションを実施し、ステップS3へと移行する。ステップS3では、ステップS2で実施された非線形時系列シミュレーションに応じて、浮体10が係留ドルフィン20から受ける係留反力時系列データを統計処理し、係留ドルフィン20自体の受ける負荷についての頻度データを用意する。次いで、ステップS4において、後述する図7等のS−N線図(繰り返し外力と破壊までの繰り返し回数との関係)を取り込み、ステップS5へと移行する。
Hereinafter, with reference to FIG. 4, the fatigue damage prediction method of a mooring dolphin is demonstrated.
FIG. 4 is a flowchart showing the procedure of the method for predicting the fatigue damage of moored dolphin according to the present embodiment.
As shown in FIG. 4, first, in step S1, natural environment conditions (waves, tidal currents, wind conditions) under the arrangement environment of the floating
ステップS5では、ステップS4で取り込んだS−N線図と、ステップS3で得られた係留反力時系列データの統計処理結果から、後述する「数9」式に基づいて係留ドルフィン20自体の受ける負荷(短期疲労被害の度合い)を計算する。次いで、ステップS6において、後述する「表1」の長期波浪頻度表に基づき長期波浪頻度を取り込み、ステップS7へと移行する。そして、ステップS7では、ステップS5における短期疲労被害の度合いと、ステップS6における長期波浪頻度から、係留ドルフィン20の長期にわたる疲労被害を予測する。
In step S5, the
以下、前述のフローチャート(図4参照)における各ステップの内容について詳細に説明する。
ステップS1で取り込む自然環境条件(波力、潮流力、風力)は、以下の通りとする。
波条件は、本実施例では次の「表1」に示す波浪頻度表
潮流条件は、流向0°、流速0.5ノットとする。
風条件については、前述の波条件から予測する。風向は波向と同一とし、1つの波条件に対して時間tsが3時間分のシミュレーション計算を行なうものとする。
Hereinafter, the contents of each step in the flowchart (see FIG. 4) will be described in detail.
The natural environment conditions (wave power, tidal power, wind power) captured in step S1 are as follows.
The wave condition is a wave frequency table shown in the following “Table 1” in this embodiment.
The tidal conditions are a flow direction of 0 ° and a flow velocity of 0.5 knots.
The wind condition is predicted from the wave condition described above. Wind direction is the same as wave direction, it is assumed that the time t s for a single wave conditions perform simulation calculation of three hours.
ステップS2において行なう非線形時系列シミュレーションの内容について説明する。
まず、前述したような浮体(メガフロート)の流体力係数、波浪外力及び係留反力特性の算定方法について説明する。
流体力係数としては、付加質量mjj(ω)、造波減衰力係数Njj(ω)及び無次元粘性減衰力係数αjを求める必要がある。
付加質量mjj(ω)及び造波減衰力係数Njj(ω)については、それぞれ剛体モデルに基づく数値計算から求め、動揺周波数ωごとにデータベース化しておく。
無次元粘性減衰力係数αjは、自由動揺試験から求めることができる。この自由動揺試験は、浮体を水平運動方向に強制変位させ、その後にリリースすることで、減衰振動波形を実験的に求める試験である。
The contents of the nonlinear time series simulation performed in step S2 will be described.
First, a method for calculating the fluid force coefficient, wave external force and mooring reaction force characteristics of a floating body (mega float) as described above will be described.
As the fluid force coefficient, it is necessary to obtain an additional mass m jj (ω), a wave-making damping force coefficient N jj (ω), and a dimensionless viscous damping force coefficient α j .
The additional mass m jj (ω) and the wave-making damping force coefficient N jj (ω) are obtained from numerical calculations based on the rigid body model, and are stored in a database for each oscillation frequency ω.
The dimensionless viscous damping force coefficient α j can be obtained from a free oscillation test. This free oscillation test is a test for experimentally obtaining a damped oscillation waveform by forcibly displacing the floating body in the horizontal motion direction and then releasing it.
