Deel I - Systeem ontwerp grote snijkopzuiger... 2

Deel I - Systeem ontwerp grote snijkopzuiger............................ 2 1. Algemeen .............................................................................................. 2 1.1 Opdrachtomschrijving .............................................................................................. 2 1.2 Probleemstelling....................................................................................................... 2 1.3 Doelstelling ............................................................................................................... 2 1.4 Algemene beschrijving snijkopzuiger ....................................................................... 3 1.5 Projectaanpak........................................................................................................... 4 1.6 Randvoorwaarden en uitgangspunten ..................................................................... 4

2. Inventarisatie......................................................................................... 5 2.1 Europese baggerbedrijven ....................................................................................... 5 2.1.1 Baggermaatschappij Boskalis B.V......................................................................5 2.1.2 Ballast HAM Dredging ........................................................................................7 2.1.3 Van Oord ACZ B.V. ............................................................................................8 2.1.4 Jan de Nul N.V. ..................................................................................................8 2.1.5 Dredging, Enviromental and Marine Engineering (DEME) .................................9

2.2 Niet Europese baggerbedrijven .............................................................................. 10 2.2.1 National Marine Dredging Company ................................................................10 2.2.2 Suez Canal Authority .......................................................................................11 2.2.3 Penta Ocean Construction Co. Ltd. .................................................................12 2.2.4 Great Lakes Dredge & Dock Company............................................................12

2.3 Data analyse........................................................................................................... 13 2.3.1 Snijkopvermogen ten opzichte van totaal geïnstalleerd vermogen .................14 2.3.2 Totaal pompvermogen ten opzichte van totaal geïnstalleerd vermogen.........15 2.3.3 Snijkopvermogen ten opzichte van totaal pompvermogen ...............................17 2.3.4 Zijliervermogen ten opzichte van snijkopvermogen..........................................18 2.3.5 Nominale trekkracht zijlier ten opzichte van snijkopvermogen..........................19 2.3.6 Laddergewicht ten opzichte van snijkopvermogen...........................................20 2.3.7 Lightship weight ten opzichte van snijkopvermogen.........................................21 2.3.8 Resumé ...........................................................................................................22

2.4 Waardenormen ...................................................................................................... 23

3. Marktstudie ......................................................................................... 26 3.1 Grondgegevens ...................................................................................................... 26 3.2 Persafstanden ........................................................................................................ 29 3.3 Baggerdiepten ........................................................................................................ 30 3.4 Regio’s.................................................................................................................... 32 3.5 Mobilisatie afstanden .............................................................................................. 33

4. Systeem ontwerp ................................................................................ 35 4.1 Randvoorwaarden .................................................................................................. 35 4.2 Concurrentie........................................................................................................... 36 4.2.1 Opsomming concurrerende snijkopzuigers ......................................................36 4.2.2 Onderzoek opmerkelijke snijkopzuigers ...........................................................37

4.3 Vermogens ............................................................................................................. 38 4.4 Kostprijzen.............................................................................................................. 40

5. Conclusies en aanbevelingen ............................................................. 43

Deel II - Drijvende leiding in stroming .................................... 45 1. Algemeen ............................................................................................ 45 1.1 Inleiding................................................................................................................... 45 1.2 Probleemstelling..................................................................................................... 45 1.3 Doelstelling ............................................................................................................. 45

2. Inventarisatie drijvende leiding............................................................ 46 2.1 Stalen leiding met drijvers ...................................................................................... 46 2.1.1 Pontondrijvers..................................................................................................46 2.1.2 Kunststofdrijvers ..............................................................................................47

2.2 Zelfdrijvende leiding ................................................................................................ 49 2.2.1 Rubberleiding ..................................................................................................49 2.2.2 Stalen leiding met manteldrijver .......................................................................49

2.3 Koppelingen drijvende leiding ................................................................................. 50 2.3.1 Rubberzakken..................................................................................................51 2.3.3 Kogelscharnieren.............................................................................................51

3. Theoretische beschouwing ................................................................. 53 3.1 Stromingskrachten ................................................................................................. 53 3.2 Golfkrachten ........................................................................................................... 54 3.3 Faalmechanismen.................................................................................................. 55

4. Spreadsheet berekeningen................................................................. 57 4.1 Huidig rekenmodel.................................................................................................. 57 4.2 Gemodificeerd rekenmodel .................................................................................... 59

5. Eindige elementen berekening............................................................ 61 5.1 Inleiding................................................................................................................... 61 5.2 Pontonleiding .......................................................................................................... 62 5.2.1 Modelvorming ..................................................................................................62 5.2.2 Loodrecht aangestroomd.................................................................................63 5.2.3 Schuin aangestroomd ......................................................................................64 5.2.4 Loodrecht aangestroomd + golfwerking...........................................................65

5.3 Pontonleiding met ankerdraden.............................................................................. 65 5.3.1 Modelvorming ..................................................................................................65 5.3.2 Loodrechte aangestroomd...............................................................................66 5.3.3 Schuin aangestroomd ......................................................................................67

5.4 Rubberleiding.......................................................................................................... 68 5.4.1 Modelvorming ..................................................................................................68 5.4.2 Loodrechte aanstroming..................................................................................68

6. Conclusies & aanbevelingen............................................................... 69 Figurenlijst............................................................................................... 70 Grafiekenlijst ........................................................................................... 70 Literatuurlijst............................................................................................ 71 Bijlagen index........................................................................................ 72

I – Systeem ontwerp grote snijkopzuiger

Deel I - Systeem ontwerp grote snijkopzuiger 1. Algemeen 1.1 Opdrachtomschrijving De groeiende wereldeconomie en de toenemende concurrentie in de baggerwereld vereisen dat baggerbedrijven blijven investeren in hun vloot. De laatste jaren is er veel aandacht besteed aan het vergroten van de sleephopperzuiger capaciteit. De snijkopzuiger heeft daardoor minder aandacht gekregen. Het overgrote deel van de huidige snijkopzuigers met snijkopvermogens groter dan 1.000 kW komt uit de periode tussen 1970 en 1980. Deze periode wordt gekenmerkt door de grote expansie van het aantal havens in het Midden Oosten. Bij baggermaatschappij Boskalis zijn er in totaal 38 snijkopzuigers in gebruik. Zes van deze snijkopzuigers hebben een snijkopvermogen groter dan 1.000 kW, te weten Edax, W.H. Kunara, Meridian, Oranje, Taurus en Ursa (figuur 1). Om de markt goed te bezetten is een evenwichtige verdeling van de vloot gewenst. Bij deze afstudeeropdracht wordt er gekeken naar een mogelijke uitbreiding van de snijkopzuigervloot in het marktsegment met een snijkopvermogen groter dan 1.000 kW. Het onderzoek dat uiteindelijk zal leiden tot een uitspraak over de uitvoering van de snijkopzuiger zal aan de hand van een inventarisatie en marktstudie worden uitgevoerd.

1.2 Probleemstelling Indien er tot de bouw wordt overgegaan van een snijkopzuiger met een snijkopvermogen groter dan 1.000 kW, kunnen er dan uitspraken worden gedaan over de specificaties van de snijkopzuiger aan de hand van een uitgebreide marktstudie en een inventarisatie van de huidige wereld snijkopzuiger-vloot.

1.3 Doelstelling Om een indruk te krijgen van de concurrerende baggermaatschappijen wordt een inventarisatie gemaakt van de huidige wereld snijkopzuigervloot met snijkopvermogens groter dan 1.000 kW. Voor het bepalen van de beginwaarden van de ontwerpfase wordt een marktstudie uitgevoerd, tenders van de afgelopen tien jaar worden daarbij uitvoerig bestudeerd. De combinatie van de twee onderzoeken moet tenslotte leiden tot ontwerp uitgangspunten voor een in de markt optimaal gepositioneerde snijkopzuiger.

Figuur 1 – Zelfvarende snijkopzuiger Ursa

Koninklijke Boskalis Westminster NV

2


1.4 Algemene beschrijving snijkopzuiger De snijkopzuiger is ontstaan aan het eind van de 19e eeuw. De werkmethodiek bestaat in grote lijnen uit het ontgraven en verpompen van een grondmengsel. Het ontgraven wordt bewerkstelligd door een roterende snijkop welke aan het uiteinde van een ladderconstructie is geplaatst. Na het bodemmateriaal te hebben losgesneden wordt het samen met een hoeveelheid water opgezogen en via een serie pompen verperst naar de plaats van bestemming. De belangrijkste onderdelen zoals in figuur 2 zijn weergegeven worden kort beschreven. Snijkop: de productiviteit van de snijkopzuiger hangt sterk af van de mogelijkheden die de snijkop heeft om de grond los te maken en die grond bij de zuigmond te brengen. De vorm en de afmetingen van de snijkop afhankelijk van de te baggeren grondsoort, het vermogen, het toerental, de zuigbuisdiameter en het toe te passen tandensysteem hebben een grote invloed op de productie. Snijkopladder: de belangrijkste functie van de snijkopladder is het overbrengen van de snijkrachten van de snijkop naar het casco. Het ene uiteinde van de ladder is horizontaal scharnierend bevestigd aan het casco, aan het andere uiteinde zit de snijkop. De ladder hangt aan de snijkopzijde in een hijsdraad welke de ladder op de gewenste snijdiepte houdt. Een zogenaamd hoog en laag geplaatst scharnierpunt maakt het in sommige gevallen mogelijk om de ladder bij zowel grote als kleine baggerdiepten onder een gunstige hoek te houden

Figuur 2 – Algemeen plan snijkopzuiger.


3


Casco: snijkopzuigers vertonen een grote verscheidenheid in afmetingen en uitvoeringsvormen. De bekendste uitvoering is het casco van een stationaire snijkopzuiger. Het casco is rechthoekig van vorm, alleen de voorzijden zijn afgeschuind om een smallere snede te kunnen maken. De ponton heeft aan de voorzijde een beun waar de snijkopladder tussen scharniert. De afstand tussen snijkop en werkspud bepaalt de sneebreedte die in één zwaai gemaakt kan worden. De reactiekrachten van het graafproces worden via het casco overgebracht naar de werkspud. Een andere uitvoeringsvorm is de zelfvarende snijkopzuiger waarbij de snijkopzuiger met een scheepsromp en een eigen schroefaandrijving is uitgerust. Spudsysteem: de functies van het spudsysteem zijn het vormen van een vast punt waar om de snijkopzuiger zwaait tijdens het baggeren. De voorwaartse stapbeweging en de reactiekrachten van het graafproces afvoeren naar de bodem zijn twee andere functies. De meeste snijkopzuigers zijn tegenwoordig uitgerust met een spudwagen waarin de werkspud geplaatst is. Ankerbomen: ankerbomen maken het mogelijk om zonder hulpmaterieel de ankers te verzetten. De ankerbomen zijn aan de beide zijkanten van de voorzijde van het casco scharnierend bevestigd. Pompen: voor het verpompen van het grond-watermengsel wordt er bij de grotere snijkopzuigers gebruik gemaakt van meerdere baggerpompen. De eerste pomp zit op de ladder, de onderwaterpomp, deze pomp heeft door zijn lage plaatsing een gunstige invloed op de zuigproductie. Voor het verpersen van het grond-watermengsel staan aan boord één of meer boosterpompen, deze zorgen voor de drukopbouw die nodig is om het mengsel over lange afstanden te transporteren. Lieren: de belangrijkste lieren aan boord zijn de ladderlier en de zijlieren. De zijlieren zijn van groot belang bij het baggerproces. De verhaalbeweging wordt hiermee geregeld en hebben een directe invloed op de te genereren snijkrachten. Beide zijlieren zijn voortdurend in bedrijf, afwisselend als halende en als vierende lier. Met de ladderlier wordt de snijkop op de juiste diepte gehouden.

1.5 Projectaanpak Om de voortgang van het project te waarborgen is het project gefaseerd in een viertal delen te weten een oriëntatiefase, definitiefase, uitvoeringsfase en een presentatiefase. Deze delen zijn vervolgens weer onderverdeeld in diverse taken welke zijn geplaatst in een Gantt diagram. De oriëntatiefase bestond uit het formuleren van de daadwerkelijke afstudeeropdracht, het verifiëren van de haalbaarheid en het samenstellen van de afstudeercommissie. De definitiefase had als doel het vinden van relevante informatie en opstellen van de onderzoeksvragen. Informatie is voornamelijk verzameld door literatuurstudie en interviews met deskundigen. Voor de indeling van het verslag werden de onderzoeksvragen verdeeld over de diverse hoofdstukken. De uitwerking van de onderzoeksvragen vond plaats in de uitvoeringsfase. In de presentatiefase is het verslag gecompleteerd en is de eindpresentatie voorbereidt.

1.6 Randvoorwaarden en uitgangspunten -

Het onderzoek richt zich op snijkopzuigers met een snijkopvermogen groter dan 1.000 kW. De marktstudie betreft de periode 1990 tot en met 2000. Het systeem ontwerp zal bestaan uit een algemene samenstelling van componenten, de specifieke werktuigbouwkundige aspecten van de componenten blijven buiten beschouwing.


4


2. Inventarisatie Om een inzicht te krijgen op de huidige snijkopzuigervloot met een snijkopvermogen groter dan 1.000 kW is een uitgebreide inventarisatie uitgevoerd. Bij deze inventarisatie zijn 72 snijkopzuigers betrokken van 25 verschillende bedrijven. Van de belangrijkste baggerbedrijven worden de snijkopzuigers in het kort beschreven. Het doel van dit hoofdstuk is om alle specificaties overzichtelijk vast te leggen en trends te ontdekken in de ontwerpen van de verschillende snijkopzuigers. In principe zijn alleen de bedrijven bekeken die concurreren op de wereldmarkt. De gegevens zijn verkregen door het raadplegen van het snijkopzuiger archief van Boskalis en materieel catalogi. De grootte van de bedrijven wordt gerelateerd aan de totale hoeveelheid snijkopvermogen. Voor een totaal overzicht van de 72 snijkopzuigers en hun positie op de wereldmarkt wordt verwezen naar bijlage 1.

2.1 Europese baggerbedrijven Er zijn zeven Europese baggerbedrijven die in het bezit zijn van één of meer snijkopzuigers met een snijkopvermogen groter dan 1.000 kW. Met een gezamenlijk aantal van 26 snijkopzuigers hebben de Europese bedrijven op de wereldmarkt 46,4% (54.704 kW) van het snijkopvermogen, 41,2% (187.005 kW) van het pompvermogen en 37,2% (297.025 kW) van het totaal geïnstalleerde vermogen. Van de zeven Europese bedrijven zijn er drie gevestigd in Nederland, twee in België en de overige twee in Spanje en Italië. In tabel 1 is een onderverdeling te zien van de Europese snijkopzuigers onderverdeeld per land. Duidelijk is te zien dat Nederland de koploper is op de Europese baggermarkt, direct gevolgd door België. Nederland Snijkopvermogen Pompvermogen Totaal geïnstalleerd vermogen Aantal snijkopzuigers

België

Spanje

27.393 kW 23,2% 23.505 kW 19,9% 94.699 kW 20,9% 79.068 kW 17,4% 146.963 kW 18,4% 127.935 kW 16,0% 14 10

1.600 kW 5.880 kW 9.224 kW 1

Italië 1,4% 1,3% 1,2%

2.206 kW 7.358 kW 12.903 kW 1

1,9% 1,7% 1,6%

Tabel 1 – Europese snijkopzuiger capaciteit per land

2.1.1 Baggermaatschappij Boskalis B.V. Baggermaatschappij Boskalis heeft een zestal snijkopzuigers met snijkopvermogens groter dan 1.000 kW. Deze snijkopzuigers zijn de Ursa, Taurus, Oranje, Edax, met de combinatie Westham de W.H. Kunara en met Bean Stuyvesant de Meridian. De eerste drie, Ursa, Taurus en Oranje, hebben een snijkopvermogen groter dan 2.600 kW en zijn zelfvarend, deze snijkopzuigers zijn specifiek ontwikkeld voor het baggeren van rots. De Edax is stationair en heeft een snijkopvermogen van 1.104 kW en is meer toegespitst voor de perswerken. Met deze vloot heeft Boskalis 11,4% van het totale snijkopvermogen in de wereldmarkt voor snijkopzuigers met een snijkopvermogen groter dan 1.000 kW en is daarmee de op één na grootste. Totaal snijkopvermogen Totaal pompvermogen Totaal geïnstalleerd vermogen Gemiddelde leeftijd t.o.v. 2003

13.468 kW 43.198 kW 68.017 kW 21,73 jaar

11,4% 9,5% 8,5%

Tabel 2 – Vermogens & gemiddelde leeftijd Boskalis snijkopzuigers > 1.000 kW

De Ursa (ex. Bilberg I) is de derde grootste snijkopzuiger van de wereld, afgeleverd op 18 april 1986 aan Bilfinger + Berger Dredging B.V. (figuur 3). Het door O&K Tagebau und Schiffstechnik gebouwde schip is met zijn zware constructie zeer geschikt voor het baggeren van rots. De boeg bevindt zich aan de snijkopzijde en de voorstuwing wordt door de perspompmotoren gegenereerd. Met 3.960 kW op de snijkop en 9.600 kW aan baggerpompen komt het totaal geïnstalleerd vermogen op 15.830 kW. Ze is voorzien is van twee vaste dekkranen één op het voordek en één op het achterdek, de accommodatie biedt ruimte voor 30 personen.


5


De Taurus is gebouwd in 1983 voor Zanen Verstoep, naast de Aquarius en de Cyrus (ex.Libra) was ze destijds de grootste van de drie zelfvarende snijkopzuigers van Zanen Verstoep. Met 3.680 kW op de snijkop, 8.970 kW aan baggerpompen en een totaal geïnstalleerd vermogen van 15.625 kW behoort de Taurus tot de grotere. De zelfvarendheid, met de boeg aan de spudwagenzijde, wordt mogelijk gemaakt door de twee schroeven die aangedreven worden door de snijkopmotoren. De Taurus is gebouwd door scheepswerf de Merwede.

Figuur 3 – Snijkopzuiger Ursa

De Oranje is in 1978 gebouwd in opdracht van Boskalis door scheepswerf de Merwede. Deze zelfvarende snijkopzuiger heeft een snijkopvermogen van 2.647 kW en de boeg aan de snijkopzijde. De onderwaterpomp en de perspompen hebben een gezamenlijk vermogen van 8.603 kW en het totaal geïnstalleerd vermogen is 13.971 kW. Bean Stuyvesant waar Boskalis een aandeel in heeft beschikt over de snijkopzuiger Meridian (figuur 4). De Meridian gebouwd in 1982 heeft een snijkopvermogen van 1.470 kW, een pompvermogen van 7.300 kW en het totaal geïnstalleerd vermogen komt op 10.300 kW. De Meridian is een snijkopzuiger die specifiek voor de Amerikaanse markt is gebouwd.

Figuur 4 – Snijkopzuiger Meridian

Door het 50% aandeel in WestHam Dredging een combinatie van de HAM en Boskalis beschikt Boskalis over de W.H. Kunara. Deze snijkopzuiger is gebouwd in 1968 door de State Dockyard in Newcastle (Australië) en beschikt over 1.204 kW snijkopvermogen. Het pompvermogen is 4.674 kW en het totaal geïnstalleerd vermogen 7.350 kW. De W.H. Kunara is een snijkopzuiger welke opereert op de Australische markt.


6


De Edax (figuur 5), gebouwd in 1984 door scheepswerf de Merwede voor Breejenbout, heeft 1.104 kW snijkopvermogen. Daarmee is de Edax de kleinste snijkopzuiger van Boskalis in het beschouwde segment. De Edax heeft 6.388 kW aan pompvermogen en een totaal geïnstalleerd vermogen van 8.616 kW.

