JP4035612B2

JP4035612B2 - 係留ドルフィンの疲労被害予測方法

Info

Publication number: JP4035612B2
Application number: JP2003346633A
Authority: JP
Inventors: 俊司加藤; 康広難波
Original assignee: National Maritime Research Institute
Current assignee: National Maritime Research Institute
Priority date: 2003-10-06
Filing date: 2003-10-06
Publication date: 2008-01-23
Anticipated expiration: 2023-10-06
Also published as: JP2005114455A

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。

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。

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。

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。

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。

社団法人・日本造船研究協会、第１７９研究部会、『浅海域における箱型海洋構造物の運動特性及び係留システムの設計基準に関する研究報告書』、１９８３年３月

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。

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。

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設置環境下における、風、潮流、波のうち少なくとも波を含む自然環境条件を取り込み、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、及び、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の時系列を、非線形性を含む該浮体の運動方程式を時間領域で解くことにより予測し、前記係留反力の時系列の統計処理により前記係留ドルフィン自体が受ける負荷のレベルと頻度との関係を予測し、予測した負荷のレベルと頻度との関係とともに、前記係留ドルフィン中の特定箇所におけるＳ−Ｎ線図、及び長期波浪頻度データとを用いて該係留ドルフィン中の特定箇所の疲労度合いを予測し、この疲労度合いを予測する過程において、前記非線形時運動方程式の時間領域解法の結果を用いることを特徴とする。

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。

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：

但し、
ｉ＝１、２、６
ｍ_ｉｉ(∞)：周波数無限大での付加質量及び付加慣性モーメント、
Ｆ_Ｖｉ：粘性減衰力及びモーメント、
Ｌ_ｉｉ：メモリー影響関数、
Ｆ_Ｍｉ：係留反力、
Ｆ_Ｈｉ ^（１）：線形波力及びモーメント
Ｆ_Ｈｉ ^（２）：長周期変動波力及びモーメント
Ｆ_Ｗｉ：風力及びモーメント
Ｆ_Ｃｉ：潮流力及びモーメント
である。

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Ｌ_ｉｉを、次式に基づき算出することが好ましい：

但し、
Ｎ_ｉｉ(ω)：造波減衰力係数
である。

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。

発明を実施するための形態

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。

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２．０３７×１０^１０Ｎｍ、縦曲げ剛性が１．６５６×１０^１０Ｎｍである。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

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

に従うものとし、波高が０．２５ｍ〜３．２５ｍ、波周期が３．０秒〜１１．０秒までの範囲をとり得るものとする。なお、実際には、「表１」のデータに限らず、考慮対象となる海域に応じた波浪頻度表を用意する。波向きは、最も頻度が高い６３．８°（ＮＥ）とする。波スペクトルは、港湾域で広く使用されているブレッドシュナイダー光易型スペクトルとし、方向分布関数としては光易型を用いるものとする。なお、波の方向集中度パラメータは、東京湾で一般的な１０を用いるものとする。
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ｔ_ｓ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。

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ｍ_ｊｊ(ω)、造波減衰力係数Ｎ_ｊｊ(ω)及び無次元粘性減衰力係数α_ｊを求める必要がある。
付加質量ｍ_ｊｊ(ω)及び造波減衰力係数Ｎ_ｊｊ(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α_ｊ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。

この無次元粘性減衰力係数α_ｊは、以下の通りに定義される。すなわち、粘性減衰力Ｎ_Ｖｊ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)ｘ_ｊ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ω_０ｊとすると、無次元粘性減衰力係数α_ｊは次式「数５」で表される：

但し、
Ｍ：浮体の質量
ｍ_ｊｊ(ω_０ｊ)：水平面内動揺の付加質量
である。

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）。

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。

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ｆ_Ａ、ｆ_Ｂで表すと、係留反力特性Ｆ_Ｍ１、Ｆ_Ｍ２、Ｆ_Ｍ６は、次式「数６」で表される：