この無次元粘性減衰力係数αjは、以下の通りに定義される。すなわち、粘性減衰力NVjについては、一般に速度の二乗に比例するが、本実施例に係る浮体のように広大な没水底面を有するものの場合には、速度(d/dt)xjに比例する。但し、j=1、2、6であって、j=1は前後揺モード、j=2は左右揺モード、j=6は回頭揺モードをそれぞれ表す。ここで、浮体の水平面内動揺の特性周波数(等価固有周波数)をω0jとすると、無次元粘性減衰力係数αjは次式「数5」で表される:
M:浮体の質量
mjj(ω0j):水平面内動揺の付加質量
である。
This dimensionless viscous damping force coefficient α j is defined as follows. That is, for the viscous damping force N Vj, generally is proportional to the square of the velocity, in the case of those having a large submerged bottom as floating according to the present embodiment, proportional to the speed (d / dt) x j To do. However, j = 1, 2, and 6 where j = 1 represents the forward / backward swing mode, j = 2 represents the left / right swing mode, and j = 6 represents the rotational swing mode. Here, if the characteristic frequency (equivalent natural frequency) of the floating body in the horizontal plane is ω 0j , the dimensionless viscous damping force coefficient α j is expressed by the following equation (5):
M: Mass of floating body m jj (ω 0j ): Additional mass of fluctuation in a horizontal plane.
波浪外力については、本実施例のような浮体は波長に比べて喫水が非常に小さいので、浮体周囲における水位を用いて評価することができる(線型及び長周期変動波力)。 The wave external force can be evaluated using the water level around the floating body (linear and long-period fluctuating wave force) because the draft as in the present embodiment has a much smaller draft than the wavelength.
係留反力特性は、以下に述べる図5及び「数6」に基づき決定する。
図5(A)、(B)は、本実施例に係る合成フェンダー(各々ハイブリッドフェンダー及び二重フェンダー)の反力特性を示すグラフである。
図5(A)、(B)の縦軸はそれぞれ係留反力(単位kN)を示し、横軸はそれぞれ歪(単位%)を示す。横軸の歪(%)は、フェンダー高さに対する変位量の比を歪量として表している。
The mooring reaction force characteristic is determined based on FIG. 5 and “
FIGS. 5A and 5B are graphs showing reaction force characteristics of the synthetic fenders (respectively hybrid fender and double fender) according to this example.
5A and 5B, the vertical axis represents the mooring reaction force (unit kN), and the horizontal axis represents the strain (unit%). The strain (%) on the horizontal axis represents the ratio of the displacement amount to the fender height as the strain amount.
前述の通り、本実施例の係留ドルフィン20においては、合成フェンダー(図1のx方向のハイブリッドフェンダー30(1個)と、y方向の二重フェンダー40(2個))を有している。図5(A)及び(B)のグラフに示す特性をそれぞれfA、fBで表すと、係留反力特性FM1、FM2、FM6は、次式「数6」で表される:
l0:浮体の回転中心から二重フェンダーと浮体の接点までの距離
であり、指数の1、2、6については、前述の通り、1が前後揺モード、2が左右揺モード、6が回頭揺モードをそれぞれ表す。
As described above, the
l 0 : Distance from the center of rotation of the floating body to the contact point between the double fender and the floating body. As for the
次に、前述の環境外力が作用した際の浮体の運動状態を予測する原理(浮体の水平面内動揺の時間領域運動方程式)について説明する。
浮体の面内剛性は十分大きいものとし、浮体の水平面内の動揺は3自由度剛体運動であると仮定する。この場合、浮体の水平面内の運動方程式は、前述した流体力係数、波浪外力、係留反力特性を用いて、次式「数7」で表される。この「数7」を時間領域で解くことにより、時々刻々の応答値(水平面内動揺及び係留力)が求められる。
Next, the principle of predicting the motion state of the floating body when the above-described environmental external force is applied (time domain motion equation of the floating body in the horizontal plane) will be described.