Figuur 5 – Snijkopzuiger Edax

De uitgebreide lijst met gegevens over de Boskalis snijkopzuigers is weergeven op bijlage 2a en 2b. 2.1.2 Ballast HAM Dredging Ballast HAM Dredging (BHD) is op 14 November 2001 ontstaan door het samengaan van de Hollandsche Aanneming Maatschappij B.V. (HAM) en Ballast Nedam Baggeren B.V.. De nieuw ontstaande vloot snijkopzuigers met een snijkopvermogen groter dan 1.000 kW bestaat uit de HAM 218, HAM 217, Sliedrecht 35, Castor, Hector en de Hercules. Met deze vloot heeft BHD 9,6% van het totale wereld snijkopvermogen, dit betekent een vierde plaats in de lijst van 26 bedrijven. De BHD vloot heeft geen zelfvarende snijkopzuigers en de HAM 218, HAM 217 en Sliedrecht 35 beschikken over een jet installatie. Totaal snijkopvermogen Totaal pompvermogen Totaal geïnstalleerd vermogen Gemiddelde leeftijd t.o.v. 2003

11.353 kW 43.143 kW 64.704 kW 24,38 jaar

9,6% 9,5% 8,1%

Tabel 3 – Vermogens & gemiddelde leeftijd Ballast HAM snijkopzuigers > 1.000 kW

De HAM 218 is gebouwd in 1978 door Vos & Zonen, met 1.618 kW aan snijkopvermogen, 7.680 kW aan baggerpompen en een totaal geïnstalleerd vermogen van 10.439 kW was het de grootste snijkopzuiger van de HAM vloot. De HAM 218 heeft beschikking over 630 kW aan jetvermogen, een set ankerbomen en een “christmas tree” installatie. Voor Volker Stevin Dredging is in 1976 door IHC de Sliedrecht 35 gebouwd. Deze zuiger heeft 1.472 kW op de snijkop en 5.842 kW aan pompen. Bij het totaal geïnstalleerde vermogen van 9.323 kW zit 840 kW aan jetvermogen. De HAM 217, gebouwd in 1977 door Vos & Zonen, heeft een snijkopvermogen van 1.324 kW, 6.042 kW aan pompvermogen en daarmee een totaal geïnstalleerd vermogen van 8.723 kW. Net als de HAM 218 bezit de HAM 217 630 kW jetvermogen. De snijkopzuiger Castor is in 1984 gebouwd door Vos in opdracht van Broekhoven. Met het grote snijkopvermogen van 3.680 kW is deze zuiger uiterst geschikt voor het baggeren van rots. Van alle


7


beschouwde snijkopzuigers heeft de Castor de laagste waarde voor de verhouding tussen het pompvermogen (8.063 kW) en het snijkopvermogen. De werkspud diameter (1.400 mm) is aan de kleine kant als het vergelijk met andere snijkopzuigers wordt gemaakt. Het totaal geïnstalleerd vermogen is 13.974 kW. De Hector, gebouwd in 1985 door Vos in opdracht van Broekhoven, is de jongste van de BHD vloot. Het pompvermogen is bijna gelijk aan de Castor alleen is het snijkopvermogen van een veel kleiner kaliber namelijk 1.180 kW. Het totaal geïnstalleerd vermogen komt op 10.821 kW. Net als de Castor heeft de Hector een spudwagen slag van 6,5 meter en een jetinstallatie. De Hercules (ex. Jebel Ali Bay) is gebouwd in 1977 door IHC Smit in opdracht van Gulf Cobla. Met een snijkopvermogen van 1.472 kW en een pompvermogen van 5.079 kW komt het totaal geïnstalleerde vermogen op 7.749 kW. De uitgebreide lijst met gegevens over de BHD snijkopzuigers is weergeven op bijlage 3a en 3b. 2.1.3 Van Oord ACZ B.V. Van de beschouwde Europese baggerbedrijven is Van Oord ACZ (VOACZ) de kleinste. VOACZ heeft met de twee snijkopzuigers Discovery Bay en de Noordzee totaal 2.572 kW aan snijkopvermogen wat overeenkomt met 2,2% van de wereldmarkt. Beide zuigers zijn stationair en gebouwd door IHC. Totaal snijkopvermogen Totaal pompvermogen Totaal geïnstalleerd vermogen Gemiddelde leeftijd t.o.v. 2003

2.572 kW 8.367 kW 14.242 kW 23 jaar

2,2% 1,8% 1,8%

Tabel 4 – Vermogens & gemiddelde leeftijd Van Oord ACZ snijkopzuigers > 1.000 kW

De Discovery Bay (ex. Zabeel Bay) is in 1977 te water gelaten. De Discovery Bay is gebouwd door IHC Verschure in opdracht van Gulf Cobla. Het snijkopvermogen is 1.472 kW, het pompvermogen 5.079 kW en het totaal geïnstalleerd vermogen 8.277 kW. Het schip heeft één perspomp en beschikt over ankerbomen. In 1983 is de Noordzee voor Van Oord-Utrecht gebouwd door IHC, met ankerbomen en ook één perspomp komt de configuratie overeen met de Discovery Bay. Op de snijkop staat een vermogen van 1.100 kW, de pompen hebben een vermogen van 3.288 kW en het totaal geïnstalleerd vermogen is 5.965 kW. In de pompkamer bevinden zich ook twee jetpompen elk met een capaciteit van 1.140 m3/uur bij een druk van 750 kPa. De uitgebreide lijst met gegevens over de VOACZ snijkopzuigers is weergeven op bijlage 4. 2.1.4 Jan de Nul N.V. Jan de Nul (JDN) heeft met de CO1234, Leonardo da Vinci, Marco Polo, Vesalius en Kaerius de grootste snijkopzuigervloot van de wereld. JDN heeft 13,7% van het wereld snijkopvermogen voor snijkopzuigers met een snijkopvermogen groter dan 1.000 kW. Totaal snijkopvermogen Totaal pompvermogen Totaal geïnstalleerd vermogen Gemiddelde leeftijd t.o.v. 2003

16.157 kW 47.819 kW 79 925 kW 17,2 jaar

13,7% 10,5% 10,0%

Tabel 5 – Vermogens & gemiddelde leeftijd Jan de Nul snijkopzuigers > 1.000 kW

In oktober 2001 is een nieuwe order geplaatst bij IHC voor de bouw van de grootste snijkopzuiger in de wereld. De CO1234, zoals de zuiger bij IHC te boek staat, zal een snijkopvermogen krijgen van 6.000 kW. In het vierde kwartaal van 2003 zal de CO1234 geleverd worden. De baggerpompen krijgen een


8


vermogen van 15.800 kW en het totaal geïnstalleerd vermogen komt op 27.150 kW. Het laddergewicht van deze gigant zal 1450 ton bedragen. De CO1234 zal beschikken over een bakkenlaadinstallatie, ankerbomen en twee ladder scharnierpunten verder biedt de accommodatie ruimte voor 60 personen. De CO1234 wordt de derde zelfvarende snijkopzuiger van JDN met de boeg aan de spudwagenzijde.

Figuur 6 – Snijkopzuiger CO1234 van Jan de Nul

De op één na grootste snijkopzuiger van de wereld is de zelfvarende snijkopzuiger Leonardo da Vinci. Zij heeft een snijkopvermogen van 4.419 kW, een pompvermogen van 12.442 kW en een totaal geïnstalleerd vermogen van 20.257 kW. Deze zelfvarende snijkopzuiger heeft de boeg aan de spudwagenzijde en twee schroeven aan de ladderzijde. De Leonardo da Vinci is in 1986 gebouwd door IHC en is uitermate geschikt voor het baggeren van rots. De Marco Polo is de oudste van de vijf snijkopzuigers (1979), deze zelfvarende snijkopzuiger is gebouwd door IHC. De Marco Polo heeft net als de Leonardo da Vinci de boeg aan de ladder zijde, een set ankerbomen, een bakkenlaadinstallatie en lieren voor een “christmas tree”. Het snijkopvermogen is 2.942 kW, pompvermogen 9.795 kW en het totaal geïnstalleerd vermogen 16.113 kW. De Vesalius, gebouwd in 1980 door IHC, is een stationaire snijkopzuiger met relatief veel pompvermogen aan boord. Op de snijkop heeft ze 1.323 kW en het vermogen van de pompen is 5.955 kW. Het totaal geïnstalleerd vermogen van de Vesalius is 9.256 kW. In 1981 is de Kaerius gebouwd door IHC, deze snijkopzuiger heeft juist weer relatief weinig pompvermogen aan boord in verhouding met het snijkopvermogen. De Kaerius heeft in tegenstelling tot de andere drie snijkopzuigers maar twee pompen, één op de ladder en één aan boord. Op de snijkop staat 1.472 kW en de baggerpompen hebben 3.827 kW. Het totaal geïnstalleerd vermogen is 7.149 kW. Samen met de CO1234 en de Leonardo da Vinci heeft de Kaerius de mogelijkheid om het ladderscharnierpunt te verhogen De uitgebreide lijst met gegevens over de JDN snijkopzuigers is weergeven op bijlage 5. 2.1.5 Dredging, Enviromental and Marine Engineering (DEME) De DEME groep bestaat uit de in 1991 opgerichte Belgische baggergroep bestaande uit Baggerwerken Decloedt & Zoon en Dredging International NV. Met vijf snijkopzuigers heeft DEME 6,2% van het snijkopvermogen van de wereldmarkt (tabel 6 en bijlage 1). De snijkopzuigers Amazone, Vlaanderen XIX, Rubens, Vlaanderen XI en Cap Martin hebben een gemiddelde leeftijd van 23,8 jaar en een totaal


9


snijkopvermogen van 7.348 kW. Alle snijkopzuigers van DEME zijn voorzien van ankerbomen en één van de snijkopzuigers is zelfvaren. Totaal snijkopvermogen Totaal pompvermogen Totaal geïnstalleerd vermogen Gemiddelde leeftijd t.o.v. 2003

7.348 kW 31.249 kW 48.010 kW 23,8 jaar

6,2% 6,9% 6,0%

Tabel 6 – Vermogens & gemiddelde leeftijd DEME snijkopzuigers > 1.000 kW

De nieuwste snijkopzuiger Amazone is gebouwd in 1986 door Boelwerf Temse. Deze zware stationaire snijkopzuiger heeft een snijkopvermogen van 2.200 kW, een pompvermogen van 6.893 kW en een totaal geïnstalleerd vermogen van 9.963 kW. De Amazone beschikt over één perspomp en heeft een spudwagenslag van 8 meter. De enige zelfvarende snijkopzuiger van de DEME vloot, de Vlaanderen XIX, is in 1978 gebouwd door IHC. De boeg en de schroeven zijn aan de spudwagenzijde gesitueerd. Het schip wordt dus voortgetrokken, de besturing wordt gerealiseerd door de richting van de schroeven te veranderen. De Vlaanderen XIX heeft een snijkopvermogen van 1.764 kW, een pompvermogen van 8.440 kW en een totaal geïnstalleerd vermogen van 11.750 kW. In 1977 is voor DI door IHC de Rubens gebouwd. Deze stationaire snijkopzuiger heeft 10.904 kW totaal geïnstalleerd vermogen, 1.324 kW op de snijkop en 6.716 kW aan baggerpompen. Decloedt heeft in 1978 opdracht gegeven aan IHC om de Vlaanderen XI (ex. New Amsterdam) te bouwen. Met 5.446 kW heeft de Vlaanderen XI relatief veel pompvermogen aan boord. De snijkop heeft 1.030 kW tot zijn beschikking en het totaal geïnstalleerd vermogen komt op 9.860 kW. De Cap Martin is met 5.533 kW aan geïnstalleerd vermogen de kleinste in deze groep. In 1977 is ze gebouwd door van Rees. En heeft 1.030 kW aan snijkopvermogen en 3.754 kW aan baggerpompen. De uitgebreide lijst met gegevens over de DEME snijkopzuigers is weergeven op bijlage 6.

2.2 Niet Europese baggerbedrijven De markt van niet Europese baggerbedrijven bestaat uit zo’n 18 bedrijven met in totaal 46 snijkopzuigers met snijkopvermogens groter dan 1.000 kW. Met deze vloot hebben ze 53,6% (63.214 kW) van het snijkopvermogen, 58,8% (266.788 kW) van het pompvermogen en 62,8% (500.922 kW) van het totaal geïnstalleerd vermogen (zie bijlage 1). 2.2.1 National Marine Dredging Company National Marine Dredging Company of Abu Dhabi (NMDC) heeft de jongste vloot. Met zeven snijkopzuigers hebben ze een 9,1% aandeel in het totale wereld snijkopvermogen en bezitten ze een vijfde plaats achter Ballast Ham Dredging. Alle snijkopzuigers zijn stationair en gebouwd door IHC. De gehele vloot heeft relatief veel pompvermogen aan boord en elk schip heeft een set ankerbomen, de maximale baggerdiepten zijn relatief klein. Een ander opvallend punt is dat de snijkopvermogens van de nieuwste snijkopzuigers gelijk zijn aan het vermogen op de onderwaterpomp. Bij het overgrote deel van de wereldvloot is het onderwaterpompvermogen kleiner dan het snijkopvermogen Totaal snijkopvermogen Totaal pompvermogen Totaal geïnstalleerd vermogen Gemiddelde leeftijd t.o.v. 2003

10.680 kW 45.982 kW 76.800 kW 13 jaar

9,1% 10,1% 9,6%

Tabel 7 – Vermogens & gemiddelde leeftijd NMDC snijkopzuigers > 1.000 kW


10


Al Sadr is de grootste snijkopzuiger van NMDC en is gebouwd in 1999. De Al Sadr heeft 2.200 kW aan snijkopvermogen, 10.600 kW aan baggerpompen en een totaal geïnstalleerd vermogen van 20.200 kW. De kraanbaan loopt over de gehele lengte van het schip. Voor de bemanning zijn 30 slaapplaatsen beschikbaar. De Al Mirfa en Kattouf zijn zusterschepen beide gebouwd in 2001. De snijkop heeft 1.500 kW tot haar beschikking en samen met de 6.380 kW aan pompvermogen komt het totaal geïnstalleerd vermogen op 10.919 kW. Het schip is ingericht voor een bemanning van 12 personen. In 1978 heeft NMDC hun eerste grote order geplaatst bij IHC. De snijkopzuigers Umm Elzemoul, Al Hamra en Al Kathem hebben allen dezelfde specificaties. Met 1.460 kW op de snijkop, 5.774 kW aan baggerpompen komt het totaal geïnstalleerd vermogen op 8.990 kW. Abu Al Abyadh is in 1995 gebouwd. Dit schip heeft in tegenstelling tot NMDC andere zuigers maar één perspomp. Het snijkopvermogen is 1.100 kW, pompvermogen 5.300 kW en een totaal geïnstalleerd vermogen van 7.792 kW. De uitgebreide lijst met gegevens over de NMDC snijkopzuigers is weergeven op bijlage 7. 2.2.2 Suez Canal Authority De Suez Canal Authority (SCA) heeft als belangrijkste taak het onderhouden van het meest belangrijke kanaal in de wereld, het Suez kanaal. Met de Mashhour, Al Sediek, Al Khattab, Tarek-Iben Zeyad, Mahmoud Yones bezitten ze 7,4% van het wereld snijkopvermogen. Geen van de snijkopzuigers beschikt over ankerbomen. Totaal snijkopvermogen Totaal pompvermogen Totaal geïnstalleerd vermogen Gemiddelde leeftijd t.o.v. 2003

8.718 kW 42.940 kW 70.941 kW 20,8 jaar

7,4% 9,5% 8,9%

Tabel 8 – Vermogens & gemiddelde leeftijd Suez Canal Authority snijkopzuigers > 1.000 kW

De Mashhour is het pronkstuk van de SCA, in 1996 is ze gebouwd door IHC en heeft een maximaal snijkopvermogen van 3.000 kW. Met 13.200 kW aan baggerpompen wordt een persdruk gecreëerd van zo’n 27 bar. Het totaal geïnstalleerd vermogen van de Mashhour is 22.795 kW. Aan boord biedt de accommodatie plaats voor 73 personen. De Mashhour is uitgerust met een bakkenlaadinstallatie.

Figuur 7 – Snijkopzuiger Mashhour


11


Al Khattab is samen met de Al Sediek gebouwd, deze zusterschepen zijn in 1980 bij Mitsubishi van de helling gegleden. Het snijkopvermogen dat deze snijkopzuigers bezitten is 1.600 kW. Met 8.900 kW aan baggerpompen komt het totaal geïnstalleerde vermogen per schip op 14.226 kW. Het oudste schip is de Tarek-Iben Zeyad, 24 jaar geleden is het schip gebouwd door Mitsubishi in Japan. De Tarek-Iben Zeyad heeft 1.400 kW aan snijkopvermogen, 8.210 kW aan baggerpompen en een totaal geïnstalleerd vermogen van 12.510 kW. In 1978 is de Mahmoud Yones door Port Said gebouwd. De Mahmoud Yones is de kleinste met 1.118 kW op de snijkop en een totaal geïnstalleerd vermogen van 7.184 kW. De uitgebreide lijst met gegevens over de SCA snijkopzuigers is weergeven op bijlage 8. 2.2.3 Penta Ocean Construction Co. Ltd. Penta Ocean Construction Co. Ltd. heeft een betrekkelijk oude vloot, met Hooei, No 3 Suez, No 5 Suez, Suruga, Nagoya I, Nagoya II en de Pacific hebben ze 8,2% van het wereld snijkopvermogen. Alle snijkopzuigers zijn in Japan gebouwd en door hun hoge leeftijd is weinig tot geen informatie bekend over de vloot. Totaal snijkopvermogen Totaal pompvermogen Totaal geïnstalleerd vermogen Gemiddelde leeftijd t.o.v. 2003

9.700 kW 44.560 kW 79.745 kW 27,86 jaar

8,2% 9,8% 10,0%

Tabel 9 – Vermogens & gemiddelde leeftijd Penta Ocean snijkopzuigers > 1.000 kW

De lijst met gegevens over de Penta Ocean snijkopzuigers is weergeven op bijlage 9a en 9b. 2.2.4 Great Lakes Dredge & Dock Company Great Lakes Dredge & Dock Company (GLD) is de grootste Amerikaanse baggeraar die op de wereldmarkt concurreert. Het bedrijf is in 1890 opgericht en beschikt over zes grotere snijkopzuigers te weten de Carolina, Florida, Texas, California, Illinois en Alaska. Qua uiterlijk wijken de Amerikaanse snijkopzuigers af van de overige zuigers, vooral de ketting ophanging van de snijkop is een opvallend detail. De lengten van de zuigers kunnen gewijzigd worden door een extra ponton achter de zuiger aan te koppelen waardoor een grotere snede breedte kan worden verkregen. Deze ponton is voorzien van spudpalen en heeft vaak een booster aan boord. Totaal snijkopvermogen Totaal pompvermogen Totaal geïnstalleerd vermogen Gemiddelde leeftijd t.o.v. 2003

11.969 kW 39.007 kW 67.037 kW 34,25 jaar

10,2% 8,6% 8,4%

Tabel 10 – Vermogens & gemiddelde leeftijd GLD snijkopzuigers > 1.000 kW

De lijst met gegevens over de GLD snijkopzuigers is weergeven op bijlage 10.


12


2.3 Data analyse De vele specificaties van de verschillende snijkopzuigers zijn in dit hoofdstuk geanalyseerd en overzichtelijk weergegeven. De resultaten zullen in andere hoofdstukken gebruikt worden. Om een algehele indruk te krijgen van de complete data zoals die is weergeven op bijlage 1 is er een gemiddeld schip bepaald (tabel 11). Met dit schip is de spreiding van de data goed te zien. Specificatie: Snijkop vermogen Onderwaterpomp vermogen Perspomp vermogen Totaal geïnstalleerd vermogen

Gemiddelde:

Standaard afwijking:

1.787 kW 1.475 kW 5.692 kW 11.239 kW

901 kW 624 kW 1.864 kW 3.807 kW

Tabel 11 – Gemiddelde snijkopzuiger en bijbehorende standaardafwijking

Van de verzamelde data zijn van de verschillende snijkopzuigers de relaties gezocht tussen specifieke eigenschappen van de snijkopzuigers. Uit deze relaties zijn vergelijkingen gegenereerd op basis van de regressie methode. De verkregen regressielijn geeft de samenhang aan van de tegen elkaar uitgezette specificaties. De mate van samenhang wordt aangegeven met een correlatiecoëfficiënt, hoe hoger de waarde van de correlatiecoëfficiënt hoe groter de maat voor de samenhang. De correlatiecoëfficiënt is als volgt gedefinieerd: r=

∑x⋅y 2 2 ∑x ⋅ ∑ y


met x = X − X ; y = Y − Y

13


2.3.1 Snijkopvermogen ten opzichte van totaal geïnstalleerd vermogen Als eerste is de relatie tussen het totaal geïnstalleerd vermogen en het snijkopvermogen bekeken. Bij dit vergelijk is een duidelijk onderscheid te maken tussen de snijkopzuigers die ontworpen zijn voor zware grondsoorten zoals rots en de snijkopzuigers die meer voor de lichtere grondsoorten zijn bedoeld. De snijkopzuigers zijn in tabel 12 onderverdeeld in relatief veel en relatief weinig snijkopvermogen ten opzichte van het totaal geïnstalleerd vermogen. De snijkopzuigers met relatief veel snijkopvermogen zijn allen met meer dan 20% van het totaal geïnstalleerd vermogen uitgerust. Relatief veel snijkopvermogen 1. Castor (BHD) 2. Ursa (BOKA) 3. CO 1234 (JDN) 4. Taurus (BOKA) 5. Al Ariam (Huta Sete) 6. Leonardo da Vinci (JDN)

Relatief weinig snijkopvermogen 1. Al Sadr (NMDC) 2. Mashhour (SCA) 3. New Pioneer (Samsung) 4. Al Sediek / Al Khattab (SCA) 5. Hooei (Penta Ocean) 6. Tarek-Iben Zeyad (SCA)

Tabel 12 – Snijkopzuigers met relatief veel en relatief weinig snijkopvermogen

De correlatiecoëfficiënt van de 65 datapunten die weergegeven zijn in grafiek 1 kan als matig worden bestempeld. De correlatiecoëfficiënt heeft een waarde van 0,82. De vergelijkingen welke zijn afgeleid van de regressielijn hebben de volgende vorm: Psnijkop = (0,1878 ⋅ Ptot ) − 304 ,61

ofwel

Ptot = (5,3248 ⋅ Psnijkop ) + 1.621,99 .

Deze relaties zijn alleen geldig als het totaal geïnstalleerde vermogen tussen de 5.000 kW en de 27.000 kW ligt. Wat opvalt in de bovenstaande tabel is dat er in de linkerkolom op één na alleen Nederlandse en Belgische baggerbedrijven vertegenwoordigd zijn en in de rechterkolom de buitenlandse baggerbedrijven.

3.CO1234

25% 5.500 y = 0,1878x - 304,61 R2 = 0,6655

20%

Snijkopvermogen [kW]

4.500

6.Leonardo da Vinci 2.Ursa 1.Castor

15%

4.Taurus

3.500 2.Mashhour 10% 2.500 1.Al Sadr 5.Hooei 4.Al Sediek 6.Tarek-Iben Zeyad

5. Al Ariam 1.500

3. New Pioneer

500 5.000

7.000

9.000

11.000

13.000

15.000

17.000

19.000

21.000

23.000

25.000

27.000

Totaal geinstalleerd vermogen [kW] Allen VOACZ 20% Ptot

BOKA NMDC 15% Ptot

JDN SCA 10% Ptot

BHD Overige Lineair (Allen)

DEME 25% Ptot

Grafiek 1 – Snijkopvermogen ten opzichte van het totaal geïnstalleerd vermogen.


14


2.3.2 Totaal pompvermogen ten opzichte van totaal geïnstalleerd vermogen De tweede relatie is het totaal pompvermogen ten opzichte van het totaal geïnstalleerd vermogen, deze relatie is sterk te noemen, de 65 datapunten hebben een correlatiecoëfficiënt van 0,94. De lineaire regressielijn welke geldig is voor geïnstalleerde vermogens tussen de 5.000 kW en de 27.000 kW heeft de volgende vergelijking (zie grafiek 2): Ppomp = (0,5254 ⋅ Ptot ) + 990,66

ofwel

Ptot = (1,9033 ⋅ Ppomp ) − 1 .885,535 .