但し、
ｌ_０：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。

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。

なお、「数７」におけるメモリー影響関数Ｌ_ｉｉは、次式「数８」に基づき算出することができる：

但し、
Ｎ_ｉｉ(ω)：造波減衰力係数
である。

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Ｆ_βｉごとの極値頻度数ｎ_βｉ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。

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。

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。

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。

但し、
β＝ｘ、ｙ
Ｎ_βｉ：Ｆ_βｉに対する許容繰り返し数
であり、Ｎ_βｉ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。

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。

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：

但し、
ｆ_α（Ｈ_ｊ、Ｔ_ｋ）：α年間に、有義波高Ｈ_ｊ、平均波周期Ｔ_ｋである海象が発生する延べ時間
である。この延べ時間ｆ_α（Ｈ_ｊ、Ｔ_ｋ）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。

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。

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。

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）。

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。

「表２」には、水槽模型試験の計測条件が示されている。この「表２」中の不規則波とは、左から順に、設置海域における２、１０、５０年確率波である。さらに、波向きは設置海域における主方向である６３．８°とした。なお、波向きχの定義は、図８の上側に示す角度を意味する。さらに、この水槽模型試験の他に、水槽実験用浮体の自由動揺試験も併せて行なった。

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。

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。

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。

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。

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。

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。同係留ドルフィンの全体構成を示す斜視図である。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。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。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。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。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。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。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。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。

符号の説明

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

Claims

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設置環境下における、風、潮流、波のうち少なくとも波を含む自然環境条件を取り込み、
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、及び、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の時系列を、非線形性を含む該浮体の運動方程式を時間領域で解くことにより予測し、
前記係留反力の時系列の統計処理により前記係留ドルフィン自体が受ける負荷のレベルと頻度との関係を予測し、
予測した負荷のレベルと頻度との関係とともに、前記係留ドルフィン中の特定箇所におけるＳ−Ｎ線図、及び長期波浪頻度データとを用いて該係留ドルフィン中の特定箇所の疲労度合いを予測し、
この疲労度合いを予測する過程において、前記非線形運動方程式の時間領域解法の結果を用い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。
前記浮体の運動方程式が以下の式であることを特徴とする請求項１記載の係留ドルフィンの疲労被害予測方法：

但し、
ｉ＝１、２、６
ｍ_ｉｉ(∞)：周波数無限大での付加質量及び付加慣性モーメント
Ｆ_Ｖｉ：粘性減衰力及びモーメント
Ｌ_ｉｉ：メモリー影響関数
Ｆ_Ｍｉ：係留反力
Ｆ_Ｈｉ ^（１）：線形波力及びモーメント
Ｆ_Ｈｉ ^（２）：長周期変動波力及びモーメント
Ｆ_Ｗｉ：風力及びモーメント
Ｆ_Ｃｉ：潮流力及びモーメント。
前記メモリー影響関数Ｌ_ｉｉを、次式に基づき算出することを特徴とする請求項２記載の係留ドルフィンの疲労被害予測方法：

但し、
Ｎ_ｉｉ(ω)：造波減衰力係数。
予測した前期係留反力の時系列データを統計処理し、係留ドルフィン自体の受ける負荷についての頻度データを用意し、
前記係留ドルフィン中の特定箇所についてのＳ−Ｎ線図と、前記係留反力の時系列データの統計処理結果から、係留ドルフィン自体の受ける負荷（短期疲労被害の度合い）を計算した後、該短期疲労被害の度合いと、前記長期波浪頻度から、係留ドルフィンの長期にわたる疲労被害を予測することを特徴とする請求項１〜３いずれか１項記載の係留ドルフィンの疲労被害予測方法。
前記時系列データの統計処理において、反力レベルＦ _βｉごとの極値頻度数ｎ _βｉを求めることを特徴とする請求項４記載の係留ドルフィンの疲労被害予測方法。