It is assumed that the in-plane rigidity of the floating body is sufficiently large, and the fluctuation in the horizontal plane of the floating body is a three-degree-of-freedom rigid body motion. In this case, the equation of motion in the horizontal plane of the floating body is expressed by the following expression “Equation 7” using the fluid force coefficient, the wave external force, and the mooring reaction force characteristics described above. By solving this “Equation 7” in the time domain, the response value (swing in the horizontal plane and mooring force) is obtained every moment.
i=1、2、6
mii(∞):周波数無限大での付加質量及び付加慣性モーメント、
FVi:粘性減衰力及びモーメント、
Lii:メモリー影響関数、
FMi:係留反力、
FHi (1):線形波力及びモーメント
FHi (2):長周期変動波力及びモーメント
FWi:風力及びモーメント
FCi:潮流力及びモーメント
である。
i = 1, 2, 6
m ii (∞): additional mass and additional moment of inertia at infinite frequency,
F Vi : viscous damping force and moment,
L ii : Memory influence function,
F Mi : mooring reaction force,
F Hi (1) : Linear wave force and moment F Hi (2) : Long period fluctuation wave force and moment F Wi : Wind force and moment F Ci : Tidal force and moment.
なお、「数7」におけるメモリー影響関数Liiは、次式「数8」に基づき算出することができる:
Nii(ω):造波減衰力係数
である。
The memory influence function L ii in “Equation 7” can be calculated based on the following equation “
N ii (ω) is a wave damping force coefficient.
ステップS3における時系列データの統計処理について説明する。
本実施例における時系列データの統計処理は、次の(1)〜(3)に示す要領で行なった。
(1)β方向(β=x、y)の各々について、反力レベルFβiごとの極値頻度数nβiを求める。
(2)左右揺れ方向については、プラスマイナス両方向の反力を考慮する。
(3)極値頻度数のカウントは、反力の絶対値について行なう。
The statistical processing of time series data in step S3 will be described.
The statistical processing of the time series data in the present example was performed as shown in the following (1) to (3).
(1) beta direction (β = x, y) for each, determine the extreme frequency number n .beta.i per reaction force level F .beta.i.
(2) Consider the reaction force in both the plus and minus directions for the left / right direction.
(3) The extreme frequency number is counted for the absolute value of the reaction force.
ステップS4において取り込むS−N線図について説明する。
図6は、本実施例に係る係留ドルフィンの構造解析モデルを示す図である。
図7は、図6の構造解析モデルを用いたS−N特性の評価結果の一例を示すグラフである。
本実施例において、係留ドルフィンのS−N特性の評価は、図6に示す有限要素モデルを作成して行なった。本実施例では、地盤条件をも考慮した上で、図6中に矢印で示すx方向及びy方向に外力を加えた際に最大応力が発生する点(疲労損傷の著しい箇所)として、主要杭21a′、21b′、21g′、21h′と、それらを繋ぐ下横梁23′、井型梁27′との格子点(図6中の格子点LP1、LP2、LP3、LP4)を抽出してS−N特性を求めた。なお、図6中に符号30′で示すものが前述のハイブリッドフェンダーに相当し、符号40′で示すものが前述の二重フェンダーに相当する。
The SN diagram captured in step S4 will be described.
FIG. 6 is a diagram illustrating a structural analysis model of a mooring dolphin according to the present embodiment.
FIG. 7 is a graph showing an example of the evaluation result of the SN characteristic using the structural analysis model of FIG.