Door de kleinere variaties zijn er minder uitzonderlijke snijkopzuigers te vinden. In tabel 13 zijn de eerste vier snijkopzuigers met relatief veel pompvermogen uitgerust met meer dan 70% van het totaal geïnstalleerde vermogen beschikbaar voor de pompen. De eerste vier van de relatief weinig pompvermogen lijst hebben minder dan 50% van het totaal geïnstalleerd vermogen beschikbaar voor de pompen. Relatief veel pompvermogen 1. New Pioneer (Samsung) 2. Hector (BND) 3. Vlaanderen XIX (DEME) 4. Sete 32 (Sete) 5. HAM 218 (BHD) 6. Edax (BOKA)

Relatief weinig pompvermogen 1. Texas (GLD) 2. Suruga (Penta Ocean) 3. Hooei (Penta Ocean) 4. Asia Maru No.3 (TOA) 5. Mahmoud Jones (SCA) 6. Al Sadr (NMDC)

Tabel 13 – Snijkopzuigers met relatief veel en relatief weinig pompvermogen

In een vergelijkbaar onderzoek [Gätje, 1980] zijn van 183 snijkopzuigers met snijkopvermogens tussen de 50 kW en 1.000 kW relaties gezocht tussen de verschillende specificaties. Twee van de relaties die relevant zijn voor dit onderzoek zijn: Ppomp = (0,704 ⋅ Ptot ) − 61,27 Psnijkop = (0,2 ⋅ Ppomp ) + 4

ofwel ofwel

Ptot = (1,42 ⋅ Ppomp ) + 87

Ppomp = (5 ⋅ Psnijkop ) − 20

met r = 0,96 met r = 0,94.

Hierin is duidelijk te zien dat bij de kleinere snijkopzuigers zo’n 70% van het totaal geïnstalleerd vermogen ter beschikking staat voor de pompen. Dit percentage is hoger dan bij de grotere snijkopzuigers die in dit onderzoek zijn beschouwd. Uit het onderzoek van Gätje is ook een ontwerpvergelijking bepaald voor het snijkopvermogen, deze kwam overeen met 20% van het pompvermogen dus 14% van het totaal geïnstalleerd vermogen. Het vergelijk tussen de vermogens in percentages van het totaal geïnstalleerd vermogen van kleine en de grote snijkopzuigers is weergegeven in tabel 14. Kleine snijkopzuigers (50 < Psnijkop < 1.000 kW)

Grote snijkopzuigers (1.000 < Psnijkop < 6.000 kW)

Snijkopvermogen: 14% Pompvermogen: 70% Vermogen overig: 16%

Snijkopvermogen: 19% Pompvermogen: 53% Vermogen overig: 28%

Tabel 14 – Vermogensverdeling kleine en grote snijkopzuigers

Naar mate de snijkopzuiger groter wordt zal het vermogen dat geïnstalleerd dient te worden voor hulpinstallaties groter worden. Onder de hulpinstallaties vallen onder meer, dekkraan, lieren, elektronica, etc. Ook de ontwerpgrondsoorten voor grote snijkopzuigers is verschillend, vaak worden ze ontworpen voor het baggeren van hardere grondsoorten waardoor het snijkopvermogen een belangrijke parameter wordt. Uit tabel 14 is dan ook te lezen dat het snijkopvermogen overall gezien veel toeneemt, waar het bij de kleine snijkopzuigers ongeveer 20% van het pompvermogen is zien we bij de grote snijkopzuigers een percentage van 36%.


15


16000 y = 0,5254x + 990,66 2

R = 0,8823 14000

Totaal pompvermogen [kW]

12000

10000

Samsung New Pioneer

8000

6000

Texas Suruga

4000

2000 4000

6000

8000

10000

12000

14000

16000

18000

20000

22000

24000

26000

28000

Totaal geinstalleerd vermogen [kW] Allen NMDC

BOKA SCA

JDN Overige

BHD 70% Pgeinst

DEME 50% Pgeinst

VOACZ Lineair (Allen)

Grafiek 2 – Totaal pompvermogen ten opzichte van het totaal geïnstalleerd vermogen.


16


2.3.3 Snijkopvermogen ten opzichte van totaal pompvermogen Deze beschouwing is het resultaat van de eerste twee relaties, door het totaal geïnstalleerd vermogen buiten beschouwing te laten ontstaat er een directe relatie tussen het snijkopvermogen en het totale pompvermogen (grafiek 3). De correlatiecoëfficiënt van de 65 beschouwde datapunten is 0,765 en is daardoor matig te noemen. De lineaire regressielijn heeft de volgende vergelijking: Psnijkop = (0,3142 ⋅ Ppomp ) − 361,81

Ppomp = (3,183 ⋅ Psnijkop ) + 1.151,59

ofwel

Bovenstaande vergelijkingen zijn geldig voor pompvermogens tussen de 3.000 kW en 16.000 kW. Een overzicht van de meest opvallende snijkopzuigers is in tabel 15 weergegeven. Relatief veel snijkopvermogen 1. CO 1234 (JDN) 2. Castor (BND) 3. Texas (GLD) 4. Ursa (BOKA) 5. Taurus (BOKA) 6. Leonardo da Vinci (JDN)

Relatief weinig snijkopvermogen 1. New Pioneer (Samsung) 2. Hector (BND) 3. Al Sediek / Al Khattab (SCA) 4. Tarek-Iben Zeyad (SCA) 5. Al Sadr (NMDC) 6. Mashhour (SCA)

Tabel 15 – Snijkopzuigers met relatief veel en relatief weinig snijkopvermogen

De snijkopzuigers in de kolom met relatief veel snijkopvermogen hebben meer dan 35% ten opzichte van het pompvermogen beschikbaar voor de snijkop. Opvallend bij de snijkopzuigers met relatief weinig pompvermogen is de New Pioneer die maar 11,5% van zijn pompvermogen beschikbaar heeft voor haar snijkop. Eventuele boosters zijn niet meegenomen in deze beschouwing.

6000 CO1234

y = 0,3142x - 361,83 R2 = 0,5857 5000

Leonardo da Vinci

Snijkopvermogen [kW]

4000

Ursa

Castor Taurus

Mashhour

Texas 3000

Al Sadr 2000 Al Sediek Tarek-Iben zeyad Hector 1000 Samsung New Pioneer

0 2000

4000

6000

8000

10000

12000

14000

16000

Totaal pompvermogen [kW] BOKA Overige

JDN 50% Ppomp

BHD 35% Ppomp

DEME 20% Ppomp

VOACZ Allen

NMDC Lineair (Allen)

SCA

Grafiek 3 – Snijkopvermogen ten opzichte van het totale pompvermogen.


17


2.3.4 Zijliervermogen ten opzichte van snijkopvermogen Om een indruk te krijgen van de zwaaikarakteristieken van de snijkopzuigers is er gekeken naar het zijliervermogen ten opzichte van het snijkopvermogen (grafiek 4). De correlatiecoëfficiënt van deze 29 datapunten is goed namelijk 0,89. De meest opvallende schepen met zowel veel als weinig zijliervermogen zijn in tabel 16 weergegeven. Relatief veel zijliervermogen 1. Al Sadr (NMDC) 2. Al Mirfa / Kattouf (NMDC) 3. Ursa (BOKA) 4. Asia Maru No. 3 (TOA) 5. Amazone (DEME) 6. HAM 218 (BHD)

Relatief weinig zijliervermogen 1. W.H. Kunara (Westham) 2. Marco Polo (JDN) 3. Florida (GLD) 4. Leonardo da Vinci (JDN) 5. Illinois (GLD) 6. HAM 217 (BHD)

Tabel 16 – Snijkopzuigers met relatief veel en relatief weinig zijliervermogen

De 29 datapunten worden het best beschreven door de lineaire regressielijn met de vergelijking: Pzijlier = (0,1078 ⋅ Psnijkop ) + 61,764

ofwel

Psnijkop = (9,276 ⋅ Pzijlier ) − 572,95 .

Het zijliervermogen wordt bepaald door de verhaalsnelheid en de trekkracht van de zijlier. Uit de grafiek is voor de NMDC snijkopzuigers een verhouding van 20,8% van het snijkopvermogen te ontdekken en voor de snijkopzuigers van JDN 10,95%. Ondanks het feit dat IHC voor beide baggerbedrijven de bouwer is geweest hebben de baggerbedrijven een eigen ontwerp filosofie. Deze filosofie wordt mede bepaald door de gewenste verhaalsnelheden. Vooral bij het baggeren van goed bressende grondsoorten is het gewenst om de verhaalsnelheid hoog te houden. Wanneer de snijkopzuigers in rots werken is het zijliervermogen vaak de limiterende factor van het baggerproces. In de literatuur wordt vaak voor de verhouding tussen zijliervermogen en snijkopvermogen de verhouding 1/8 (12,5%) genoemd.

550 3.Ursa

y = 0,1078x + 61,764 2 R = 0,7897

4.Leonardo da Vinci

Zijliervermogen [kW]

450

1.Al Sadr

350

5.Amazone

2.Al Mirfa 4.Asia Maru 3

2.Marco Polo

6.HAM218

250

3.Florida

5.Illinois 150

6.HAM217 1.Kunara

50 1.000

1.500

2.000

2.500

3.000

3.500

4.000

4.500

Snijkopvermogen [kW] Allen

BOKA

JDN

BHD

DEME

VOACZ

NMDC

Overige

20% Psnijkop

15% Psnijkop

10% Psnijkop

Lineair (Allen)

Grafiek 4 – Zijliervermogen ten opzichte van het snijkopvermogen.


18


2.3.5 Nominale trekkracht zijlier ten opzichte van snijkopvermogen Om meer over de zijlier karakteristiek te zeggen is de nominale trekkracht van de zijlier uitgezet tegen het snijkopvermogen (grafiek 5). De snijkopzuigers met een groot zijliervermogen met daarbij een grote nominale trekkracht zijn in het algemeen langzaam verhalende zuigers. De correlatiecoëfficiënt van de 42 beschouwde datapunten is 0,86. Met de lineaire regressie methode zijn de volgende empirische relaties verkregen:

Fnom zijlier = (0,0275 ⋅ Psnijkop ) + 10,977

ofwel

Psnijkop = (36,364 ⋅ Fnom zijlier ) − 399,164

In tabel 17 staan de snijkopzuigers met relatief grote en relatief kleine zijlier trekkrachten weergegeven. Relatief grote zijlierkracht 1. Oranje (BOKA) 2. Cyrus (Dragomar) 3. Ursa (BOKA) 4. Edax (BOKA) 5. Al Sadr (NMDC) 6. Al Mirfa (NMDC)

Relatief kleine zijlierkracht 1. Florida (GLD) 2. California (GLD) 3. Cap Martin (DEME) 4. Illinois (GLD) 5. Hercules (BND) 6. Mashhour (SCA)

Tabel 17 – Snijkopzuigers met relatief grote en relatief kleine zijlierkracht

Als we de resultaten van paragraaf 2.3.4 uitzetten tegenover de zijlier trekkrachten vermenigvuldigd met de nominale verhaalsnelheden dan krijgen we de grafiek zoals is weergegeven op bijlage 11. In die grafiek is te zien dat de informatie van de Vlaanderen XI in twijfel genomen mag worden. De Vlaanderen XI is daarom buiten deze relatie gehouden. De Ursa van BOKA en de Al Sadr en Al Mirfa van NMDC vallen op als snijkopzuigers met veel zijliervermogen en een grote zijlierkracht, de nominale verhaalsnelheden van deze schepen zijn respectievelijk 20, 16 en 18 m/min. De snijkopzuigers met weinig zijliervermogen en een kleine zijlierkracht zijn de Florida en de Illinois van GLD. 3.Ursa 130 y = 0,0275x + 10,977 2 R = 0,7435 110

Nominale trekkracht zijlier [ton]

1.Oranje

90 5.Al Sadr

2.Cyrus 6.Mashhour

70 6.Al Mirfa 4.Edax 50

4.Illinois

30

5.Hercules 2.California 1.Florida

3.Cap Martin 10 500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

Snijkopvermogen [kW] Allen NMDC

BOKA SCA

JDN Overige

BHD 5% Psnijkop

DEME 2% Psnijkop


Grafiek 5 – Nominale trekkracht zijlier ten opzichte van het snijkopvermogen.


19


2.3.6 Laddergewicht ten opzichte van snijkopvermogen Het laddergewicht is een belangrijke parameter voor het baggerproces. Niet alleen het constructiegewicht per strekkende meter (sterkte/stijfheid e.d.) dat belangrijk is, maar ook het gewicht van de snijkopladder op de grond in verband met het wel of niet penetreren en meelopen op de bres. Geconcludeerd mag worden dat een hoog laddergewicht een groter snijkopvermogen toelaat. In grafiek 6 zijn de laddergewichten uitgezet tegen het snijkopvermogen. De meest opvallende snijkopzuigers zijn in tabel 18 weergegeven. Relatief groot laddergewicht 1. Al Sadr (NMDC) 2. Oranje (BOKA) 3. Mashhour (SCA) 4. Edax (BOKA) 5. Al Mirfa (NMDC) 6. Cyrus (Dragomar)

Relatief klein laddergewicht 1. Al Ariam (Huta Sete) 2. Castor (BND) 3. Texas (GLD) 4. California (GLD) 5. Taurus (BOKA) 6. Florida (GLD)

Tabel 18

De 27 beschouwde datapunten hebben een correlatiecoëfficiënt van 0,82, de empirische vergelijkingen die verkregen zijn zien er als volgt uit: Gladder = (0,2289 ⋅ Psnijkop ) + 83,003 ofwel Psnijkop = (4,369 ⋅ Gladder ) − 362,617 . Ten opzichte van de vergelijking valt de Al Sadr het meeste op, dit schip heeft een laddergewicht dat 50% is van het snijkopvermogen. Als dus alleen gekeken wordt naar het gewicht en niet de sterkte zou de Al Sadr een snijkopvermogen kunnen hebben van 4.300 kW. Ter compensatie kan gedacht worden aan drijfkasten welke toegepast worden als het constructiegewicht de eis van het maximaal benodigd onderwatergewicht overtreft. 1500

y = 0,2289x + 83,003 2 R = 0,6694 1300

1.Al Sadr

3.Mashhour

1100

Laddergewicht [ton]

2.Oranje 900

5.Taurus

6.Cyrus

700

2.Castor 3.Texas 5.Al Mirfa

500

6.Florida

4.Edax

300

4.California 1.Al Ariam

100 500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

5000

5500

6000

Snijkopvermogen [kW] Allen SCA

BOKA Overige

JDN 50% Psnijkop

BHD 20% Psnijkop


NMDC

Grafiek 6 – Laddergewicht ten opzichte van het snijkopvermogen.


20


2.3.7 Lightship weight ten opzichte van snijkopvermogen De laatste relatie is de Lightship weight ten opzichte van het snijkopvermogen. Het Lightship weight is het gewicht van de snijkopzuiger inclusief de toegevoegde massa’s (vloeistofvulling van alle aan boord aanwezige systemen). De relatie is grafisch weergegeven in grafiek 7. De meest opvallende schepen zijn in tabel 19 terug te vinden. Relatief groot lightship weight 1. Mashhour (SCA) 2. Al-Sediek (SCA) 3. Oranje (BOKA) 4. Suruga (Penta) 5. Tarek-Iben Zeyad (SCA) 6. Al Sadr (NMDC)

Relatief laag lightship weight 1. Castor (BND) 2. Ursa (BOKA) 3. Kaerius (JDN) 4. Taurus (BOKA) 5. Cap Martin (DEME) 6. Illinois (GLD)

Tabel 19 – Snijkopzuigers met relatief groot en relatief laag lightship weight

Van de 58 datapunten is een correlatiecoëfficiënt te vinden van 0,81. De empirische vergelijkingen die daarbij horen zijn: Glightship = (1,6913 ⋅ Psnijkop ) + 1.161 ofwel Psnijkop = (0,5913 ⋅ Glightship ) − 686 ,454 Van de snijkopzuigers met een relatief groot lightship weight is alleen de Oranje zelfvarend, dit is opvallend aangezien aangenomen mag worden dat zelfvarende snijkopzuigers meer installaties aan boord hebben. Van de Castor is bekend dat het snijkopvermogen oorspronkelijk 1.580 kW bedroeg en pas in een later stadium het snijkopvermogen vergroot is naar 3.680 kW. 9.000

1.Mashhour

y = 1,6913x + 1161 2 R = 0,6567 8.000 3.Oranje 7.000

Lightweight [ton]

2.Al-Sediek

4.Taurus

6.Al Sadr

6.000 2.Ursa

4.Suruga 5.Tarek-Iben Zeyad

5.000

4.000 1.Castor

3.000

6.Illinois

3.Kaerius

2.000 5.Cap Martin 1.000 500

1.000

1.500

2.000

2.500

3.000

3.500

4.000

4.500

Snijkopvermogen [kW] Allen

BOKA

JDN

BHD

DEME

VOACZ

NMDC

SCA

Overige

Lineair (Allen)

Grafiek 7 – Lightship weight ten opzichte van het snijkopvermogen.


21


2.3.8 Resumé Voor de duidelijkheid worden de belangrijkste gegevens van hoofdstuk 2.3 opgesomd. De gevonden vergelijkingen met hun correlatiecoëfficiënten van de verschillende relaties zijn: §

Psnijkop = (0,1878 ⋅ Ptot ) − 304 ,61

[R=0,82]

§

Ppomp = (0,5254 ⋅ Ptot ) + 990,66

[R=0,94]

§

Psnijkop = (0,3142 ⋅ Ppomp ) − 361,81

[R=0,77]

§

Pzijlier = (0,1078 ⋅ Psnijkop ) + 61,764

[R=0,89]

§

Fnom zijlier = (0,0275 ⋅ Psnijkop ) + 10,977

[R=0,86]

§

Gladder = (0,2289 ⋅ Psnijkop ) + 83,003

[R=0,82]

§

Glightship = (1,6913 ⋅ Psnijkop ) + 1.161

[R=0,81]

+1

-1 +6

+1 +3

+5 +3 -6


+3 -2 -5

+6 -2 +1 -1 -4

-4 +2 +5

-3 +2 -5 -5 +3 +5

+1

Glightship t.o.v. Psnij r = 0,81

-5 +4 -6 +2 +5 -1 +6 -3 -4 +3

Gladder t.o.v. Psnij r = 0,82

Ppomp t.o.v. Ptot r = 0,94

-6

Fzijlier t.o.v. Psnij r = 0,86

-1 +2 -2 +1 +4 -3 +6 -4 -6

Pzijlier t.o.v. Psnij r = 0,89

7 5 5 4 4 3 3 3 3 3 3 3 3 3 3 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2

Psnij t.o.v. Ppomp r = 0,77

Al Sadr * Ursa * Mashhour * Castor * Taurus * New Pioneer * Leonardo da Vinci * Al Sediek / Al Khattab * Tarek-Iben Zeyad Texas Edax * Florida Al Mirfa / Kattouf * Illinois Oranje Hooei CO1234 * Al Ariam Hector * Asia Maru 3 HAM218 Suruga California Cap Martin Cyrus

Psnij t.o.v. Ptot r = 0,82

# vermeldingen top 6

Van iedere relatie zijn tabellen gegeven met daarin de meest opvallende snijkopzuigers. De snijkopzuigers welke minimaal twee keer zijn genoemd staan in tabel 20 weergegeven. Hierin staan het aantal top 6 vermeldingen en de mate van uitzonderlijkheid in positieve c.q. negatieve zin. Een voorbeeld, de -1 op de 2e rij van de 3e kolom betekend voor de Al Sadr dat de verhouding tussen het snijkopvermogen en het totaal geïnstalleerd vermogen het kleinst is ten opzichte van de ontwerpvergelijking (zie grafiek 1).

+4 -1 +6 -4 +1

-3 +4 -6 +5 +2

-6 +3

-3 +1 -1 +2 -4 +5 -2

-2 +4 +6 +4 -2 -3 +2

-4 -5 +6

22


* gebouwd vanaf 1980 Tabel 20 – Opsomming van meest opvallende snijkopzuigers

2.4 Waardenormen De waardenormen van de snijkopzuigers zijn met behulp van de kostennormen voor aannemingsmaterieel van de Vereniging Grootbedrijf Bouwnijverheid [VGBouw, 1995] bepaald. De waardenormen zijn de vervangingswaarden van de snijkopzuigers. Voor het bepalen van de optimale snijkopzuiger zijn de waardenormen van belang om de kostprijzen per m3 baggerspecie te bepalen. De waardenormbepaling is uitgevoerd aan de hand van een formule met daarin het snijkopvermogen, pompvermogen, eigen massa en indien aanwezig het schroefvermogen. Voor de eigen massa van de snijkopzuiger wordt het lightship weight gebruikt, dit is de massa van het gereed ledig schip. Niet voor alle snijkopzuigers was het lightship weight beschikbaar, dit is opgelost door de waterverplaatsing te vermenigvuldigen met een blokcoëfficiënt van 0,7. De factoren 1,16 en 2,20371 zijn respectievelijk de inflatie correctie voor 2001 ten opzichte van 1995 (gemiddeld 2,67% per jaar) en de omrekeningfactor van guldens naar euro’s. Voor de stationaire snijkopzuigers met klasse is de waardenorm vergelijking: 1,16 N= ⋅ {(6.000 × Psnijkop ) + (1.800 × Ppomp ) + (9 .500 × Glightship )}. Op bijlage 12 is een lijst 2,20371 weergegeven met daarop de waardenormen, afschrijving en rente (A+r) en onderhoud en reparatie kosten (O+R) van de stationaire snijkopzuigers. De totale waardenorm van de stationaire snijkopzuigers is 1,531 miljard euro. De afschrijving en rente is gedefinieerd als 0,377% van de waardenorm per week met een gebruiksduur van 18 jaar, een jaarlijkse bezetting van 26 weken en een restwaarde van 5%. De onderhoud en reparatiekosten zijn bepaald aan de hand van de 10 beschikbare waarden uit het kostennormen boek. De waarden zijn door middel van een exponentiele vergelijking beschreven waarmee vervolgens de feitelijke onderhoud en reparatiekosten zijn berekend (zie bijlage 13). De ondergrens van de onderhoud en reparatiekosten is gesteld op 0,111%.


23


€ 300

40

35 € 250

€ 200 25

€ 150

20

15 € 100 10 € 50 5

€0

0

JDN

BOKA

PENTA

SCA

NMDC

BHD

TOA

DEME

GLD

VOACZ

Grafiek 8 – Waardenorm & gemiddelde leeftijd van de snijkopzuigervloot per bedrijf

Voor de zelfvarende snijkopzuigers met certificaat van deugdelijkheid is de waardenorm vergelijking: 1,16 N= ⋅ {(6.000 × Psnijkop ) + (1.800 × Ppomp ) + (10 .200 × Glightship ) + (1 .150 × Pschroef )}. Op 2,20371 bijlage 14 zijn alle waardenormen, A+r kosten en O+R kosten van de zelfvarende snijkopzuigers weergegeven. De totale waardenorm van de zelfvarende snijkopzuigers is 570,6 miljoen euro. Ook hier is voor de afschrijving en rente een percentage van 0,377% per week van de waardenorm gebruikt. De stationaire en zelfvarende snijkopzuigers waarvan de waardenorm is bepaald, in totaal 67 stuks, hebben gezamenlijk een totale waarde van 2,102 miljard euro. De afschrijvingskosten op bijlagen 12 en 14 zijn bepaald aan de hand van een gebruiksduur van 18 jaar [VGBouw, 1995], echter wordt in het boek ‘Dredging a handbook for Engineers’ [Bray, e.a., 2001] voor grote snijkopzuigers een afschrijvingsperiode gebruikt van 25 jaar. Dit zou betekenen dat ruim 72% van de huidige wereldvloot tussen nu en 2005 afgeschreven is en hoogstwaarschijnlijk gemodificeerd dient te worden. Dit percentage is gehaald uit grafiek 9, daarin is te zien dat de opbouw van de vloot tussen 1961 en 2003 grote verschillen vertoont, vooral in de periode van 1971 tot en met 1980 is het merendeel (ruim 60%=43 stuks) van de totale wereldvloot gebouwd. De gemiddelde leeftijd van de genoemde snijkopzuigers in dit hoofdstuk is 23,74 jaar (ten opzichte van het jaar 2003), de gemiddelde leeftijd van alle snijkopzuigers is 23,89 jaar.


24

Gemiddelde leeftijd t.o.v. 2003

Waardenorm [x miljoen euro]

30

70%

€ 1.400

60%

€ 1.200

50%

€ 1.000

40%

€ 800

30%

€ 600

20%

€ 400

10%

€ 200

0%

€0 1961-1970

1971-1980

1981-1990

1991-2000

2001-2003

Grafiek 9 – Percentage nieuw gebouwde snijkopzuigers incl. de waardenormen per decennia.


25

Waardenorm [x miljoen Euro]

Aantal t.o.v. totale wereldvloot [%]



3. Marktstudie Om uitspraken over een eventueel nieuw te bouwen snijkopzuiger te kunnen doen zijn marktgegevens van cruciaal belang. Voor het verkrijgen van relevante data zijn een tweetal databases van Boskalis geraadpleegd te weten de tender database en de database uitgevoerde werken. Uit deze twee databases worden zaken als grondgegevens, persafstanden, baggerdiepten, hoeveelheden per regio en mobilisatie afstanden gefilterd. Alleen de periode van 1990 tot en met 2000 is terug te vinden. Eerdere gegevens zijn niet digitaal beschikbaar en latere gegevens zijn nog niet volledig. In dit hoofdstuk worden de snijkopzuigers verdeeld volgens de volgende klasse indeling: Klasse:

Benaming:

Snijkopvermogen:

CDS

Cutter suction Dredger Small

Psnijkop < 250 kW

CDM

Cutter suction Dredger Medium

250 < Psnijkop < 1.000 kW

CDL

Cutter suction Dredger Large

1.000 < Psnijkop < 2.000 kW

CDX

Cutter suction Dredger eXtra large Cutter suction Dredger Large & eXtra large

Psnijkop > 2.000 kW

CDL&CDX

Psnijkop > 1.000 kW

3.1 Grondgegevens De grondgegevens zijn verkregen uit de tender database, deze database bevat alle tenders die op de baggermarkt zijn aangeboden. Van alle binnengekomen tenders wordt een begroting gemaakt door het bedrijfsbureau, zij kiezen voor het project het meest ideale werktuig op basis van beschikbaarheid, hoeveelheden, grondsoorten, persafstanden, baggerdiepten, etc. Als we naar de getenderde hoeveelheden kijken op de snijkopzuigermarkt zien we dat er jaarlijks gemiddeld 543,96 miljoen m3 aan te baggeren hoeveelheden worden aangeboden. In tabel 21 zijn de belangrijkste gegevens over de getenderde hoeveelheden samengevat. Duidelijk is te zien dat de klasse CDX de grootste hoeveelheid krijgt aangeboden, direct gevolgd door de klasse CDM. Opvallend is dat in de tender database de hoeveelheden voor de CDL klasse aanzienlijk kleiner zijn, een goede verklaring kan gezocht worden in de verdeling van de Boskalis vloot. Omdat Boskalis zelf alleen de Edax heeft in de CDL klasse is het goed mogelijk dat tijdens het calculeren en invullen van de database hoeveelheden naar de CDM en CDX klasse wordt geschoven. Klasse:

Totale hoeveelheid (1990-2000): 3

Gemiddelde hoeveelheid per jaar:

CDS

363,699 miljoen m

CDM

2210,33 miljoen m 3

200,94 miljoen m 3

36,88%

CDL

1143,01 miljoen m 3

103,91 miljoen m 3

19,07%

CDX

2266,52 miljoen m

3

206,05 miljoen m 3

37,81%

5993,87 miljoen m

3

3

99,83%

Totaal:

33,06 miljoen m

Percentage:

3

543,96 miljoen m

6,07%

Tabel 21 – Totale en gemiddelde getenderde hoeveelheden voor alle snijkopzuiger klassen

In grafiek 10 staan de hoeveelheden per jaar in procenten en de totale hoeveelheden voor alle snijkopzuiger klassen. Uit de totalen blijkt dat in de jaren 1995 en 1996 de aangeboden hoeveelheden maximaal waren met ruim 820 miljoen m3 per jaar. Omdat de eventueel nieuw te bouwen snijkopzuiger zich in de klasse CDL&CDX moet bevinden wordt deze klasse apart behandeld. De totale hoeveelheden per jaar, aantal tenders en de gemiddelde hoeveelheden per tender voor de klasse CDL&CDX zijn weergegeven in grafiek 11. De opvallendste jaren zijn 1992 en 1996 waar de gemiddelde hoeveelheid per tender het grootst zijn. Deze extremen zijn veroorzaakt door uitzonderlijke projecten. In 1992 waren dat de projecten in Taiwan van ruim 62 miljoen m3, Singapore van 70 miljoen m3 en Argentinië van 62 miljoen m3. In 1996 vallen de projecten in de Filippijnen van 61,5 miljoen m3 en de 65,8 + 85 miljoen m3 voor Suriname op.


26


100%

900

90%

800

80%

700

Getenderde hoeveelheden [%]

600 60% 500 50% 400 40% 300 30% 200

Totaal getenderde hoeveelheden [x miljoen m3]

70%

20%

100

10%

0%

0

1990

1991

1992

1993

1994

CDS

CDM

1995

1996

CDL

1997

CDX

1998

1999

2000

Totaal

700

7

600

6

500

5

400

4

300

3

200

2

100

1

0

0 1990

1991

1992 Aantal tenders

1993

1994

1995

Getenderde hoeveelheden

1996

1997

1998

1999

2000

Gemiddelde hoeveelheid per tender

Grafiek 11 – Aantal tenders en de getenderde hoeveelheden voor de klassen CDL&CDX


27

Gemiddelde hoeveelheid per tender [x miljoen m3]

Getenderde hoeveelheden [x miljoen m3]

Grafiek 10 – Totaal getenderde hoeveelheden per snijkopzuiger klasse.


Enkele gegevens met betrekking tot de CDL&CDX klasse zijn in tabel 22 samengevat, voor de afzonderlijke grafieken van zowel de CDL als de CDX klasse wordt verwezen naar bijlage 15. Klasse:

Totaal aantal tenders (1990-2000)

Gemiddelde aantal tenders per jaar:

Gemiddelde hoeveelheid per tender:

CDL

307

27,91

3,72 miljoen m 3

CDX

797

72,45

2,84 miljoen m 3

CDL&CDX

1104

100,36

3,08 miljoen m 3

Tabel 22 – Aantal tenders 1990-2000, gem. aantal tenders per jaar, gem. hoeveelheid per tender

Opmerkelijk is dat de gemiddelde hoeveelheid per tender bij de CDL klasse hoger ligt dan bij de CDX klasse. Men zou verwachten dat de CDX klasse met het groter geïnstalleerde pompvermogen en de hogere producties op een hoger gemiddelde hoeveelheid per tender zou uitkomen. Echter is het aan de andere kant logisch dat voor tenders met harde grondsoorten, zoals rots, alleen de CDX wordt gekozen en daarbij zijn de hoeveelheden vaak aan de lagere kant. Alvorens de getenderde hoeveelheden van de afzonderlijke grondsoorten worden behandeld, is een overzicht gegeven van de grondcodering zoals die bij Boskalis wordt gebruikt: Grondcode:

Grondsoort:

Grondcode:

Grondsoort:

SA SC SL CL

Zand – grind Overgang zand – klei, zilt Slib, waterige klei Plastische klei

CR RK OM MI

Overgang klei – rots Rots Organisch materiaal, veen Mixture van meerderen

Van deze acht grondsoorten zijn de getenderde hoeveelheden uit de tender database gefilterd. De verdeling van de grondsoorten per project wordt uitgevoerd aan de hand van ervaringen en gegevens vertrekt door de opdrachtgever. Voor de klasse CDL en CDX zijn de getenderde hoeveelheden in tabel 23 weergegeven, in grafiek 12 zijn de hoeveelheden per jaar te zien. Het is duidelijk dat zand het meest wordt aangeboden, zowel bij de CDL klasse als de CDX klasse is zand de belangrijkste grondsoort. Zeker de 69,3% voor de CDX klasse is een extreme waarde. Kijken we naar de andere grondsoorten dan is voor de CDL de verdeling meer gevarieerd, de overgang zand – klei (SC) en plastische klei (CL) zijn ook sterk vertegenwoordigd. Bij de CDX is alleen de grondsoort rots nog met meer dan 10% aanwezig. Uit deze gegevens is het dus vreemd dat de CDX klasse bekend staan als echte rots snijkopzuigers, aangezien de markt maar voor 12,2% bestaat uit rots. Grondsoort

CDL [x miljoen m 3]

CDX [x miljoen m 3]

CDL&CDX [x miljoen m 3]

Zand (SA)

531,380

46,5%

1570,214

69,3%

2101,594

61,6%

Overgang zand – klei, silt (SC)

239,501

21,0%

101,075

4,5%

340,576

10,0%

Slib, waterige klei (SL)

49,316

4,3%

26,868

1,2%

76,184

2,2%

213,643

18,7%

122,372

5,4%

336,015

9,9%

Overgang klei – rots (CR)

29,446

2,6%

140,747

6,2%

170,193

5,0%

Rots (RK)

46,757

4,1%

277,030

12,2%

323,787

9,5%

0,000

0,0%

7,422

0,3%

7,422

0,2%

32,968

2,9%

20,793

0,9%

53,761

1,6%

1143,01

100%

2266,52

100%

3409,53

100%

Plastische klei (CL)

OM Mixture van meerderen (MI) Totaal:

Tabel 23 – Getenderde hoeveelheden per grondsoort van 1990 tot en met 2000


28


100%

90%

80%

70%

Hoeveelheden [%]

60%

50%

40%

30%

20%

10%

0% 1990

1991

1992

1993

1994 MI

OM

1995 RK

CR

1996 CL

SL

SC

1997

1998

1999

2000

SA

Grafiek 12 – Hoeveelheden per grondsoort voor CDL&CDX klassen snijkopzuigers.

3.2 Persafstanden De persafstanden zijn uit de tender database verkregen, zowel de maximale als de minimale persafstanden van alle tenders van de periode van 1990 tot en met 2000 zijn bekeken. Bij de maximale persafstanden ligt de zwaarte vooral bij de afstanden tussen de 3 en 5 kilometer. In tabel 24 en grafiek 13 zijn de data van de maximale persafstanden overzichtelijk weergegeven. Maximale. persafstanden CDL

>0-500

>500-1000

>1000-1500 >1500-2000 >2000-3000 >3000-5000 >5000-8000

>8000

6,96%

9,80%

2,58%

9,56%

13,43%

28,42%

14,79%

14,47%

CDX

12,01%

3,95%

3,84%

11,74%

19,00%

27,64%

18,28%

3,55%

CDL&CDX

10,32%

5,91%

3,41%

11,01%

17,13%

27,90%

17,11%

7,21%

Tabel 24 – Procentuele verdeling maximale persafstanden

Zelfs boven de 8 kilometer is er voor de CDL&CDX klasse nog 246 miljoen m3 (7,21%) getenderd met 15 kilometer als absolute bovengrens. Uitgaande van leidingverliezen van 0,4 bar per 100 meter zal bij leidinglengten van 3 kilometer een minimale persdruk moeten worden gegenereerd van zo’n 12 bar. Als de maximale werkdruk van het systeem rond de 25 bar ligt, zoals dat van de Mashhour bekend is, zal de maximale leidinglengte op 6,25 kilometer liggen. Een andere optie is om een boosterstation of bakkenlaadinstallatie te gebruiken. Voor de volledigheid zijn ook de minimale persafstanden bekeken, in tabel 25 is duidelijk te zien dat de minimale persafstanden in de nabijheid van de zuiger liggen. Min. persafstanden

>0-500

>500-1000

>1000-1500

>1500-2000

>2000-3000

>3000-5000

>5000

CDL

46,41%

16,84%

10,05%

13,16%

3,95%

0,95%

8,64%

CDX

28,81%

15,82%

13,63%

22,33%

7,51%

9,10%

2,79%

CDL&CDX

34,71%

16,16%

12,43%

19,26%

6,32%

6,37%

4,75%

Tabel 25 – Procentuele verdeling minimale persafstanden


29


De verschillen tussen de maximale en minimale persafstanden voor de CDL&CDX klasse is weergegeven op bijlage 16, daaruit blijkt dat er op de projecten niet over grote lengten versteld dient te worden. De grootste hoeveelheid is te zien tussen de 0 en 1 kilometer.

CDX CDL Totaal

Persafstanden [m]

Grafiek 13 – Getenderde hoeveelheden ten opzichte van maximale persafstanden.

3.3 Baggerdiepten Het merendeel van de werken voor de CDL&CDX klasse snijkopzuigers is het verdiepen van toegangsgeulen naar haven en het baggeren van sleuven voor pijpleidingen. Zoals uit het rapport van Lloyd’s [Elshof, De Boer, 1998] blijkt zal de diepgang van de huidige schepen niet veel wijzigen. De belangrijkste punten uit het rapport voor dit onderzoek zullen kort genoemd worden. De containerschepen tonen de grootste groei, de verwachting is dat de ladingcapaciteit met ongeveer 3% per jaar zal toenemen. De toename zal niet in de diepgang te zien zijn maar voornamelijk in de breedte. In 2020 wordt verwacht dat de meest voorkomende breedte 32,3 meter zal bedragen (max. breedte Panama kanaal), de absoluut breedste zal op 69 meter uitkomen. De trend is wel dat er steeds meer Post-Panamax schepen gebouwd worden (breedte > 32,3m). Bij de tankers zien we dat de breedte ook enigszins toeneemt, dit door de eis van “double hull” schepen. De diepst stekende schepen, de bulkcarriers, zullen niet veel in afmeting veranderen. De meest voorkomende en absoluut grootste diepgangen staan vermeld in tabel 26. Scheepstype

Meest voorkomende diepgang in 2020 [m]

LPG tankers LNG tankers Bulkcarriers Productentankers Chemicaliëntanker s RO-RO schepen


6,5 11,0 15,0 12,5

Absoluut grootste diepgang in 2020 [m] 14,0 11,5 23,0 14,0

4,5

12,5

6,0

12,0

30


Containerschepen

12,0

14,0

Tabel 26 – Te verwachte diepgangen voor 2020

Voor het baggeren van sleuven voor pijpleidingen zal er in de toekomst ook niet veel veranderen. Deze zogenaamde “outfalls” zullen vanaf land een bepaalde lengte zeewaarts worden gelegd en grotere diepten als in het verleden worden niet verwacht. De maximale en minimale baggerdiepten van de getenderde werken tussen 1990 en 2000 zijn in tabel 27 en tabel 28 weergegeven. Duidelijk is te zien dat 30 meter als bovengrens aangehouden mag worden bij de maximale baggerdiepten, bij de minimale diepten ligt het zwaartepunt bij 0 meter. De baggerdiepten met bijbehorende getenderde hoeveelheden voor de CDL&CDX klasse snijkopzuigers zijn in grafiek 14 te zien. Max. baggerdiepte CDL

0-5

>5-10

>10-15

>15-20

>20-25

>25-30

>30-35

>35-40

>40

3,33%

12,92%

18,52%

24,22%

12,68%

16,79%

1,64%

0,00%

9,91%

CDX

3,17%

18,06%

25,07%

29,62%

12,63%

5,94%

0,06%

0,54%

4,91%

CDL&CDX

3,22%

16,34%

22,87%

27,81%

12,65%

9,58%

0,59%

0,36%

6,59%

Cumulatief CDL&CDX

3,22%

19,56%

42,43%

70,24%

82,89%

92,47%

93,06%

93,42%

100%

Tabel 27 – Procentuele verdeling maximale baggerdiepten

Min. baggerdiepte

0-5

>5-10

>10-15

>15-20

>20-25

>25-30

>30-35

>35-40

>40

CDL

52,97%

CDX

48,95%

14,98%

6,83%

1,17%

7,66%

16,40%

0,00%

0,00%

0,00%

24,03%

13,75%

9,18%

3,52%

0,56%

0,00%

0,00%

CDL&CDX

0,00%

50,30%

20,99%

11,43%

6,50%

4,91%

5,87%

0,00%

0,00%

0,00%

Cumulatief CDL&CDX

100%

49,70%

28,71%

17,28%

10,78%

5,87%

0,00%

0,00%

0,00%

Tabel 28 – Procentuele verdeling minimale baggerdiepten


31


1000 900 800

Getenderde hoeveelheden [x miljoen m3]

700 600 500 400 300 200 100 0 CDX CDL Totaal

>00 - 05m

>05 - 10m

>10 - 15m

>15 - 20m

>20 - 25m

>25 - 30m

>30 - 35m

>35 - 40m

>40 - 45m

21,64

409,35

568,15

671,36

286,24

134,64

1,28

12,22

110,00

> 45m 1,46

2,95

147,65

211,65

276,82

144,98

191,91

18,69

0,00

72,20

41,00

24,59

556,99

779,81

948,18

431,22

326,56

19,97

12,22

182,20

42,46

Maximale baggerdiepten [m]

Grafiek 14 – Getenderde hoeveelheden ten opzichte van maximale baggerdiepten.

3.4 Regio’s Uit de tender database zijn de getenderde hoeveelheden per land ondergebracht in regio’s. Van de 1104 tenders zijn in het computerprogramma Excel de landen en hoeveelheden per jaartal gerangschikt. De oorspronkelijke area/regio verdeling zoals die gebruikt wordt binnen Boskalis is losgelaten, een nieuwe verdeling op basis van geografische ligging zoals weergegeven op bijlage 17 is gebruikt. Deze nieuwe verdeling maakt het mogelijk om de landen die bij elkaar liggen te groeperen tot een regio. De acht regio’s zijn: Australië en Oceanië (A&O), Afrika (AFR), Arabisch schiereiland en het Midden-Oosten (AMO), Europa (EUR), Noord-Amerika (NAM), Zuid-Amerika (SAM), Noord-Azië (NAS) en Zuid-Azië (SAS). Tussen de acht verkregen regio’s zijn onderling grote verschillen. Op bijlage 18 zijn de getenderde hoeveelheden van de CDL klasse en de CDX klasse afzonderlijk weergegeven. Bij de CDL klasse zien we dat de regio Zuid-Amerika het grootst is met ruim 496 miljoen m3, direct gevolgd door de regio ZuidAzië met ruim 456 miljoen m3. Bij de CDX klasse is Zuid-Azië veruit de grootste met ruim 1 miljard m3. Bij de gecombineerde klasse CDL&CDX ligt het dan voor de hand dat de regio Zuid-Azië de grootste is met 43,6%, Zuid-Amerika als tweede en Arabisch schiereiland en het Midden-Oosten op de derde plaats. Al deze gegevens zijn te vinden in tabel 29 en grafiek 15.

A&O

1990

1991

1992

1993

1994

1995

1996

1997

1998

1999

2000

Totaal

0,000

0,000

11,605

0,600

0,000

3,664

1,500

2,472

3,927

4,904

7,050

35,722

AFR

6,128

0,425

66,322

5,517

10,680

4,320

9,246

28,165

100,565

23,125

11,314

265,807

AMO

31,566

14,315

29,142

22,913

36,531

23,595

92,469

69,973

125,251

124,017

64,736

634,508

EUR

29,495

6,457

22,751

1,502

5,635

21,310

6,284

0,634

5,590

18,827

28,953

147,438

NAM

0,000

1,850

0,000

0,000

0,000

0,000

0,000

0,000

0,000

8,174

33,305

43,329

SAM

6,830

0,000

72,730

136,170

145,458

66,278

164,554

6,948

70,629

53,725

58,945

782,267


32


NAS

0,000

0,000

0,000

2,800

0,000

2,462

0,000

0,000

3,700

0,100

SAS

50,927

58,806

294,169

45,588

75,045

246,252

346,385

187,613

81,061

80,930

19,623 1.486,399

124,946

81,853

496,719

215,090

273,349

367,881

620,438

295,805

390,723

313,802

228,926 3.409,532

3,66%

2,40%

14,57%

6,31%

8,02%

10,79%

18,20%

8,68%

11,46%

9,20%

Totaal Perc.

5,000

6,71%

14,062

100,00%

3

Tabel 29 – Getenderde hoeveelheden per regio en jaar [x miljoen m ] voor de CDL&CDX klasse A&O 1,05%

AFR 7,80%

AMO 18,61% SAS 43,60%

EUR 4,32% NAM 1,27%

NAS 0,41%

SAM 22,94%

Grafiek 15 – Verdeling getenderde hoeveelheden per regio voor de CDL&CDX klasse.