In this example, the SN characteristics of the moored dolphin were evaluated by creating a finite element model shown in FIG. In this example, the main pile is considered as the point where the maximum stress is generated when an external force is applied in the x and y directions indicated by arrows in FIG. Lattice points (lattice points LP1, LP2, LP3, LP4 in FIG. 6) of 21a ', 21b', 21g ', 21h' and the lower horizontal beam 23 'and the well beam 27' connecting them are extracted and S -N characteristics were determined. In FIG. 6, the
図7は、前述の各格子点のうち、主要杭21a′上の格子点LP4について求めたS−N線図である。このグラフは、具体的には以下(1)、(2)の通りに求めた。
(1)各フェンダーに98kN刻みで繰り返し荷重を載荷し、各節点に作用する応力変動幅をFEM解析により求める。この際、応力集中係数は、(財)沿岸開発技術センター編、「ジャケット工法技術マニュアル」、2000年発行、の標準値を用いた。
(2)応力変動幅に対する許容繰り返し回数を、前述の「ジャケット工法技術マニュアル」の第39ページを参照して求めた。
FIG. 7 is an SN diagram obtained for the lattice point LP4 on the
(1) A load is repeatedly applied to each fender in increments of 98 kN, and the stress fluctuation width acting on each node is obtained by FEM analysis. In this case, the standard value of the stress concentration factor published by the Coastal Development Technology Center, “Jacket Method Technical Manual”, published in 2000 was used.
(2) The allowable number of repetitions for the stress fluctuation range was determined with reference to
ステップS5における短期疲労被害の度合いの計算について説明する。
ステップS5における短期疲労被害度は、マイナー則を用いて、次式「数9」に基づき計算する。計算結果は、波高、周期ごとのそれぞれについてデータベース化を行なう。
β=x、y
Nβi:Fβiに対する許容繰り返し数
であり、Nβiのデータについては、前述した図7等の各格子点におけるS−N線図を用いるものとする。
The calculation of the degree of short-term fatigue damage in step S5 will be described.
The short-term fatigue damage degree in step S5 is calculated based on the following equation “Equation 9” using a minor rule. The calculation results are compiled into a database for each wave height and period.
β = x, y
N βi : The allowable number of repetitions for F βi, and for the data of N βi , the SN diagram at each lattice point in FIG.
ステップS6において取り込む長期波浪頻度表は、前述の「表1」に示す波浪頻度表に基づくものとする。 It is assumed that the long-term wave frequency table fetched in step S6 is based on the wave frequency table shown in the aforementioned “Table 1”.
ステップS7における長期疲労被害の度合いの計算について説明する。
ステップS7における長期疲労被害度の算定は、前述のステップS5におけるデータベースを用い、次式「数10」に基づき算定した:
fα(Hj、Tk):α年間に、有義波高Hj、平均波周期Tkである海象が発生する延べ時間
である。この延べ時間fα(Hj、Tk)は、ステップS6で取り込んだ長期波浪頻度表から求めることができる。
The calculation of the degree of long-term fatigue damage in step S7 will be described.
The long-term fatigue damage level in step S7 was calculated based on the following equation “
f α (H j , T k ): This is the total time that a sea state having a significant wave height H j and an average wave period T k is generated in α year. The total time f α (H j , T k ) can be obtained from the long-term wave frequency table captured in step S6.
次に、本発明者らが行なった水槽模型試験について述べる。
この水槽模型試験は、独立行政法人・海上技術安全研究所内の海洋構造物試験水槽(長さ40m×幅27m)を用いて行なった。供試模型の縮尺は1/50とし、その性状は、公称長さ4000mm、幅B=2000mm、高さD=70mm、浮体主要部の喫水高さd=20mm、カーテンウォール部を含む喫水高さd′=50mmであって、横曲げ剛性・縦曲げ剛性がともに715Nmである。
Next, a water tank model test conducted by the present inventors will be described.
This aquarium model test was conducted using an offshore structure test aquarium (length 40 m × width 27 m) in the National Maritime Research Institute. The scale of the test model is 1/50, and its properties are nominal length 4000 mm, width B = 2000 mm, height D = 70 mm, draft height d = 20 mm of the main part of the floating body, draft height including curtain wall part d ′ = 50 mm, and the lateral bending rigidity and the longitudinal bending rigidity are both 715 Nm.