3.5 Mobilisatie afstanden Indien er tot de bouw van een nieuwe snijkopzuiger wordt overgegaan is het zinvol te kijken of deze zelfvarend dient te worden. De zelfvarendheid hangt in grote lijnen af van de kosten en de afgelegde afstanden. Omdat Boskalis zelf over drie zelfvarende snijkopzuigers beschikt is het mogelijk om uit de databases de locaties van de uitgevoerde werken op een rij te zetten. Met de afstandstabellen [Caney, Reynolds 1992] zijn vervolgens de afstanden bepaald tussen de verschillende locaties. De vaarafstanden on-site zijn niet in deze beschouwing meegenomen, voornamelijk omdat deze afstanden moeilijk zijn te achterhalen. Van de drie snijkopzuigers, Oranje Taurus en Ursa, wordt als eerste de snijkopzuiger Oranje bekeken. Over een periode van 6.397 dagen heeft deze zuiger 57.691 zeemijlen afgelegd. Zoals in tabel 30 is te zien zijn dit voornamelijk afstanden tussen verschillende regio’s. Van de drieëntwintig reizen waren negen reizen interregionaal (vier transatlantisch) en veertien regionaal. De snijkopzuiger Taurus heeft gedurende 4.549 dagen een afstand van 35.985 zeemijlen afgelegd. Wat betreft afstanden is de Taurus het meest honkvast ten opzichte van de andere twee snijkopzuigers. In totaal zijn er door de Taurus zes interregionale reizen afgelegd en tweeëntwintig regionale reizen. De grootste snijkopzuiger van Boskalis de Ursa heeft in 3.780 dagen een totale vaarafstand van 37.917 zeemijlen afgelegd. Dit schip legt van de drie beschouwde snijkopzuigers de meeste afstanden tussen de verschillende regio’s af. Van de totaal achttien reizen waren er elf interregionaal en zeven regionaal.


33


De grootste vaarafstand is gevonden bij de snijkopzuiger Oranje, de reis van Abu Dhabi naar de Bahamas was 8.413 zeemijl (=15.589 km). Uitgaande van een gemiddelde vaarsnelheid van 10 knopen betekent dit dus een reis van ruim 35 dagen continu varen. Over het algemeen leggen de zelfvarende snijkopzuigers grote afstanden af, gemiddeld zo’n 8,94 zeemijl per dag (16,6 km). Een compleet overzicht van de bezochte landen en de afgelegde vaarafstanden van de drie zelfvarende snijkopzuigers wordt verwezen naar bijlage 19. In verband met de gevoeligheid van de data zijn de exacte data en namen van de uitgevoerde werken weggelaten.

Oranje Taurus Ursa

Periode 1984-2002 1989-2002 1991-2001

Vaarafstanden tussen regio’s 43.991 zeemijl 26.950 zeemijl 34.902 zeemijl

Vaarafstanden binnen een regio 13.700 zeemijl 9.035 zeemijl 3.015 zeemijl

Tabel 30 – Vaarafstanden zelfvarende Boskalis snijkopzuigers


34


4. Systeem ontwerp Het systeem ontwerp is een economisch ontwerp model. Voor een systeem ontwerp is het van belang om een verzameling startwaarden te hebben. Deze startwaarden worden verkregen uit de twee voorstudies; inventarisatie en marktstudie. De gegevens uit de marktstudie die van belang zijn voor het vormen van randvoorwaarden zoals de grondspecificaties, zuigdiepten en persafstanden zullen als input dienen. Uit de inventarisatie zullen de gevonden relaties worden gebruikt voor de invulling van de diverse vermogens. De concurrerende snijkopzuigers zullen daarin duidelijker worden gespecificeerd. Deze twee voorstudies leiden uiteindelijk tot een systeem ontwerp. De volgende stap in het ontwerp proces is een gedetailleerd ontwerp beschrijving bestaande uit bouwtekeningen en een specificatie van de verschillende scheepscomponenten. Deze stap wordt niet in dit afstudeerproject uitgevoerd.

4.1 Randvoorwaarden Indien er uit commercieel oogpunt een vraag naar aanvulling in de opbouw van snijkopzuigers in de huidige bedrijfsvloot ontstaat, kunnen enkele randvoorwaarden uit de marktstudie worden geformuleerd. De randvoorwaarden, die uit voorgaande hoofdstukken worden opgesteld, voor een eventueel nieuw te bouwen snijkopzuiger zijn: • • • •

Operatie gebied Grondspecificaties Persafstanden Zuigdiepten

Voor het operatie gebied van de grotere snijkopzuigers in het verleden kan gesteld worden dat het merendeel van de werken zich in de regio’s Midden-Oosten (AMO) en Zuid-Azië (SAS) bevonden. Uit de in paragraaf 3.5 genoemde bijlage 19 blijkt dat van de 72 bezochte landen er 50 in deze regio’s lagen. Uitgaande van dit gegeven worden de overige drie randvoorwaarden speciaal voor deze twee regio’s beschouwd. Voor de periode 1990-2000 werd in de regio AMO & SAS ruim % ( miljard m3) van de totaal getenderde hoeveelheden in de wereld aangeboden. Als we kijken naar de grondsoorten, persafstanden en zuigdiepten zien we niet al te grote verschillen tussen de waarden van alle regio’s tezamen en de regio AMO & SAS. De te baggeren grondsoort in de regio AMO & SAS is voornamelijk zand, in de periode 1990-2000 is er in totaal 1miljard m3 zand aangeboden wat % van de totale hoeveelheid is. Na zand komt rots met 1% gevolgd door zand-klei met %. Als er gekozen wordt om een niet rots snijkopzuiger te bouwen blijft er dus % over. Uitgaande dat de % rots niet alleen bestaat uit zeer harde soorten zoals basalt en graniet maar zeker ook uit het zachtere soorten kan worden volstaan met snijkopvermogens die voldoen aan de ontwerpvergelijkingen zoals zijn opgesteld in hoofdstuk 2. Op bijlage 20 is een overzicht te vinden met daarin de grondsoorten en de bijbehorende hoeveelheden zoals ze zijn aangeboden in de regio AMO & SAS ten opzichte van alle regio’s tezamen. Opvallende resultaten voor de persafstanden van de regio AMO & SAS vinden we bij de persafstanden tussen 1,5 en 2 kilometer en tussen 3 en 5 kilometer. Tussen 1,5 en 2 kilometer zijn de hoeveelheden 4,7% kleiner dan over alle regio’s gezien, een toename van 4,1% is te vinden bij persafstanden tussen 3 en 5 kilometer. Over het algemeen zijn de persafstanden in de regio AMO & SAS dus groter. Kijken we met deze gegevens naar een eventueel nieuw te bouwen snijkopzuiger dan zal een configuratie met 3 pompen wenselijk zijn. Op bijlage 21 zijn de belangrijkste gegevens met betrekking tot de persafstanden weergegeven. Bij de maximale baggerdiepten is op bijlage 22 te zien dat het zwaartepunt ligt tussen de meter. Tussen de 10 en 20 meter zien we bij de AMO & SAS regio een toename in de getenderde hoeveelheid verdeling, in de AMO & SAS regio is het belang 55,15% (=1167,7 miljoen m3) tegen 50,68% voor alle regio’s bij elkaar. Ook bij de minimale baggerdiepten zien we een verschuiving, tussen de 0 en 10 meter wordt bij de AMO & SAS regio 59,57% (=1273,4 miljoen m3) aangeboden en


35


voor alle regio’s tezamen 71,29%. Zeker gezien het feit dat er veel ondiep werk wordt aangeboden is de overweging van twee ladderscharnierpunten zinvol.

4.2 Concurrentie 4.2.1 Opsomming concurrerende snijkopzuigers De volgende stap die wordt gemaakt is te kijken naar concurrerende snijkopzuigers. Er worden twee criteria gesteld aan de mate van concurrentie, allereerst wordt gekeken naar de leeftijd van de snijkopzuiger, er wordt vanuit gegaan dat oudere schepen in mindere mate kunnen concurreren met een eventueel nieuw te bouwen snijkopzuiger. Als tweede wordt gekeken naar de bouwer van de snijkopzuiger. Deze criteria zijn gekozen omdat er voor dit onderzoek beperkte informatie beschikbaar is. De mate van concurrentie zou beter kunnen worden bepaald als van alle snijkopzuigers de kosten per m3 gebaggerd en getransporteerd materiaal beschikbaar zouden zijn. Ook de werkelijke kapitaal investering in plaats van de waardenormen van de VGBouw zouden de mate van concurrentie beter kunnen aantonen. Door de hier gebruikte aannamen blijven de 22 snijkopzuigers over welke zijn te zien in tabel 31. Concurrerende snijkopzuigers: Naam:

Bedrijf:

Ursa Taurus Oranje Edax Castor Hector Sliedrecht 35 Noordzee CO1234 Leonardo da Vinci Marco Polo Vesalius Kaerius Amazone Kattouf Al Mirfa Al Sadr Abu Al Abyadh Mashhour Jin Hang Jun 215 New Pioneer Batang Anai

BOKA BOKA BOKA BOKA BHD BHD BHD VOACZ JDN JDN JDN JDN JDN DEME NMDC NMDC NMDC NMDC SCA Tianjin Samsung Pengerukan

Bouwjaar:

Type:

1986 1983 1978 1984 1984 1985 1976 1983 2003 1986 1979 1980 1981 1986 2001 2001 1999 1995 1996 1985 1996 1995

Zelfvarend Zelfvarend Zelfvarend Stationair Stationair Stationair Stationair Stationair zelfvarend Zelfvarend Zelfvarend Stationair Stationair Stationair Stationair Stationair Stationair Stationair Stationair Stationair Stationair Zelfvarend

Bouwer: O&K Merwede Merwede Merwede Vos Vos IHC IHC IHC IHC IHC IHC IHC Temse IHC IHC IHC IHC IHC IHI Japan IHC Krupp

Tabel 31 – Concurrerende snijkopzuigers

Van deze 22 snijkopzuigers zijn wederom de relaties bepaald op dezelfde wijze als in hoofdstuk 2. De vergelijkingen van de concurrerende snijkopzuigers zien er als volgt uit: § § § § § § §

Psnijkop = (0,2065 ⋅ Ptot ) − 414 ,97 Ppomp = (0,5421 ⋅ Ptot ) + 936 ,17

Psnijkop = (0,351 ⋅ Ppomp ) − 531,77


Fnomzijlier = (0,0239 ⋅ Psnijkop ) + 24,15 Gladder = (0,2093 ⋅ Psnijkop ) + 194 ,79

Glightship = (1,745 ⋅ Psnijkop ) + 850,54


[R=0,84] [R=0,97] [R=0,80] [R=0,88] [R=0,94] [R=0,81] [R=0,87]

36


§ §

Pperspomp = (2,7459 ⋅ Pzuigpomp ) + 1389 Pzuigpomp = (0,4753 ⋅ Psnijkop ) + 688 ,45

[R=0,87] [R=0,86]

Uit de correlatiecoëfficiënten blijkt dat de samenhang van deze vergelijkingen beter is dan de ontwerpvergelijkingen van alle zuigers bij elkaar. De laatste twee vergelijkingen zijn nieuw, deze relaties zullen in paragraaf 4.3 gebruikt worden als startvergelijkingen voor de vermogens van een eventueel nieuw te bouwen snijkopzuiger. 4.2.2 Onderzoek opmerkelijke snijkopzuigers Van de concurrerende snijkopzuigers zijn er opmerkelijke snijkopzuigers te vinden met afwijkende kenmerken. Met behulp van de correlatiecoëfficiënten van de ontwerpvergelijken uit paragraaf 2.3.8 en de daar onderstaande tabel zijn de opmerkelijke snijkopzuigers bepaald. In tabel 32 zijn de posities zoals ze in paragraaf 2.3.8 zijn weergegeven gewaardeerd met een cijfer. De meest positief opvallende positie krijgt een cijfer 6 en de minst positief opvallende een 1. Dit wordt ook gedaan voor de negatief opvallende positie met voor de meest negatief opvallende positie een cijfers –6 en de minst negatief opvallende positie een cijfer –1. Om de mate van samenhang te verwerken in de onderstaande tabel zijn de correlatiecoëfficiënten tot de 4e macht genomen en vervolgens geïnverteerd. De verkregen coëfficiënt wordt ten slotte vermenigvuldigd met het cijfer wat aan de positie is toegekend. De waarden tussen de -3 en +3 zijn verwijderd uit de tabel.

+ 6,40

+ 9,56 + 6,38

+ 3,66 + 7,31

+ 13,27 + 8,85 - 11,06 - 4,42

+ 14,22 + 5,69 - 17,07 - 11,38 + 17,07 - 14,22

Glightship t.o.v. Psnij r = 0,81

- 5,69 + 8,53

Gladder t.o.v. Psnij r = 0,82

Ppomp t.o.v. Ptot r = 0,94

+ 7,69

Fzijlier t.o.v. Psnij r = 0,86

- 13,27 + 11,06 - 11,06 + 13,27 + 6,64 - 8,85 - 6,64 + 8,85

Pzijlier t.o.v. Psnij r = 0,89

7 5 5 4 4 3 3 2 2 3 3 3 3

Psnij t.o.v. Ppomp r = 0,77

Al Sadr ** Ursa * Mashhour ** Castor * Taurus * New Pioneer ** Al Sediek / Al Khattab * CO1234 ** Hector * Al Mirfa / Kattouf ** Leonardo da Vinci * Oranje Edax * * gebouwd vanaf 1980 ** gebouwd vanaf 1990

Psnij t.o.v. Ptot r = 0,82

# vermeldingen top 6

Voorbeeld: de Al Sadr heeft voor de relatie Psnijkop t.o.v. Ptot de meest opvallende positie in negatieve zin. De positie –1 krijgt het cijfer –6 en met de correlatiecoëfficiënt wordt de volgende waarde  1   1  × −6 = − 13,27 . verkregen:   × cijfer =  4 4  r   0,82 

- 11,62 + 13,94 -13,94 - 6,97 11,62

+ 7,97 - 4,78

+ 4,42 + 10,97 + 5,48

+ 11,06 + 6,64

+ 9,29

Tabel 32 – Meest opmerkelijke concurrenten

We zien nu dat de bovenstaande snijkopzuigers zijn gebouwd met een specifiek doel. De Al Sadr van NMDC is specifiek gebouwd voor de thuismarkt van het bedrijf uit Abu Dhabi. Met relatief zeer weinig snijkopvermogen is ze nog goed in staat om de zachtere rots te snijden. De zuiger heeft een zeer zware ladder en veel zijliervermogen ten opzichte van het geïnstalleerde snijkopvermogen. Met een


37


soortgelijk doel is de Mashhour gebouwd, het persvermogen van deze zuigers is niet extreem maar wel bovengemiddeld, beide snijkopzuigers zijn gebouwd door IHC. Een tegenovergestelde snijkopzuiger is de Castor van BHD, deze zuiger heeft relatief zeer veel snijkopvermogen ten opzichte van het ladder en lightship gewicht. De Castor was van origine uitgerust met 1.580 kW snijkopvermogen maar door een modificatie is alleen het snijkopvermogen vergroot tot 3.680 kW. De Taurus valt ook onder deze categorie, met relatief veel snijkopvermogen en een relatief laag ladder en lightship gewicht. Een andere opmerking dient gemaakt te worden bij de Ursa, het relatief lage lightship gewicht is te danken aan het hoogwaardig staal waaruit de Duitse werf het schip heeft opgebouwd. De New Pioneer van Samsung en de Hector van BHD zijn snijkopzuigers met veel persvermogen. Deze snijkopzuigers zijn ontworpen voor grotere persafstanden en hebben minder snijkopvermogen tot hun beschikking. De Oranje is opvallend door haar hoge zijlier trekkracht en zware constructie, volgens de ontwerpvergelijkingen zou een groter snijkopvermogen tot de mogelijkheden behoren. Dit geld in mindere mate ook voor de Edax.

4.3 Vermogens Om uitspraken te doen over de benodigde vermogens van een eventueel nieuw te bouwen snijkopzuiger zijn er enkele berekeningen uitgevoerd. Als insteek voor de vermogens berekeningen is de persafstand gekozen. Op ontwerpafdelingen is het gebruikelijk het snijkopvermogen als uitgangspunt te kiezen in plaats van het persvermogen. Hiervoor dient dan wel een uitgebreid onderzoek plaats te vinden naar de specifieke grondgegevens. Aangezien zo’n onderzoek voor deze studie niet beschikbaar is wordt gekozen voor het persvermogen als uitgangspunt. Uit de marktstudie is gebleken dat bij persafstanden groter dan 5 kilometer geen grote te baggeren hoeveelheden worden aangeboden, de maximale persafstand wordt daarom op 5 kilometer gesteld. Uitgaande van een heterogeen grond-watermengsel zijn met behulp van het collegedictaat ‘Hydraulic transport as one of the dredging processes’ [Matousek, 1999] de kritieke leidingsnelheden, leidingweerstanden en producties bepaald. De kritieke leidingsnelheid is bepaald aan de hand van de formule ontwikkeld door MTI-Holland [Berg, 1998].

v crit

 = 1,7 ⋅  5 −  

1

1 dmf

  ⋅ D ⋅  C v d  6 ⋅ S s − 1  C + 0,1   1,65  vd  

dmf = maatgevende korreldiameter [mm] Cvd = transportconcentratie [-] Ss = relatieve korreldichtheid [-] D = leidingdiameter [m]

Tabel 33 – Kritieke leidingsnelheid formule MTI-Holland

Uitgaande van een Ø 0,9 m leiding en een transportconcentratie van 20% ontstaat het verloop in kritieke snelheden voor verschillende korreldiameters zoals is weergegeven in grafiek 16. De mengselsnelheid die nodig is voor de berekening van de leidingweerstanden wordt verkregen door de kritieke snelheid te vermenigvuldigen met de factor 1,1. Het Wilson & GIW model is gebruikt voor het berekenen van de leidingweerstanden (tabel 34). De leidingweerstand is geldig voor een rechte leiding zonder hoogteverschillen en een korreldiameter van 0,25 mm. Deze situatie is het meest gunstige, in de praktijk zal deze situatie niet snel voorkomen maar in de berekening is gekeken naar een leidinglengte van 5 kilometer wat een uitzonderlijke lengte is om te overbruggen met alleen de perspompen aan boord.


38


6,5

6,0

Kritische leidingsnelheid [m/s]

5,5

5,0

4,5

4,0

3,5

3,0

2,5 0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

Maatgevende korreldiameter [mm]

Grafiek 16 – Kritieke snelheden volgens MTI-Holland voor Ø900 leiding en Cvd = 20%.

If =

 S − 1 v 50 ≈ 3,93 ⋅ (d 50 ) 0,35 ⋅  s   1,65  Im

If = wrijvingsverlies water [mwk/m] λf = wrijvingsfactor [-] Im = wrijvingsverlies mengsel [mwk/m] M = empirische exponent [-]

λ f v 2m ⋅ D 2g

 v =  0,22 ⋅ C v d ⋅ (S s − 1) ⋅  m   v 50 

0, 45

   

−M

  +I  f 

Tabel 34 – Formules wrijvingsverliezen volgens Wilson & GIW model

Een overzicht van de berekening is te vinden op bijlage 23. Met het perspompvermogen wordt nu met behulp van de relaties van de concurrerende snijkopzuigers uit paragraaf 4.2.1 de overige specificaties bepaald. Pperspomp = 0,85 × 5.728 = 6.739 kW Pzuigpomp = (0,3642 ⋅ Pperspomp ) − 505 ,845 Ppomp = Pperspomp + Pzuigpomp Psnijkop = (0,351 ⋅ Ppomp ) − 531,77 Ptot = (1,8447 ⋅ Ppomp ) − 1.726 ,93


Fnom zijlier = (0,0239 ⋅ Psnijkop ) + 24,15 Gladder = (0,2093 ⋅ Psnijkop ) + 194 ,79 Glightship = (1,745 ⋅ Psnijkop ) + 850,54

R=0,87

Pzuigpomp = 1.948 kW Ppomp = 8.687 kW

R=0,80

Psnijkop = 2.517 kW

R=0,97

Ptot = 14.298 kW

R=0,88

Pzijlier = 343 kW

R=0,94

Fnomzijlier = 84 ton

R=0,81

Gladder = 722 ton

R=0,87

Glightship = 5.243 ton

Deze specificaties worden gekoppeld aan de fictieve snijkopzuiger Boka 2500.


39


4.4 Kostprijzen Zoals in hoofdstuk 2 al te zien was zijn er voor alle snijkopzuigers zover mogelijk de waardenormen bepaald. In deze paragraaf worden de waardenormen gekoppeld aan theoretische productie berekeningen. Op deze manier ontstaan de zogenaamde theoretische productiekosten (euro/m3). Voor de productie bepaling is gebruik gemaakt van het boek ‘Dredging’ [Bray, e.a., 2001]. Uitgaande dat de snijkop genoeg vermogen heeft om het materiaal los te maken wordt er gekeken of het pompvermogen voldoende is om het materiaal te verpompen over een bepaalde afstand. Als eerste wordt de theoretische productie bepaald aan de hand van de figuur op bijlage 24. Uitgaande van zand met een D50 van 0,20 mm en een persafstand van 5.000 m wordt een modificatiefactor (fm) verkregen van 0,18. Pt = fm × hp d

fm = modificatiefactor hpd = pompvermogen [pk]

De snijproducties worden bepaald aan de hand van de volgende vergelijking: Q snij =

0,297 ⋅ Psnijkop Esp

Qsnij = snijproductie [m3/s] Esp = specifieke energie [kPa]

De snijkopzuigers tussen 1.000 kW en 6.000 kW worden niet voor dezelfde werken gebouwd. Om het verschil in snijkopzuigers in de productie berekeningen aan te geven is er voor snijkopvermogens groter dan 2.000 kW een andere productie benadering gebruikt. Productie (Psnijkop<2.000 kW) = 1/3xsnijproductie+2/3xpompproductie met Esp=1500kPa Productie (Psnijkop>2.000 kW) = 1/2xsnijproductie+1/2xpompproductie met Esp=3000kPa Als de productie bekend is kunnen de productiekosten per m3 berekend worden. Aan de hand van paragraaf 2.4 worden de A+r en de O+R gesommeerd en gedeeld door de producties per week. Het resultaat is te zien in grafiek 17. In de grafiek zijn ook twee eventueel nieuw te bouwen zuigers geplaatst. De eerste de Boka 2500 is het resultaat van de vergelijkingen en berekeningen uit de vorige paragraaf. De Boka 2000 is hetzelfde schip alleen met een gereduceerd snijkopvermogen zoals dat ook bij de nieuwere snijkopzuigers, bestemd voor het Midden-Oosten, is toegepast.