この試験に用いた模型(水槽実験用浮体)の主構造は、厚さ5mmのアルミ平板であり、このアルミ平板下面に浮力材として発泡ウレタンを接着して喫水を実機に合わせた。模型側面には、深さ3cm、スリット幅0.5cmの波エネルギー吸収装置(カーテンウォール)を取り付けた。さらに、アルミ板と鋼材を用いて設置海域の海底地形を再現した。
水槽実験用浮体を係留する係留装置としては、前述した図2、図3に示すような係留ドルフィン方式であって、図5に示す通りのフェンダー反力特性を有する模型を作成した。
The main structure of the model used in this test (water tank experimental floating body) was an aluminum flat plate with a thickness of 5 mm, and urethane foam was bonded as a buoyant material to the lower surface of the aluminum flat plate to match the draft with the actual machine. A wave energy absorbing device (curtain wall) having a depth of 3 cm and a slit width of 0.5 cm was attached to the side surface of the model. Furthermore, the seabed topography of the installation sea area was reproduced using aluminum plates and steel materials.
As a mooring device for mooring a floating tank for aquarium experiment, a model having a fender reaction force characteristic as shown in FIG.
図8は、本実施例に係る水槽模型試験における計測位置を説明する図である。
図8には、各計測項目に対応した計測装置の設置位置が示されている。各計測項目とその計測装置は、
・浮体模型の水平方向変位:ポジションセンサー
・浮体模型の鉛直方向変位並びにフェンダー変位:ポテンショメータ
・浮体模型の加速度:三軸加速度計
・入射波高:サーボ式波高計
・係留反力:ロードセル型検力計
・浮体模型周辺の相対水位:容量式波高計
・浮体模型の歪み:歪みゲージ
の通りである(図8下側参照)。
FIG. 8 is a diagram for explaining measurement positions in the aquarium model test according to the present embodiment.
FIG. 8 shows the installation position of the measurement device corresponding to each measurement item. Each measurement item and its measuring device
・ Horizontal displacement of floating body model: Position sensor ・ Vertical displacement and fender displacement of floating body model: Potentiometer ・ Acceleration of floating body model: Triaxial accelerometer ・ Incident wave height: Servo wave height meter ・ Mooring reaction force: Load cell type force gauge -Relative water level around the floating model: Capacitance wave height meter-Strain of the floating model: As shown in the strain gauge (see lower side of Fig. 8).
水槽模型試験は、(1)開水域(水深が実機相当で20m)の場合、(2)岸壁が平板の場合、(3)岸壁が実機と同じく円筒ケーソンの場合、の3通りの状態を想定して行なった。前述の波エネルギー吸収装置については、これら(1)〜(3)の各状態について、波エネルギー吸収装置がある場合とない場合とで計測を行なった。なお、この波エネルギー吸収装置として、スリット(実機相当で0.25m幅)付きカーテンウォールとスリットのないものを準備した。 The aquarium model test assumes three conditions: (1) when the water is open (the water depth is 20 m, equivalent to a real machine), (2) when the quay is a flat plate, and (3) when the quay is a cylindrical caisson as in the actual machine. I did it. About the above-mentioned wave energy absorber, about each of these (1)-(3) states, it measured with and without the wave energy absorber. As the wave energy absorbing device, a curtain wall with a slit (corresponding to an actual machine having a width of 0.25 m) and a device without a slit were prepared.
図9は、本実施例に係る水槽模型試験における不規則波(10年確率波)中のフェンダー変位の時系列データの一例を示すグラフである。
図9に示す時系列グラフにおいて、縦軸はフェンダー変位(単位m)を表し、横軸は時刻(単位sec)を表す。次の「表3」は、この不規則波(10年確率波)中の各フェンダーの最大変位(有義波高2.6m、波周期5.5sec)を示す。
In the time-series graph shown in FIG. 9, the vertical axis represents fender displacement (unit m), and the horizontal axis represents time (unit sec). The following “Table 3” shows the maximum displacement (significant wave height 2.6 m, wave period 5.5 sec) of each fender in this irregular wave (10-year probability wave).