40


€ 1,60 Psnijkop < 2.000 kW € 1,40

€ 1,20

Kosten [euro/m3]

€ 1,00

€ 0,80

New Pioneer

Abu Al Abyadh

Noordzee

Edax

Hector

Vesalius

Meridian

Sliedrecht 35

Kaerius

Jin Hang Jun 215

Kattouf

Al Mirfa

Batang Anai

Boka 2000

Al Sadr

Amazone

Boka 2500

Oranje

Marco Polo

Mashhour

Castor

Taurus

Ursa

€ 0,20

CO 1234

€ 0,40

Leonardo da Vinci

€ 0,60

€ 0,00

Grafiek 17 – Productiekosten voor concurrerende snijkopzuigers.

Het volgende onderwerp dat van belang is bij een eventueel nieuw schip is de vraag of zelfvarendheid de voorkeur verdient of stationair een betere keuze is. Als we alleen naar de snijkopzuiger kijken blijkt uit de kostennormen [VGBouw, 1995] dat de zelfvarende snijkopzuigers een andere waardenorm hebben. De mate waarin de zelfvarende snijkopzuiger duurder is dan de stationaire snijkopzuiger is hangt af van het gewicht van de snijkopzuiger (Glightship) en het benodigd schroefvermogen. 1,16 N= ⋅ {(6.000 × Psnijkop ) + (1.800 × Ppomp ) + (10 .200 × Glightship ) + (1 .150 × Pschroef )} 2,20371 Uit grafiek 17 blijkt dan ook dat de zelfvarende snijkopzuigers de hoogste productiekosten hebben door de hogere waardenorm. Als we deze berekening uitvoeren voor de virtuele snijkopzuigers Boka 2000 en Boka 2500 zijn gegevens over het gewicht en schroefvermogen nodig. Voor het gewicht gaan we ervan uit dat een zelfvarend schip 10% zwaarder is dan een stationaire zuiger. Dit extra gewicht komt voort uit de accommodatie, scheepsvorm, schroefaandrijving, brandstoftanks, navigatie systemen, etc. Voor het benodigd schroefvermogen is een ontwerpvergelijking bepaald van de huidige schepen, het resultaat was een vermenigvuldiging van het snijkopvermogen met een factor 1.2459 plus 580,68 kW. De afschrijving en rente kosten (A+r) per week worden dan: Boka 2000 Boka 2500

A+r kosten stationair:

A+r meerkosten zelfvarend:

Toename:

€ 153.687,60 / week € 159.641,02 / week

€ 26.329,38 / week € 26.329,38 / week

= +17,13 % = +16,49%

Voor de diverse mobilisatie methoden zijn in tabel 35 de kosten per week gegeven. Deze getallen zijn verkregen uit een bestaand rapport binnen Boskalis. Uit de tabel blijkt dat voor alleen de genoemde kosten het varen op eigen kiel het goedkoopst is per week Varend op eigen kiel (~9 knopen)

Kosten per week

Bemanning Verzekering Brandstof, smeermiddelen R&O Totaal

€ 24.500,00 € 8.400,00 € 33.580,00 € 54.000,00 € 120.480,00

Sleep transport (~5,5 knopen)


41


Bemanning Verzekering Huur sleepboot, all-in R&O, fixed Totaal

€ 0,00 € 174.250,00 € 90.000,00 € 10.000,00 € 274.250,00

Dokschip (~14 knopen) Bemanning Verzekering Huur dokschip, all-in R&O, fixed Totaal

€ 0,00 € 53.000,00 € 450.000,00 € 10.000,00 € 513.000,00

Tabel 35 – Weekkosten verschillende mobilisatie methoden

Echter als alle gegevens worden meegenomen zoals gebruiksduur, vaarsnelheden, A+r en mobilisatie kosten blijkt dat het dokschip het goedkoopst is. Hierbij wordt uitgegaan van de in paragraaf 3.5 bepaalde mobilisatie afstanden. Voor 18 jaar zouden in totaal 58.735,8 zeemijlen afgelegd worden. In tabel 36 staan de uiteindelijke kosten na 18 jaar. vaarsnelheid vaarweken/18 jr [zeemijl/uur] Varend op eigen kiel 9 38,846

mob.kosten/18 jr

Sleep transport Dokschip

€ 4.680.217,71

totaal kosten/18 jr (Boka2000) € 173.176.110,99

5,5

63,567

€ 17.433.217,69

€ 161.284.811,29

€ 166.857.212,41

14

24,973

€ 12.810.997,19

€ 156.662.590,79

€ 162.234.991,91

gem. zeemijl/dag:

8,94

totaal zeemijl/18 jr:

58.735,8

totaal kosten/18 jr (Boka2500) € 178.748.512,11

Tabel 36 – Totale kosten van de verschillende mobilisatie methoden

Het varend op eigen kiel zou bij 27 zeemijl/dag net zo duur zijn als het transport met het dokschip. Vanaf 17,4 zeemijl per dag zal het sleep transport duurder worden dan het varen op eigen kiel. Met deze gegevens zou de beslissing tot de bouw van een zelfvarende snijkopzuiger negatief uitpakken. Echter dient rekening te worden gehouden met de beschikbaarheid van de transporteurs en de ervaringen van het verleden. Uit gespreken binnen Boskalis zijn die ervaringen positief.


42


5. Conclusies en aanbevelingen Uit de inventarisatie van de snijkopzuiger met snijkopvermogens groter dan 1.000 kW (CDL&CDX) blijkt dat het grootste deel van de wereld snijkopzuigervl oot gedateerd is. De gemiddelde leeftijd van de wereld snijkopzuigervloot ten opzichte van 2003 is 23,9 jaar. Voor Baggermaatschappij Boskalis ligt de gemiddelde leeftijd van de CDL&CDX vloot op 21,7 jaar, met als jongste snijkopzuiger de Ursa (1986). Vanaf 1986 zijn er door de Nederlandse baggerbedrijven geen nieuwe orders voor CDL&CDX snijkopzuigers geplaatst. Buiten Nederland zijn er na 1986 wel nieuwe CDL&CDX snijkopzuigers geleverd, in totaal acht, voornamelijk voor het Midden-Oosten en Zuid-Azië. Bij de inventarisatie van de 72 snijkopzuigers zijn verschillende relaties onderzocht tussen de belangrijkste componenten. Door middel van de regressie methode zijn vergelijkingen verkregen met correlatiecoëfficiënten die variëren tussen de 0,77 en 0,94. Hieruit blijkt dat de spreiding matig tot klein is. Een verdere verfijning is in hoofdstuk 4 uitgevoerd, daar zijn 22 concurrerende snijkopzuigers opnieuw onderzocht op relaties. Deze concurrerende snijkopzuigers zijn geselecteerd op leeftijd en bouwer. De daarbij verkregen vergelijkingen hebben correlatiecoëfficiënten die variëren tussen 0,80 en 0,97. In vervolg is het aan te raden om de CDL&CDX snijkopzuigers te splitsen in een tweetal klassen: specifieke zand snijkopzuigers en de specifieke rots snijkopzuigers. Wat opvalt bij de nieuwste snijkopzuigers is het kleinere snijkopvermogen ten opzichte van het totaal geïnstalleerd vermogen. Uit de verkregen relaties kan geconcludeerd worden dat er bij de nieuwe ontwerpen een grotere veiligheidsmarge wordt aangehouden voor de belasting. Hierdoor zou het mogelijk moeten zijn de O+R kosten te drukken. Het belang van de CDL&CDX snijkopzuigers in de wereld snijkopzuiger markt is groot. Uit de marktstudie voor de periode van 1990-2000 blijkt dat 56,9% van de getenderde hoeveelheden wordt aangeboden in het CDL&CDX segment. Gemiddeld betekend dat 310 miljoen m3 per jaar, hoofdzakelijk is dit zand (61,6%). De belangrijkste regio wat betreft getenderde hoeveelheden is Zuid-Azië (43,6%) gevolg door Zuid-Amerika (22,9%) en het Midden-Oosten (18,6%). Voor 27,8 % van de getenderde hoeveelheden blijkt de baggerdiepte tussen de 15 en 20 meter te liggen. Indien bij een nieuwe ontwerp snijkopzuiger een maximale baggerdiepte gekozen wordt van 30 meter zal 92,5% van totaal aangeboden hoeveelheden te baggeren zijn. Bij de overige 7,5% liggen de baggerdiepten tussen de 30 en 50 meter. De extra investering om die grotere diepten te kunnen baggeren zijn wat betreft hoeveelheden minder interessant. De persafstanden voor de CDL&CDX snijkopzuigers zijn in het algemeen erg groot. Het zwaartepunt ligt tussen de 3.000 en 5.000 meter met 27,9% van de getenderde hoeveelheden. Indien 5.000 meter als maximale persafstand wordt gekozen zal 76% van de hoeveelheden zelfstandig verperst kunnen worden. Voor de persafstand van 5.000 meter is een berekening uitgevoerd voor het benodigd vermogen. Uitgangspunt is het verpersen van zand met een korreldiameter van 250 µm met een transportconcentratie van 20% door een ∅ 900 mm leiding. Daaruit kwam een benodigd perspompvermogen van 6.739 kW. Met het perspompvermogen als input zijn met behulp van de relaties van de concurrerende snijkopzuigers de overige vermogen bepaald. Deze zijn: Snijkopvermogen Zuigpompvermogen Totaal pompvermogen Zijliervermogen Totaal geïnstalleerd vermogen Lightship weight Laddergewicht


2.517 kW 1.948 kW 8.687 kW 343 kW 14.298 kW 5.243 ton 722 ton

43


Of de verkregen snijkopzuiger concurrerend kan werken wordt niet duidelijk in dit onderzoek. De kosten van de snijkopzuigers zijn bepaald met de VGBouw kostennormen. Dit is gedaan omdat de exacte kosten als vertrouwelijke informatie wordt beschouwd. Door het toepassen van de VGBouw kostennormen zijn de A+r en O+R kosten bepaald aan de hand van een genormaliseerde waardenorm. Goed doordachte ontwerpen waar de O+R kosten lager zijn dan de andere snijkopzuigers kunnen hier niet worden aangetoond. Bij de uiteindelijke productie kosten per m3 is de invloed van de vereenvoudigde waardenorm bepaling goed te zien. Uit de studie naar de CDL&CDX snijkopzuigers is gebleken dat het traject dat leidt tot de bouw van een snijkopzuiger erg omvangrijk is. De belangrijkste gegevens van concurrerende snijkopzuigers ontbreekt.


44

II - Drijvende leiding in stroming

Deel II - Drijvende leiding in stroming 1. Algemeen 1.1 Inleiding Leidingen worden gebruikt voor het hydraulisch transport van baggerspecie van de zuiger naar het stort en eventueel voor afvoer van overtollig lozingwater. In de baggerwereld worden meerdere soorten leidingen gebruikt, de stortleiding, landleiding, zinkerleiding en de drijvende leiding. De drijvende leiding bevindt zich tussen de zuiger en de land- of zinkerleiding. Bij het bewegen van de drijvende leiding in golven en stroming ontstaan grote krachten in de leiding. Bij slecht weer kan breuk optreden en de leiding kan losslaan en op de wal worden stukgeslagen. Om deze problemen te voorkomen is het van belang dat de krachten op de drijvende leiding bekend zijn.

1.2 Probleemstelling Omdat de krachten op een drijvende leiding in stroming voor grote verletten kunnen leiden is het belangrijk om deze krachten goed te kunnen voorspellen. De krachten op een drijvende leiding in stroming worden momenteel berekend aan de hand van een spreadsheet model. Dit model berekent aan de hand van een beginhoek en voorspankracht de positie van de leiding uit op basis van oneindig stijve elementen welke volkomen scharnierend aan elkaar zijn verbonden. In dit model is het niet mogelijk om verankering van de drijvende leiding met ankerdraden in te voeren. Tevens is het gebruik van het model omslachtig zodat het minder geschikt is voor de uitvoerders op de projecten.

1.3 Doelstelling Het doel van het tweede deel van dit afstudeerwerk is het toetsen van de methodiek voor het berekenen van drijvende leidingen in stroming. De belangrijkste punten zijn: -

Aanbod type drijvende leidingen inventariseren. Huidig spreadsheet model analyseren en indien mogelijk verbeteren. Eindig elementen pakket bestuderen en eigen maken. Opbouwen van een drijvende leiding model in eindig elementen pakket Verschillende scenario’s doorrekenen met eindig elementen pakket Resultaten eindige elementen pakket vergelijken met huidig spreadsheet model. Eindig elementen model uitbreiden met ankerdraden en opnieuw scenario’s doorrekenen

Figuur 8 – Stalen leiding met enkelvoudig pontondrijvers


45


2. Inventarisatie drijvende leiding De drijvende leiding kan onderscheiden worden in een zelfdrijvende leiding en een stalen leiding met drijvers.

2.1 Stalen leiding met drijvers Het gebruik van drijvers maakt het mogelijk om de standaard dikwandige stalen pijpen toe te passen als drijvende leiding. De drijvers geven de stalen pijp genoeg drijfvermogen zelfs bij het geheel verzanden van de leiding. De stalen leiding met drijvers is onder te verdelen in twee uitvoeringsvormen: • Pontondrijvers • Kunststofdrijvers, gedeeld en ongedeeld 2.1.1 Pontondrijvers De pontondrijvers zorgen voor het drijfvermogen van de leiding en houden de leiding geheel boven het wateroppervlak. Pontondrijvers zijn er in enkelvoudige en tweevoudige uitvoeringen. De enkelvoudige uitvoering bestaat uit een rechthoekige ponton met aan de voor- en achterzijde een enigszins gestroomlijnd profiel (figuur 8 en figuur 9). De leiding wordt door middel van kleine rechthoekige stalen profielen aan de ponton gelast. De standaard rechthoekige pontons ondervinden veel weerstand bij sterke dwarsstroming en zijn gevoelig voor golfwerking.

Figuur 9 – Enkelvoudige pontondrijver (Veerbeek ponton)

Bij dustpanzuigers zien we een andere uitvoeringsvorm van de enkelvoudige pontons (figuur 10). Om te voorkomen dat de pontons te schuin op de stroming komen te liggen zijn ze uitgevoerd met draaischijven. Met behulp van de draaischijven worden de pontons in de ideale richting vastgezet, op deze manier ondervinden de pontons aanzienlijk minder stromingsweerstand. De positie van de leiding wordt in het voorbeeld met de dustpanzuigers bepaald door de richting van de uitstroomstraal.


46


stroming Dustpan

Figuur 10 – Richtbare pontons.

Bij de tweevoudige uitvoeringen (figuur 11) worden twee rechthoekige pontons door koppelbalken met daarop een zadel met elkaar verbonden. De afmetingen van deze pontons zijn afzonderlijk aanmerkelijk kleiner dan de enkelvoudige pontons. Om ze beter te kunnen vervoeren zijn ze vaak uitgevoerd met een demontabel dek en tapse zijwanden zodat ze in elkaar gestapeld kunnen worden. Deze uitvoeringsvorm wordt alleen gebruikt bij werken waar zware zeegang of grote stroomsnelheden zijn uitgesloten.

Figuur 11 – Tweevoudig ponton.

2.1.2 Kunststofdrijvers De stalen leiding kan zijn drijvend vermogen ook krijgen met behulp van drijvende kunststof elementen rondom de leiding. Dit type drijvende leiding is betrekkelijk jong. Door de toepassing van kunststoffen als polyetheen (PE) en polyurethaan (PU) is het mogelijk geworden om elementen te maken met een hoge kwaliteit. Enkele voordelen van de kunststofdrijvers zijn: § § § §

De losse drijvers zijn door hun lage gewicht makkelijk hanteerbaar Past op nieuwe en bestaande stalen pijpen Hoeft niet verwijderd te worden bij opslag Vervangbaar per aangebrachte sectie


47


§ §

Absorbeert geen water en kan niet kapsijzen of zinken Reduceert mobilisatie en demobilisatie kosten

Om een indruk te geven wat er op dit moment op de markt is op het gebied van kunststofdrijvers is een overzicht gegeven van enkele producten. Scandia International heeft in augustus 1994 de Scandia Floating Pipeline System (SFPS) op de markt gebracht (figuur 12). Het Scandia Floating Pipeline System bestaat uit een met PU schuim gevuld cilindrisch drijflichaam. De buitenkant van de drijflichamen zijn glad en hebben een lage wrijvingsweerstand.

Figuur 12 – Scandia Floating pipeline System (SFPS)

Eddelbüttel+Schneider GmbH levert het E+S floating collar systeem. Dit systeem is gebaseerd op het toepassen van meerdere drijvers (figuur 13). De drijvers zijn toepasbaar voor zowel slangen als pijpen en zijn gemaakt van een sterk viskeus polyethyleen waardoor een zeer flexibele constructie wordt verkregen. Deze flexibiliteit voorkomt scheurvorming bij hoge belasting. Om te garanderen dat de stabiliteit van de constructie gewaarborgd blijft zijn de drijvers uitgevoerd met een complex systeem van ribben. Het geribbeld oppervlak zal voor een hogere weerstand in stroming zorgen. Afhankelijk van de afmetingen van de pijpen worden 2 of 3 elementen gebruikt. De montage van de enkele elementen wordt door toepassing van dioleen spanbanden mogelijk gemaakt. De spanners zijn uitgevoerd in roestvrijstaal of gegalvaniseerd staal.

Figuur 13 – E+S floating collar systeem

IHC-Holland heeft rond 1971 een drijver systeem op de markt gebracht. Dit systeem bestaat uit een stalen pijp met een lengte van 6, 12 of 18 meter. Deze pijpelementen zijn voorzien van aangelaste stalen kogelhelften aan beide zijden, of van flenzen voor zakken. Om deze pijpen is een drijfmantel van speciaal polyurethaanschuim geklemd, welke het drijfvermogen geeft. De mantel bestaat uit halve schalen, die om de pijp worden gelegd en daarna vastgeklemd worden met trevira trekbanden. Het principe is gelijk aan de E&S drijvers maar met een glad oppervlak.


48


2.2 Zelfdrijvende leiding De zelfdrijvende leidingen bestaan uit rubberleidingen en stalen leidingen met vaste manteldrijvers. 2.2.1 Rubberleiding De rubberleiding is een relatief nieuw product (figuur 14). De basis bestaat uit rubbercompounds, koordmaterialen en componenten zoals stalen flenzen, ringen en dergelijke. De rubberleiding heeft een hoge slijtvastheid en behoud zijn flexibiliteit zelfs bij zeer lage temperaturen. Door de flexibiliteit is deze leiding beter bestand tegen golfinvloeden. De leiding is duur in aanschaf ten opzichte van de stalen leiding en zeer kwetsbaar voor het verpersen van een mengsel met scherpe stenen. Ook beschadiging van de leiding door staalkabels komt regelmatig voor. Enkele leveranciers van drijvende leidingen zijn: Dunlop, Eddelbüttel+Schneider, Trelleborg en Vredestein.

Figuur 14 – Voorbeelden rubberleiding.

Opmerkelijk zijn de verdiensten van het bedrijf Trelleborg, op hun internetpagina pronken zij met een rubberleiding met een inwendige diameter van 1100 mm en een uitwendige diameter van ongeveer 2000 mm. De lengte is 11,80 meter en het zwaarste segment weegt 14,5 ton. De slijtlaag die is voorzien van een gekleurde slijtlaag indicator is totaal 51 mm dik. De werken barstdruk is ontworpen op 25 en 75 bar. 2.2.2 Stalen leiding met manteldrijver Hierbij wordt een mantel om de stalen pijp geschoven, die zowel uit staal als kunststof kan bestaan. Bij de stalen mantel wordt er een grotere pijp om de originele pijp geschoven en waterdicht gemaakt. Om bij lekstoten voldoende drijfvermogen te handhaven, zijn er schotten geplaatst die de holte verdeelt in compartimenten. Bij de kunststof mantel wordt er om de stalen pijp een gesloten cel Polyetheen schuimlaag aangebracht. Het voordeel van polyetheen schuim is de flexibiliteit en de veerkrachtigheid zodat scheurvorming voorkomen wordt bij stootbelastingen. Om de schuimlaag wordt een slijtvaste polyurethaan schil aangebracht versterkt met meerdere lagen polyester om trekspanningen te weerstaan. In plaats van de stalen pijp zijn er ook uitvoeringsvormen met een HDPE binnenpijp. Het verschil van de manteldrijvers met de kunststofdrijvers uit paragraaf 2.1.2 is dat de manteldrijvers samen met de pijp geleverd worden. Het is dus niet mogelijk om de manteldrijvers onderling uit te wisselen. Een voorbeeld van zo’n systeem is het E+S pipe float systeem van Eddelbüttel+Schneider GmbH (figuur 15).


49


Figuur 15 – Voorbeeld manteldrijvers.

Op internet is in het patent register de zogenaamde zwevende leiding systeem te vinden (figuur 16). Het door IHC in 1973 gepatenteerd systeem betreft een leidingsysteem dat zich onderwater bevindt. Met verticaal geplaatste drijvers wordt het systeem gestabiliseerd. Elke drijver heeft een waterbestendige lier aan de bovenzijde welke via een kabel is verbonden met de leiding. De afstand tussen de lier en de leiding is minimaal de lengte van de drijver. Door het inhalen van de draad zal de drijver een horizontale positie innemen waardoor de leiding zal opdrijven. Dit systeem is geschikt als de leiding in golven moet blijven liggen. In het verleden is het systeem gebruikt als een soort zinkerleiding zonder de flora en fauna op de bodem te verstoren. De leiding zweeft op 6 à 12 meter onder het wateroppervlak. Het is wel nodig te bedenken dat het monteren en demonteren van deze soort leiding altijd met bokbakjes of met duikers moet plaatsvinden. Een ander nadeel is dat eventuele lekkage of schade van de leiding onderwater niet visueel is waar te nemen. In sterke stroming zal dit systeem slecht functioneren omdat het totale aanstroomoppervlak groter is dan de voorgaand genoemde systemen.

Figuur 16 – Zwevende leiding systeem.

2.3 Koppelingen drijvende leiding Doordat de drijvende leiding in stroming en golven ligt, is het belangrijk dat de koppelingen flexibel zijn. Een starre constructie, zoals een flensverbinding, zal eerder bezwijken. In principe worden twee soorten koppelingen toegepast: rubberzakken en kogelscharnieren.


50


2.3.1 Rubberzakken Een rubberzak (figuur 17) is een buisstuk van rubber verstevigd met een gevlochten staaldraad met aangegoten flenzen. De rubberzakken zijn alleen geschikt voor drijvende leidingen met een kleine diameter en in een gematigd golfklimaat. Door de persdruk zal de rubberzak stijver worden waardoor de kans op scheuren wordt vergroot.

Figuur 17 – Rubberzak.

2.3.3 Kogelscharnieren Kogelscharnieren worden vaak toegepast bij drijvende leidingen van de grotere snijkopzuigers. De scharnieren kunnen zowel door flenzen als lasverbindingen aan de pijp bevestigd worden. De kogel heeft drie rotatievrijheidsgraden. Het scharnier zal bij hoekverdraaiingen groter dan 20 à 22,5 graden in zijn aanslag komen te liggen. Het werken in de aanslag positie dient voorkomen te worden om hoge contactdrukken in het scharnier uit te sluiten. De kogelscharnieren bestaan uit een vrouwtje en een mannetje (zie figuur 18). Het vrouwtje heeft aan de binnenkant een rubber pees als afdichting en smeernippels. Het mannetje heeft een bolvorm met een losse borgring. Om een goede werking te verzekeren moet het scharnier bijvoorbeeld één keer per week gesmeerd worden. In de handel zijn diverse uitvoeringsvormen van het kogelscharnieren, er bestaan kogels met overslagbouten, kogels met bajonetsluiting en diverse snelkoppel systemen. Om een indruk te geven van het gewicht van een kogelscharnier; voor een pijpdiameter van 800 mm weegt het scharnier 2780 kilogram (Vosta H15).


51


Figuur 18 – Kogelscharnier met bajonetsluiting.

De kogelscharnieren worden ook wel toegepast in een zogenaamde zwanenhals koppeling. De zwanenhals wordt aangebracht op een tweevoudig ponton en bestaat uit twee bochtstukken en een kogelscharnier (figuur 19). Bij deze verbinding kunnen de hoeken tussen de onderlinge elementen groter zijn dan bij de kogelscharnieren.

Figuur 19 – Zwanenhals koppeling.


52


3. Theoretische beschouwing 3.1 Stromingskrachten

X-as (DOF 1)

Voor de berekeningen wordt gebruik gemaakt van het hier rechts afgebeelde assenstelsel. Dit assenstelsel wordt gebruikt in de offshore wereld. De verticale as is de x-as, het voordeel van dit assenstelsel is dat het eindig elementen pakket ook gebruik maakt van dit assenstelsel. Hierdoor zijn de resultaten uit hoofdstuk 4 en hoofdstuk 5 gemakkelijk met elkaar te vergelijken. (DOF = degree of freedom)

Z-as (DOF 3) DOF 4

DOF 6

Y-as (DOF 2) In dit onderzoek wordt uitgegaan dat de drijvende DOF 5 leiding wordt blootgesteld aan een maximale stroomsnelheid van 2,4 m/s. Deze waarde komt uit een onderzoek naar de stroomsnelheden van de Hoogli rivier in India. Bij deze stroomsnelheid hoort een Reynolds kengetal, het Reynolds kengetal is een verhoudingsgetal tussen de traagheidskrachten (inertia) en de viskeuze krachten. Voor hoge Reynolds getallen is er sprake van turbulente stroming, de traagheidskrachten domineren dan over de viskeuze krachten. Re = ν=

u = horizontale stroomsnelheid [m/s]

ρ ⋅ u ⋅D u ⋅ D = η ν

η 1,01 ⋅ 10 − 3 = = 9,863 ⋅ 10 −7 m 2 s ρ 1024

D = diameter van de leiding [m] ν = kinematische viscositeit [m2/s] η = dynamische viscositeit [Pa· s] water bij 20°C en 3% zout

Met de maximale stroomsnelheid van 2,4 m/s en een pijpdiameter van 1 meter krijgen we een Reynolds kengetal van 2,2· 107. Dit betekent dat de stroming superkritisch is dus een turbulente grenslaag, hierbij zijn de viskeuze krachten verwaarloosbaar. In bijlage 25 is een tabel weergegeven met daarin de stroming regiems en de beschrijving ervan. De krachten die de stroming op de drijvende leiding uitoefent zijn onder te verdelen in een weerstandskracht (drag force) en een liftkracht (lift force). De weerstandskracht wordt veroorzaakt door de verstoring van de stroming langs de leiding. De verstoring levert een wrijvingsweerstand en een drukweerstand. De wrijvingsweerstand hangt af van de oppervlakte ruwheid van de leiding, deze component wordt vaak proefondervindelijk bepaald en in een coëfficiënt verwerkt. Voor zeer lage Reynolds kengetallen is deze component dominant. De drukweerstand ontstaat door het drukverschil tussen de voorzijde en achterzijde van de leiding. Aan de voorzijde heerst er een stuwdruk en aan de achterzijde, afhankelijk van de grootte van het Reynolds kengetal, een onderdruk. De weerstandskracht parallel aan de stroomrichting op de leiding kan geschreven worden als een functie van de (ongestoorde) stuwdruk: FD = 12 ρU 2 ⋅ Cd ⋅ D

FD = weerstandskracht per eenheid van lengte [N/m] ρ = soortelijke dichtheid van de vloeistof [kg/m3] Cd = weerstandscoëfficiënt [-] D = leiding diameter [m] U = ongestoorde stroomsnelheid [m/s]


53


De Cd waarde bij Reynolds getallen tussen 1· 103 en 2· 105 voor geheel ondergedompelde hydraulisch gladde cilinders is ongeveer 1,0 [Schlichting, 1979] dit is grafisch weergegeven in figuur 20.

Figuur 20 – Weerstandscoëfficiënt voor verschillende aanstroomvormen (bron VOUB cursus)

Omdat drijvende leiding niet geheel is ondergedompeld ontstaat er aan de waterlijn een extra stuwdruk . Deze extra stuwdruk wordt met een veiligheidscoëfficiënt van 1,5 toegevoegd aan de Cd waarde [VOUB cursus]. De liftkracht is gedefinieerd als een kracht die loodrecht staat op de ongestoorde stroomrichting. Deze kracht is alleen aanwezig als er een niet-symmetrische stroming rond de leiding is. Bij Reynolds kengetallen boven de 65 zullen vortices ontstaan, in het zog zullen dan cyclische drukvariaties optreden. In het punt waar de vortex het dichtst bij de leiding zit zal de lokale stroomsnelheid het hoogst zijn en de lokale druk het laagst. Dit zorgt voor een kracht richting de vortex. De verticaal ontbonden component noemt men de liftkracht. Uit modelproeven met een hydraulisch gladde cilinder blijkt dat voor hoge Re waarden de liftcoëfficiënt CL als constant kan worden beschouwd met een waarde van 0,25 [Sarpkaya, 1976]. In de in dit onderzoek uitgevoerde analyse zal de liftkracht verder niet meer aan bod komen.

3.2 Golfkrachten Ondanks dat er bij dit onderzoek golven buiten beschouwing blijven is er ter controle voor het eindige elementen pakket één berekening uitgevoerd met golfwerking. Bij het beschrijven van de golfkrachten op de drijvende leiding wordt aangenomen dat de golven voldoen aan de lineaire golftheorie. De theorieën om de golfkrachten op de constructie te berekenen kunnen in grote lijnen worden onderverdeeld in: § § §

Morison vergelijking (kleine constructie t.o.v. golflengte) Froude-Krylov theorie (potentiaal theorie) Diffractie theorie (grote constructies t.o.v. golflengte)

In het geval van een drijvende leiding geldt dat de constructie klein is ten opzichte van de golflengte zodat de Morison vergelijking toepasbaar is. Bij de Morison vergelijking wordt aangenomen dat de golfkracht lineair is samengesteld uit een traagheidskracht en een weerstandskracht.


54


Het traagheid principe berust op het concept dat een waterdeeltje in een golf een stuwkracht (momentum) heeft. Als het waterdeeltje de drijvende leiding passeert vind er een versnelling en vertraging plaats. Dit moet vertaald worden naar een kracht op de drijvende leiding die deze stuwkracht vergroot. π ∂u FI ( t) = C M ⋅ ρ ⋅ D 2 ⋅ 4 ∂t De aanwezigheid van een zog aan de achterzijde van de drijvende leiding zorgt voor de weerstandskracht. Opgemerkt dient te worden dat het waterdeeltje in een golf oscilleert met de golfperiode. Dus de achterzijde van de leiding verandert elke halve periode n i de voorzijde van de leiding. Het drukverschil zorgt er dus voor dat de kracht wordt uitgeoefend in de richting van de instantane snelheid van het waterdeeltje. In een constante stroming heerst er een niet variërende druk aan de achterzijde en de weerstandskracht is proportioneel aan de stroomsnelheid in het kwadraat. In een oscillerende stroming wordt de absolute waarde van de stroomsnelheid ingevoerd om te garanderen dat de weerstandskracht in dezelfde richting werkt als de richting van de snelheid.

FD (t) = 12 CD ⋅ ρ ⋅ D ⋅ u(t) u(t) Gecombineerd kan de Morison vergelijking geschreven worden als: π ∂u 1 F( t ) = C M ⋅ ρ ⋅ D 2 ⋅ + Cd ⋅ ρ ⋅ D ⋅ u( t) u( t) 4 ∂t 2 Uit de lineaire golftheorie kan de snelheid van een waterdeeltje in een sinusvormige golf verder gedefinieerd worden door: u( t) = uˆ sin( ωt ) en de versnelling

∂u = uˆω cos( ωt ) ∂t

De uiteindelijke vorm van de Morison vergelijking zoals die in dit onderzoek verder zal worden gebruikt heeft de volgende vorm: F = C M ⋅ ρ ⋅ A I ⋅ uˆω cos(ωt) + 12 Cd ⋅ ρ ⋅ D ⋅ uˆ 2 sin( ωt) sin( ωt)

3.3 Faalmechanismen In grote lijnen zijn er twee oorzaken voor het falen van de leiding. De overschrijding van de toelaatbare krachten en beschadiging door externe invloeden. Bij de overschrijding van de toelaatbare krachten kunnen verschillende faalmechanismen optreden: Knikken van de leiding (figuur 21 links) Afscheuren koppeling (figuur 21 rechts) Doorkomen verankering Omslaan van de pontonleiding (figuur 22)

Figuur 21 – Knikken van de leiding (links) en afscheuren koppeling (rechts)


55


Figuur 22 – Omslaan pontonleiding

Een andere oorzaak kan gezocht worden in het beschadigen van de leiding door externe invloeden. Door corrosie of beschadiging tijdens het verstellen van de leiding kunnen er lekken ontstaan waardoor de leiding zal zinken. Enkele voorbeelden zijn weergegeven in figuur 23.

Figuur 23 – Beschadigingen door externe invloeden


56


4. Spreadsheet berekeningen Eén van de gebruikte statische rekenmodellen binnen Boskalis is een ‘Excel spreadsheet’ rekenmodel. Dit model wordt gebruikt voor het bepalen van de krachten die op een drijvende leiding in stroming werken. Het model maakt gebruik van segmenten die oneindig stijf worden verondersteld. Onderling worden de segmenten volkomen scharnierend aan elkaar verbonden. Aan dit huidig rekenmodel zijn enkele veranderingen aangebracht om de nauwkeurigheid te verhogen, dat model wordt het gemodificeerd rekenmodel genoemd.

4.1 Huidig rekenmodel De invoer gegevens van dit model zijn: § Aantal segmenten en lengte van de segmenten § Positie startpunt (0,0) § Stroomsnelheid en richting § Weerstandcoëfficiënt × aanstroomoppervlak per segment (CdAy en CdAz) § Hoek van het eerste segment t.o.v. de Z-as § Soortelijke dichtheid van de vloeistof De uitvoer gegevens zijn: § Axiaalkrachten § Horizontale en verticale krachten § Positie van de segmenten § Hoeken t.o.v. de Z-as Stap 1: Zodra de invoer gegevens bekend zijn, berekent het model de krachten op de leiding. Allereerst wordt de stroomrichting ontbonden in een lokaal assenstelsel. Met de lokale stroomsnelheden worden de externe krachten op de leiding als volgt berekend. FYi =

1 2

⋅ ρ ⋅ VYi ⋅ VYi ⋅ Cd Y A Y met VYi = V ⋅ cos(αi )

FZi =

1 2

⋅ ρ ⋅ VZi ⋅ VZi ⋅ Cd Z A Z met VZi = V ⋅ sin( α i )

De axiaalkracht aan het einde van het eerste segment wordt bepaald door: T1i = T0i − FZi (figuur 24).

Z

T

FZi

1 i FY 2

αi

VY T0i

Y

VZ

1 i FY 2

Y Figuur 24 – Visualisatie stap 1 van het huidig rekenmodel.


57


Stap 2: Voor het volgende segment i+1 (figuur 25) is het van belang om de nieuwe hoek en de nieuwe axiaalkracht te bepalen. In het huidige rekenmodel wordt een vereenvoudiging toegepast voor het vinden van de nieuwe hoek. Er wordt verondersteld dat de hoekverandering erg klein is zodat: 1 2

FYi + 12 FYi +1 = FYi . De nieuwe hoek wordt daardoor: α i +1 = α i −

FYi T1i

, met deze nieuwe hoek wordt

vervolgens voor het segment i+1 de stroomkrachten berekend. FYi+1 =

1 2

⋅ ρ ⋅ VYi +1 ⋅ VYi+1 ⋅ Cd Y A Y met VYi+1 = V ⋅ cos(αi+1 )

FZi+1 =

1 2

⋅ ρ ⋅ VZi+1 ⋅ VZi +1 ⋅ Cd Z A Z met VZi+1 = V ⋅ sin( αi +1 )

Voor de axiaalkracht in segment i+1 is aangenomen dat de hoekverandering tussen de elementen erg klein is zodat T0i +1 = T1i en de axiaalkracht aan het einde T1i +1 = T0i+1 − FZi +1 . i+1 1

Z

FZi+1

1 2

i+ 1

FY

Z α i+1

VY T0i+1

Y

VZ

1 i+1 FY 2

Y Figuur 25 – Visualisatie stap 2 van het huidig rekenmodel.

Stap 3: Door het herhalen van stap 2 tot en met het laatste segment wordt een boogvorm verkregen. Het eindpunt van de boogvorm heeft in het globale assenstelsel een Y en Z coördinaat. De eis van dit model is dat het eindpunt op de lijn Z = 0 ligt. Om dit te realiseren wordt binnen “Excel” de functie “Goal Seek” gebruikt. Met dit iteratieproces kan de starthoek of de voorspankracht gezocht worden die het uiteindelijke eindpunt op de lijn Z = 0 brengt. Nu de theorie beschreven is wordt een berekening uitgevoerd, de input is als volgt gekozen: § § § § §

25 segmenten van 4,8 meter dus een totale lengte van 120 meter Stroomsnelheid van 2,4 m/s in de Z-richting Per element CdAy = 9,60 m2 en CdAz = 3,20 m2 Hoek van het eerste segment t.o.v. Z-as is 72,52 graden Soortelijke dichtheid water = 1025 kg/m3

Van deze berekening is een uitvoer van het huidig model te zien op bijlage 26. De belangrijkste resultaten van de berekening zijn in tabel 37 weergegeven.


58


Starthoek 1e element t.o.v. z-as Axiaalkracht 1e element Axiaalkracht 25e element Minimum Axiaalkracht Verplaatsing uiteinde Maximale hoekverdraaiing element

72,520 graden (=invoer) 368,361 kN 368,407 kN 356,323 kN 120 - 117,93 = 2,07 m 1,519 graden

Tabel 37 – Resultaten huidig model

4.2 Gemodificeerd rekenmodel Zoals in het huidig spreadsheet model was te zien, zijn er aannamen gedaan met betrekking tot de hoekveranderingen tussen twee elementen. In het gemodificeerd rekenmodel worden de hoekveranderingen tussen de verschillende elementen niet als verwaarloosbaar verondersteld. De aanname van kleine hoekveranderingen tussen de verschillende segmenten is een reden geweest om veranderingen aan te brengen in het model en de nauwkeurigheid te toetsen. In deze modificatie is getracht de koppeling tussen de verschillende segmenten beter te beschrijven. Meer aandacht wordt besteed aan de onderlinge hoekveranderingen. Stap 1: Deze stap is gelijk aan het bestaande model. In het kort:

T0i en α i worden aangenomen. FYi =

1 2

⋅ ρ ⋅ VYi ⋅ VYi ⋅ Cd Y A Y met VYi = V ⋅ cos(αi )

FZi =

1 2

⋅ ρ ⋅ VZi ⋅ VZi ⋅ Cd Z A Z met VZi = V ⋅ sin( α i )

T1i = T0i − FZi Stap 2: Bij deze stap is de berekening gewijzigd. De starthoek en de voorspankracht voor segment i+1 zijn door middel van een iteratie proces bepaald. De formules die hiervoor zijn gebruikt zien er als volgt uit:  1 FYi + 1 FYi+1 ⋅ cos(α i − α i+1  2 α i+ 1 = α i −  2  T0i +1  

(

T0i + 1 =

)

T1i − 12 FYi +1 ⋅ sin( α i − α i + 1 ) cos(α i − α i + 1 )

De axiaalkracht aan het uiteinde van element i+1 wordt weer bepaald door: T1i +1 = T0i+1 − FZi+1 . Stap 3: Ook hier wordt de berekening herhaald tot en met het laatste segment. Met behulp van de functie “Solver” worden alle waarden in sheet herberekend totdat het eindpunt weer op de lijn Z= 0 ligt. Om de wijzigingen te toetsen met het vorige model zijn de input waarde gelijk gehouden: § § § §

25 segmenten van 4,8 meter dus een totale lengte van 120 meter Stroomsnelheid van 2,4 m/s in de Z-richting CdAy = 9,60 m2 en CdAz = 3,20 m2 Hoek van het eerste segment t.o.v. Z-as is 72,52 graden


59


§ Soortelijke dichtheid water = 1025 kg/m3 De verschillen tussen de twee modellen is weergegeven in tabel 38. Uit de resultaten blijkt dat het gebruik van het huidig model bij kleine hoekveranderingen geoorloofd is. De verschillen tussen de twee modellen zijn verwaarloosbaar.

Starthoek 1e element t.o.v. z-as (=input) Axiaalkracht 1e element Minimum axiaalkracht Axiaalkracht 25e element Verplaatsing uiteinde Maximale hoekverdraaiing element

Gemodificeerd model: 72,520 graden 369,184 kN 357,175 kN 369,184 kN 2,06 m 1,519 graden

Huidig model: 72,520 graden 368,361 kN 356,323 kN 368,407 kN 2,07 m 1,515 graden

Verschil: +0,22% +0,24% +0,21% -0,49% +0,26%

Tabel 38 – Resultaten gemodificeerd en huidig model

In grafiek 18 staat het resultaat van de positie en de axiaalkrachten van het gemodificeerd model grafisch weergegeven. Een compleet overzicht is te vinden in bijlage 27, daar is het uitvoerscherm van de berekening terug te vinden. 12

368

366

10

364

Z-as [m]

362 6 360

Axiaal krachten [kN]

8

4 358

2

356

0

354 0

20

40

60

80

100

120

Y-as [m] Positie

Axiaal krachten

Grafiek 18 – Gemodificeerd model in stroming (V= 2,4m/s, starthoek 72,52º en T0= 369,18kN).


60


5. Eindige elementen berekening 5.1 Inleiding Na overleg binnen Boskalis is besloten om het softwarepakket “Flexcom – 3D” gedurende twee maanden te huren van het bedrijf Marine Computation Services (MCS) te Ierland. Dit bedrijf had al eerder een presentatie gegeven waarin de mogelijkheden van het softwarepakket aan bod kwamen. Flexcom – 3D is een drie dimensionaal, tijdsdomein, niet lineair eindige elementen pakket wat vooral wordt gebruikt voor het analyseren van flexibele en starre offshore constructies. Enkele voorbeelden van de offshore constructies waarvoor Flexcom gebruikt wordt zijn: flexibele en starre risers, TLP tethers, Jack-up platforms, mooring systems en steel catenary risers. Doordat Flexcom een offshore softwarepakket is zijn er veel standaard componenten te vinden die specifiek in de offshore wereld worden gebruikt. Ook de mogelijkheden om complexe systemen dynamisch door te rekenen zijn volop aanwezig. Voor de berekeningen naar de drijvende leiding wordt maar een klein deel van de mogelijkheden van het softwarepakket benut. Een groot voordeel is dat het gehele drijvende leiding systeem in één keer gemodelleerd kan worden. Componenten zoals ankerdraden en pontons kunnen zonder problemen worden toegevoegd aan het systeem. Alle berekeningen die uitgevoerd zijn met Flexcom hebben een aantal overeenkomstige instellingen. De berekeningen worden alle uitgevoerd met een niet-lineaire quasi-statische oplossingmethode met variabele tijdstappen. De quasi-statisch oplossingsmethode is een sterk gedempte dynamische methode waarbij de krachten en verplaatsingen constant zijn na een zekere inspeeltijd. De demping zorgt ervoor dat de traagheidseffecten in toenemende mate verdwijnen en de uiteindelijke oplossing als statisch beschouwd mag worden. De dempingcoëfficiënten die zijn gebruikt bij de quasi-statische berekening zagen er als volgt uit: stijfheid dempingcoëfficiënt ë = 2 massa dempingcoëfficiënt ì = 2 Hilber-Hughes numerieke dempingcoëfficiënt = -0,25 Deze dempingcoëfficiënten komen terug in de dempingmatrix C welke vermenigvuldigd wordt met de snelheid in de bewegingsvergelijking en is als volgt gedefinieerd: C = λK + µM . Hierin stelt K de stijfheidmatrix voor en M de massamatrix. De Hilber-Hughes numerieke demping heeft invloed op de tijd integratie operator van het programma. Door de waarde te variëren kan de convergentie van de oplossing verbeterd worden. Dit is alleen nodig als de berekening zeer gevoelig is, bij dit onderzoek is de standaard waarde van -0,25 is aangehouden. De berekeningen zijn uitgevoerd voor een periode van 500 seconden met variabele tijdstappen. De tijdstappen varieerde tussen de 0,1 seconden en 0,0001 seconden. De eventuele voorspankracht werd geleidelijk over een periode van 50 seconden lineair aangebracht. De waterdiepte is in alle gevallen op 12 meter gehouden zonder enige invloed van de bodem. De stroming is uniform verdeeld over de diepte en heeft een constante waarde van 2,4 m/s. Voor de leidinglengte is gekozen voor 120 meter. In totaal komen drie modellen aan bod, een pontonleiding met en zonder ankerdraden en een flexibele rubberleiding.