次いで、このような不規則波(10年確率波)の水槽模型実験に対応して、前述した図4のフローチャートに基づき非線形時系列シミュレーションを行い、得られた係留反力時系列データの統計処理を行なって、係留反力の標準偏差、最大値を推定した。この推定結果の一例を次の「表4」に示す。
この「表4」において、係留反力の番号(No.)は、前述した図8中のフェンダー番号に相当する。「表4」中の値は全て実機換算値であり、比較ケースは岸壁が円筒ケーソンでスリット付波エネルギー吸収装置がある場合である。本ケースにおける推定結果は、No.5の係留反力の計測結果とは若干の差があるが、係留反力が最も大きいNo.1係留反力に関しては、推定結果と計測結果はよい一致を示しており、本推定法が有効であることがわかる。なお、浮体の水平面内動揺の粘性減衰力係数に関しては、前述した自由動揺試験の結果を用いている。 In this “Table 4”, the mooring reaction force number (No.) corresponds to the fender number in FIG. 8 described above. All values in “Table 4” are actual machine conversion values, and the comparative case is a case where the quay is a cylindrical caisson and there is a wave energy absorber with a slit. The estimation result in this case is No. Although there is a slight difference from the measurement result of the mooring reaction force of No. 5, No. 5 has the largest mooring reaction force. Regarding 1 mooring reaction force, the estimation result and the measurement result are in good agreement, indicating that this estimation method is effective. Note that the results of the above-described free oscillation test are used for the viscous damping force coefficient of the floating body in the horizontal plane.
次に、本発明者らが行なった実海域実証実験について述べる。
本実験では、図1の浮体10上で、波高計、風速計、KGPS、加速度計、水圧計、歪みゲージ等を用い、自然環境、浮体挙動等を計測した。
図10は、本実施例に係る実海域実証実験における計測位置を説明する図である。
図11は、本実海域実証実験におけるGPSの測定値から求めた浮体の挙動と、本発明の疲労被害予測方法を用いて予測した浮体の挙動とを比較して示すグラフである。(A)の縦軸はヨー角(単位deg)、横軸は時間(単位sec)を示し、(B)の縦軸は浮体の揺れ(単位mm)、横軸は時間(単位sec)を示す。
Next, the actual sea area verification experiment conducted by the present inventors will be described.
In this experiment, the natural environment, floating body behavior, and the like were measured using a wave height meter, anemometer, KGPS, accelerometer, water pressure gauge, strain gauge, and the like on the floating
FIG. 10 is a diagram for explaining a measurement position in the actual sea area verification experiment according to the present embodiment.
FIG. 11 is a graph showing a comparison between the behavior of the floating body obtained from the GPS measurement value in the actual sea area demonstration experiment and the behavior of the floating body predicted using the fatigue damage prediction method of the present invention. The vertical axis of (A) indicates the yaw angle (unit deg), the horizontal axis indicates time (unit: sec), the vertical axis of (B) indicates the swing of the floating body (unit: mm), and the horizontal axis indicates time (unit: sec). .
図10には、本実海域実証実験における浮体上での各計測器の設置位置が示されている。本実験では、水圧計(P1〜P13:計13個)、相対水位計(RW1〜RW5:計5個)、風速計(計2個)、加速度計(G1〜G12:計12個)、KGPS(KGP0〜KGP2:計3個)を用い、その他必要に応じて波高計や歪みゲージ等を用いている。 FIG. 10 shows the installation positions of the measuring instruments on the floating body in the actual sea area demonstration experiment. In this experiment, water pressure gauges (P1 to P13: 13 in total), relative water level gauges (RW1 to RW5: 5 in total), anemometers (2 in total), accelerometers (G1 to G12: 12 in total), KGPS (KGP0 to KGP2: a total of three), and a wave height meter, a strain gauge, or the like is used as necessary.
図11(A)、(B)に示す実験結果から明らかなように、本発明に係る浮体の水平面内挙動予測結果(点線で示すグラフ)と、実海域実証実験においてGPSで実際に測定した浮体の水平面内挙動(実線で示すグラフ)との比較を示すと、両曲線はよく一致していることがわかる。このように、浮体の挙動を正確に予測することができるので、係留ドルフィンの疲労被害予測をより正確に行なうことができるといえる。したがって、実際上は、係留ドルフィンのダメージに至りそうな箇所を未然に見つけて適切に補修することができるので、係留ドルフィンの長期的な維持管理を円滑に実施することができるといえる。 As is clear from the experimental results shown in FIGS. 11A and 11B, the prediction results of the floating body in the horizontal plane according to the present invention (the graph indicated by the dotted line) and the floating body actually measured by GPS in the actual sea area demonstration experiment When compared with the behavior in the horizontal plane (graph indicated by the solid line), it can be seen that the two curves are in good agreement. Thus, since the behavior of the floating body can be accurately predicted, it can be said that the fatigue damage prediction of the moored dolphin can be more accurately performed. Therefore, in practice, a portion likely to cause damage to the moored dolphin can be found in advance and appropriately repaired, so that it can be said that long-term maintenance of the moored dolphin can be carried out smoothly.
10 浮体(メガフロート) 11 カーテンウォール部
13 切欠き部 20 係留ドルフィン
21a〜21h 主要杭 23 横梁
25 仮受杭 27 井型梁
28、29 縦梁
30 ハイブリッドフェンダー 33 係留力検出装置
35 定反力型フェンダー 37 エアフェンダー
39 受衝板
40 二重フェンダー 43 係留力検出装置
45、47 定反力型フェンダー 49 受衝板
DESCRIPTION OF
Claims (3)
浮体及び係留ドルフィンの配置環境下における自然環境条件を取り込み(第1ステップ)、
この自然環境条件に基づく環境外力が作用した際の浮体の運動状態を予測し(第2ステップ)、
この運動状態に応じて浮体が係留ドルフィンから受ける係留反力を予測し(第3ステップ)、
この係留反力から係留ドルフィン自体の受ける負荷を予測し(第4ステップ)、
この係留ドルフィン自体の受ける負荷に基づき係留ドルフィン中の特定箇所の疲労度合いを予測し(第5ステップ)、
前記第2ステップ中の浮体の運動状態を、非線形時系列シミュレーションを用いて予測することを特徴とする係留ドルフィンの疲労被害予測方法。 A method for predicting fatigue damage of a mooring dolphin mooring a floating body on a liquid surface,
Incorporating natural environmental conditions under the arrangement environment of floating bodies and mooring dolphin (first step),
Predict the state of motion of the floating body when an external environmental force is applied based on this natural environmental condition (second step)
The mooring reaction force that the floating body receives from the mooring dolphin according to this movement state is predicted (third step),
Predict the load received by the mooring dolphin itself from this mooring reaction force (4th step)
Based on the load received by the mooring dolphin itself, predict the degree of fatigue at a specific location in the mooring dolphin (fifth step),
A fatigue damage prediction method for a moored dolphin, wherein the motion state of the floating body during the second step is predicted using a nonlinear time series simulation.
i=1、2、6
mii(∞):周波数無限大での付加質量及び付加慣性モーメント
FVi:粘性減衰力及びモーメント
Lii:メモリー影響関数
FMi:係留反力
FHi (1):線形波力及びモーメント
FHi (2):長周期変動波力及びモーメント
FWi:風力及びモーメント
FCi:潮流力及びモーメント The method for predicting fatigue damage of a moored dolphin according to claim 1, wherein the motion state of the floating body during the second step is predicted based on the following equation of motion:
i = 1, 2, 6
m ii (∞): additional mass and additional moment of inertia at infinite frequency F Vi : viscous damping force and moment L ii : memory influence function F Mi : mooring reaction force F Hi (1) : linear wave force and moment F Hi (2) : Long-period fluctuation wave force and moment F Wi : Wind force and moment F Ci : Tidal force and moment
Nii(ω):造波減衰力係数
3. The method for predicting fatigue damage of moored dolphin according to claim 2, wherein the memory influence function L ii is calculated based on the following equation:
N ii (ω): Wave damping force coefficient
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