61


5.2 Pontonleiding 5.2.1 Modelvorming In Flexcom zijn er twee manieren om een model te vormen. De invoer kan handmatig worden uitgevoerd door elementen en knooppunten rechtstreeks te definiëren of via een grafische gebruikers interface (GUI). Van beide methoden is gebruik gemaakt voor het opbouwen van de pontonleiding. De pontonleiding is opgebouwd uit een viertal standaard componenten te weten: Constante translatie knopen (BC: Constant Translation) Rechte pijpelementen (Straight Section) Puntboeien (Point Buoy) Scharnieren (articulations). Constante translatie knopen: Deze standaard componenten zijn gebruikt voor beide uiteinden van de leiding. In principe zijn dit de begin- en de eindknoop van het systeem met daaraan gekoppeld de opgelegde verplaatsing. In beginpunt (12,0,0) wordt de leiding in alle richtingen gefixeerd. Aan het uiteinde van de leiding in het punt (12,120,0) is de y-richting vrij gegeven voor verplaatsing (0,free,0). Het softwarepakket beschouwt de constante translatie voorwaarde als een knooppunt. Rechte pijpelementen: De leiding is opgebouwd uit 10 pijpelementen van elk 12 meter lang. Over de totale lengte van 120 meter zijn er aan de pijp geen hydraulische coëfficiënten gegeven. Er wordt zo verondersteld dat de pijp boven de waterspiegel gepositioneerd is. De eigenschappen van de pijpelementen staan vermeld op bijlage 28. Eén pijpelement is onderverdeeld in 12 kleinere elementen van elk 1 meter met een totaal van 13 knopen. Puntboeien: De puntboeien zijn standaard componenten in het softwarepakket. Zij stellen de pontons voor in de drijvende leiding. In totaal zijn er 20 puntboeien geplaatst in de leiding, twee per pijpelement. De gegevens met betrekking tot de puntboeien zijn weergegeven op bijlage 29. De puntboeien worden als equivalente knopen beschouwd en bevinden zich op 3 en 9 meter van het begin van ieder pijpelement. Omdat het drijfvermogen geen belangrijke rol speelt in deze quasi-statische berekening is het drijfvermogen gelijk gesteld aan het neerwaartse gewicht. Voor de hydraulische coëfficiënten zijn vaste waarden gekozen, omdat er geen relevante resultaten van modelproeven bekend zijn. Voor de weerstandscoëfficiënt Cd is de waarde 1 gebruikt, net als voor de coëfficiënt voor toegevoegde massa (Ca). Voor de traagheidscoëfficiënt geldt Cm = 1+Ca = 2 [Journee, Massie, 2001]. Scharnieren: In het model zitten 11 scharnieren, deze scharnieren zijn nodig om een foutmelding van Flexcom te voorkomen, zij zorgen voor een statisch bepaalde constructie. Bij elk scharnier dient een rotatiestijfheid opgegeven te worden. In dit model is voor 10 Nm/º gekozen, dit heeft verder geen invloed op de oplossing. De scharnieren worden beschouwd als elementen zonder fysische afmetingen. Bij het pontonleiding model zijn beperkingen ingevoerd met betrekking tot de bewegingsvrijheden. Om het tollen van de leiding om de y-as te voorkomen zijn de rotaties om de y-as zijn grotendeels uitgesloten. Zonder de onderdrukking van deze bewegingsvrijheden bleek het niet mogelijk te zijn om zonder foutmeldingen de berekening uit te voeren met Flexcom. Bij -

de pontonleiding zonder ankerdraden zijn 3 verschillende aanstroom typen bekeken: loodrecht aangestroomd, 6 berekeningen schuin aangestroomd, 2 berekeningen loodrecht aangestroomd met golfwerking, 1 berekening


62


5.2.2 Loodrecht aangestroomd Voor de pontonleiding met een stroming loodrecht op de leiding zijn een zestal berekeningen uitgevoerd. Bij deze berekeningen zijn de voorspankrachten gevarieerd, de gebruikte voorspankrachten zijn: 50 kN, 100 kN, 200 kN, 300 kN, 400 kN en 500 kN. Een schematische weergave van de pontonleiding is in figuur 26 weergegeven.

z-richting

M

αA

αB

F voorspan

TA

A

y-richting

B

Vstroom

TB

Figuur 26 – Schematische weergave pontonleiding loodrecht aangestroomd

Uit de resultaten van de berekeningen (tabel 39) blijkt dat de vorm en krachten bepaald wordt door de grootte van de voorspankracht. Duidelijk is dat als de voorspankracht groot is de overspanning tussen punt A en punt B het grootst is. Bij de voorspankracht van 500 kN zien we zelfs dat de overspanning dezelfde lengte heeft als de leiding zelf. Dit betekend dat de leiding uitgerekt wordt omdat er ook nog een sag (maximale verplaatsing in z-richting) aanwezig is. Voorspankracht Axiaalkracht TA [kN] Axiaalkracht TB [kN] Beginhoek α A [graden] Eindhoek α B [graden] Sag [m] Overspanning [m]

50 kN 128,83 107,62 49,75 -58,21 31,36 96,48

100 kN 151,37 141,71 39,94 -41,78 24,02 107,01

200 kN 226,47 225,49 24,14 -25,17 14,78 115,50

300 kN 318,00 317,68 17,48 -17,47 10,26 118,20

400 kN 413,64 413,40 13,28 -13,29 7,79 119,35

500 kN 511,01 510,78 10,70 -10,69 6,28 119,98

Tabel 39 – Flexcom resultaten pontonleiding loodrecht aangestroomd

Voor een vergelijking zijn de axiaalkrachten uit de Flexcom berekeningen ingevoerd in het huidig spreadsheet model. De resultaten daarvan zijn te zien in tabel 40. Gemiddeld zijn de starthoeken voor de spreadsheet berekeningen 15,7% hoger, de sag gemiddeld 9,6% hoger en de overspanning gemiddeld 1% kleiner. Dit betekend dus dat de leiding boller staat. Axiaalkracht TA [kN] Axiaalkracht TB [kN] Beginhoek α A [graden] Eindhoek α B [graden] Sag [m] Overspanning [m]

128,83 -

151,37 -

226,47 226,47 29,65 -29,65 16,76 113,70

318,00 317,99 20,36 -20,36 11,25 117,17

413,64 413,64 15,59 -15,59 8,55 118,37

511,01 511,01 12,62 -12,62 6,90 118,94

Tabel 40 – Spreadsheet resultaten pontonleiding loodrecht aangestroomd

De verschillen zijn, zeker gezien de overspanning, acceptabel. De eerste twee kolommen van tabel 40 zijn blank gebleven omdat het spreadsheet model geen oplossingen kan vinden voor te grote beginhoeken. Voor een uitgebreider overzicht van de Flexcom resultaten en een schematische opbouw van het model wordt verwezen naar bijlage 30.


63


5.2.3 Schuin aangestroomd Bij de schuine aanstroming (figuur 27) zijn twee berekeningen uitgevoerd. Eén berekening met een aanstroomhoek van 45 graden en één berekening met een aanstroomhoek van 135 graden. De voorspankracht bij deze twee berekeningen is 300 kN.

z-richting

M

αA

αB

Fvoorspan 135°

TA

A

45 °

B

Vstroom

y-richting

TB

Figuur 27 – Schematische weergave pontonleiding schuin aangestroomd

De resultaten van de Flexcom berekeningen zijn in tabel 41 te zien. Bij de aanstroomhoek van 45 graden is een grote toename te zien voor de axiaalkracht in punt A ten opzichte van de rechte aanstroming. Dit is te verklaren door de grotere CdAy waarde, in de y-richting is deze waarde 3 keer groter dan in de z-richting. Uit de overspanning blijkt dat de leiding ook hier wordt opgerekt. Bij de aanstroomhoek van 135 graden zien dat de overspanning aanzienlijk kleiner is geworden. De beginhoek is 140,40 graden met de maximale uitwijking in z-richting in het punt y = 25,89 m. Op bijlage 31 is de schematische opbouw van het model en uitgebreidere resultaten te vinden. Voorspankracht Aanstroomhoek Axiaalkracht TA [kN] Axiaalkracht TB [kN] Beginhoek α A [graden] Eindhoek α B [graden] Sag [m] Overspanning [m]

300 kN 45º 775,26 306,29 6,01 -9,76 4,33 120,45

300 kN 135º 78,97 317,18 140,40 -18,60 17,38 83,49

Tabel 41 – Flexcom resultaten pontonleiding schuin aangestroomd

Als we de Flexcom resultaten toetsen aan het spreadsheet model (tabel 42) zien we voor de aanstroomhoek van 45 graden kleine verschillen. Anders is het bij de aanstroomhoek van 135 graden, het spreadsheet model geeft een andere vorm weer dan het Flexcom model. Omdat het Flexcom model de voorspankracht geleidelijk opbouwt is het mogelijk dat punt B zich in het begin meer verplaatst. Aanstroomhoek Axiaalkracht TA [kN] Axiaalkracht TB [kN] Beginhoek α A [graden] Eindhoek α B [graden] Sag [m] Overspanning [m]

45º 775,26 420,99 4,90 -6,73 3,11 119,78

135º 78,97 437,78 33,72 -12,44 10,62 117,03

Tabel 42 – Spreadsheet resultaten pontonleiding schuin aangestroomd


64


5.2.4 Loodrecht aangestroomd + golfwerking Wederom wordt in punt B de verplaatsing in x en z-richting uitgesloten en een trekkracht van 300 kN in positieve y-richting aangebracht. De stroming op de leiding is 2,4 m/s in de positieve z-richting. Bij deze beschouwing is er een golfwerking op de leiding gezet, deze golf heeft een amplitude van 0,5 meter en een periode van 10 seconden. De berekening is ook hier quasi-statisch uitgevoerd waardoor de extra kracht die door de golfwerking wordt veroorzaakt als een constante kracht kan worden beschouwd. Voor een schematische weergave zie figuur 28.

z-richting

M

αA

α

TA

TB A

y-richting

Vstroom + Golf

B

Figuur 28 – Schematische weergave pontonleiding loodrecht aangestroomd + golfwerking

Door de resultaten van de berekening met golfwerking uit tabel 43 te vergelijken met de resultaten van de berekening zonder golfwerking blijken de axiaalkrachten te zijn toegenomen. De axiaalkracht in punt A is nu 18,6% groter en de axiaalkracht in punt B 2,2%. Wat betreft de vorm van de leiding zijn de resultaten vrijwel hetzelfde gebleven. Een uitgebreidere lijst met resultaten is te vinden op bijlage 32. Voorspankracht Axiaalkracht TA [kN] Axiaalkracht TB [kN] Beginhoek α A [graden] Eindhoek α B [graden] Sag [m] Overspanning [m]

300 kN 390,59 324,97 18,98 -19,39 10,64 118,01

Tabel 43 – Flexcom resultaten pontonleiding loodrecht aangestroomd + golfwerking

5.3 Pontonleiding met ankerdraden 5.3.1 Modelvorming De opzet van de pontonleiding met ankerdraden is merendeels hetzelfde als de pontonleiding zonder ankerdraden. Alleen zijn de punten A en B nu vrij om te bewegen. De pontonleiding is verankerd door middel van vier ankerdraden met een afzonderlijke lengte van 286,5 meter. De ankerdraden staan onder een hoek van 34 graden ten opzichte van de y-as. De specificaties van de ankerdraad zijn te vinden op bijlage 33. Bij de pontonleiding met ankerdraden zijn 2 verschillende aanstroomtypen bekeken: loodrecht aangestroomd, 2 berekeningen schuine aangestroomd, 2 berekeningen


65


5.3.2 Loodrechte aangestroomd Bij de pontonleiding met ankerdraden is er geen sprake meer van voorspankrachten. De bewegingsvrijheid wordt begrensd door de ankerdraden. Bij de schematische weergave van de pontonleiding met ankerdraden (figuur 29) zijn de ankerdraden verschaald. De ankerdraden bovenstrooms zullen in dit model de krachten opvangen.

z-richting

M

αA

αB

A

B y-richting

Vstroom

Figuur 29 – Schematische weergave pontonleiding met ankerdraden loodrecht aangestroomd

Uit de resultaten van de eerste berekening waarbij de leiding vrij kon bewegen in x-richting bleek dat de punten A en B 1,5 meter naar beneden verplaatste. Om die verplaatsing in de x-richting uit te sluiten is er een tweede berekening uitgevoerd waarbij alle scharnieren aan de uiteinden van de pijpstukken werden begrensd in de x-richting. In de praktijk worden er aan de uiteinden speciale ankerpontons gebruikt, deze hebben een groter drijfvermogen. De resultaten van de twee berekeningen zijn in tabel 44 weergegeven.

Axiaalkracht TA [kN] Axiaalkracht TB [kN] Beginhoek α A [graden] Eindhoek α B [graden] Sag [m] Overspanning [m]

Leiding vrij in x-richting 268,39 286,47 21,65 -21,65 12,93 116,63

Leiding begrenst in x-richting 216,70 214,97 21,86 -22,04 11,87 117,21

Tabel 44 – Flexcom resultaten pontonleiding met ankerdraden loodrecht aangestroomd

Door de begrenzing in x-richting zijn de axiaalkrachten kleiner geworden en de overspanning groter. Dit is tegenstrijdig, een mogelijke oorzaak is dat de onderdompeling van de leiding tot grotere stroomweerstanden heeft geleidt. De overspanning wordt in het horizontale vlak bekeken, de onderdompeling zorgt daardoor voor een kleinere overspanning Op bijlage 34 is een schematische weergave geplaatst van het gebruikte model, de begrensde knooppunten en een meer gedetailleerd resultatenoverzicht.


66


5.3.3 Schuin aangestroomd Net als bij de loodrechte aanstroming van de pontonleiding met ankerdraden zijn de verplaatsingen in de x-richting in dit model uitgesloten. Bij de tweetal berekeningen zijn voor de aanstroomhoeken van 45 en 67,5 graden gekozen (figuur 30).

z-richting

M

αA

αB 67,5°

A

45°

B

Vstroom

y-richting

Figuur 30 – Schematische weergave pontonleiding met ankerdraden schuin aangestroomd

Als eerste is de berekening met een aanstroomhoek van 45º uitgevoerd. Daarbij viel de vorm van de leiding direct op. Punt A verplaatste zich van (12, 0, 0) naar (12, 4,64, 1,19) en punt B van (12, 120, 0) naar (12, 123,9, 11,68). Een door de punten A en B getrokken denkbeeldige lijn maakte een hoek van ruim 5º met de y-as. Dit heeft tot gevolg dat het grootste deel van de stromingskrachten in punt A terecht komen (tabel 45). Door de hoek gaf de CdAy weerstandcoëfficiënt een verhoging van de stromingskrachten. Voor de berekening met de aanstroomhoek van 67,5º was dit effect kleiner. Aanstroomhoek Axiaalkracht TA [kN] Axiaalkracht TB [kN] Beginhoek α A [graden] Eindhoek α B [graden] Sag [m] Overspanning [m]

45º 503,45 73,95 11,72 -10,18 119,72

67,5º 366,93 133,61 16,87 -17,18 118,58

Tabel 45 – Flexcom resultaten pontonleiding met ankerdraden schuin aangestroomd

Voor beide berekeningen is het duidelijk dat door het toepassen van twee ankerdraden per uiteinde de ankerdraden roteren rond het ankerpunt. De leiding zal daardoor zich meer strekken. Of dit gunstiger is valt te betwijfelen aangezien de CdAy waarde 3 keer zo groot is dan de CdAz waarde. Op bijlage 35 is een uitgebreidere tabel weergeven inclusief een schematische weergave van het gebruikte Flexcom model.


67


5.4 Rubberleiding 5.4.1 Modelvorming Voor de rubberleiding zijn drie berekeningen uitgevoerd, allen met een loodrechte aanstroming. De rubberleiding is opgebouwd uit 10 segmenten van 12 meter welke door middel van scharnieren aan elkaar gekoppeld zijn. De uitwendige diameter van de rubberleiding is 1650 mm en de inwendige diameter 800 mm. Voor de weerstandcoëfficiënt wordt aangenomen Cd = 1. Doordat het oppervlak van de rubberleiding anders is dan de pontonleidingen wordt de waarde voor CdAz: 12 x 1,65 x 10 = 198 m2. Voor de pontonleidingen gold voor CdAz: 20 x 4 = 80 m2. De eigenschappen van de rubberleiding zijn op bijlage 36 weergegeven.

5.4.2 Loodrechte aanstroming De basis van het model komt overeen met het ponton model. In punt B worden verplaatsingen in x en z-richting uitgesloten (figuur 31).

z-richting

M

αA

α

F voorspan

TA

A

y-richting

Vstroom

B

TB

Figuur 31 – Schematische weergave rubberleiding loodrecht aangestroomd

Uit de resultaten (tabel 46) blijkt dat de axiaalkrachten in de buurt liggen van de voorspankrachten. De moeilijkheid voor het rubberleiding was het bepalen van de mate van weerstand tegen rek. De leverancier is niet gewillig om de exacte getallen te melden. Uit de berekening met een voorspanning van 300 kN bedroeg de rek meer dan 6%. Voorspankracht Axiaalkracht TA [kN] Axiaalkracht TB [kN] Beginhoek α A [graden] Eindhoek α B [graden] Sag [m] Overspanning [m]

100 kN 123,97 123,12 34,96 -35,09 20,21 113,52

200 kN 215,12 214,44 20,78 -20,78 11,77 121,73

300 kN 310,58 310,36 14,61 -14,61 8,32 125,42

Tabel 46 – Flexcom resultaten rubberleiding loodrecht aangestroomd

Uit de Flexcom berekeningen met een voorspankracht van 100 kN was de som van de krachten in de z-richting gelijk aan 139,7 kN. Deze waarde is opvallend laag ten opzichte van de voorgaande modellen. Een kleine berekening: Fz = 0,5 ⋅ 1025 ⋅ 2,4 2 ⋅ 1 ⋅ (113,52 ⋅ 1,65) = 523kN geeft een aanzienlijk hogere kracht. De reductie van de krachten in de z-richting lijken te zijn ontstaan door het ontbreken van weerstandcoëfficiënt in de y-richting (CdAy). Voor een meer uitgebreid overzicht van de resultaten wordt verwezen naar bijlage 37.


68


6. Conclusies & aanbevelingen Dit onderzoek naar drijvende leidingen in stroming heeft geleid tot de eerste aanzet voor het opstellen van een eindig elementen model. De huidige rekenmethode is geschikt voor het oplossen van eenvoudige vraagstukken. Indien complexere problemen opgelost dienen te worden zal een eindig elementen pakket tot een nauwkeuriger uitspraak leiden. Het huidig rekenmodel berekent de krachten op basis van evenwichtsvergelijkingen. Daarin zijn de pijpelementen als oneindig stijf verondersteld en volkomen scharnierend aan elkaar bevestigd. De berekening is alleen in het horizontale vlak en heeft geen tijdsinvloeden. Het rekenmodel kan in de toekomst daardoor niet worden uitgebreid tot een model waarmee de dynamische gedragingen van de drijvende leiding te voorspellen zijn. De geldigheid voor kleine hoekverdraaiingen is geen beperking, de hoekverdraaiingen zijn immers altijd kleiner dan ~22 graden omdat er niet meer bewegingsvrijheid in het kogelscharnier zit. Dit huidig model is geschikt om snel uitspraken te doen over de optredende krachten. Het eindig elementen pakket Flexcom is zeer omvangrijk en niet geschikt voor onervaren mensen. De gebruikte modellen in dit onderzoek zijn verkregen door het analyseren en uitbreiden van eenvoudige modellen. Het analyseren van de berekeningen werd bemoeilijkt door de onoverzichtelijkheid van de toegepaste rekenmethoden. Meerdere malen werden berekeningen onverklaarbaar afgebroken. Een ander minpunt is de rekentijd, bij de ruim 20 berekeningen die zijn uitgevoerd met Flexcom was de gemiddelde rekentijd ongeveer 8 uur. De -

belangrijkste aspecten die ontbreken in Flexcom zijn: de invloeden van de luwte ligging van de pontons onderling de invloeden van mengselstroming door de leiding faalcriteria, zoals kantelen van de pontons.

Om in de toekomst beter met de drijvende leiding problematiek om te kunnen gaan zou een custom build eindig elementen pakket een betere oplossing zijn. In de software zouden componenten geschreven kunnen worden die beter voldoen aan de specificaties van de drijvende leiding. Gedacht moet worden aan standaard pontondrijvers, standaard rubberleidingen, standaard stalen pijpen, standaard kogelscharnieren, etc. Op deze manier wordt het samenstellen van een drijvende leiding systeem eenvoudiger en kunnen de berekeningen met meer nauwkeurigheid uitgevoerd worden. Voor de hydraulische coëfficiënten zoals de Cd waarden zouden modelproeven wenselijk zijn. Momenteel zijn er zeer weinig praktijk gegevens bekend over de stromingsweerstand van het gehele drijvende leiding systeem. De invloeden van kogelscharnieren en luwte ligging van de pontons bij schuine aanstroming zijn enkele vragen die op dit moment niet beantwoord kunnen worden. Uit de resultaten van de diverse modellen is niet gebleken dat er grote verschillen zijn tussen het huidig rekenmodel van Boskalis en het eindig elementen pakket Flexcom. Voor projecten waar het economisch risico laag is zullen krachten berekeningen met het huidig rekenmodel verantwoord zijn.


69

Systeem ontwerp grote snijkopzuiger & Drijvende leiding in stroming

Figurenlijst Figuur 1 – Algemeen plan snijkopzuiger. ....................................................................................... 3 Figuur 2 – Zelfvarende snijkopzuiger Ursa...................................................................................... 2 Figuur 3 – Snijkopzuiger Ursa....................................................................................................... 6 Figuur 4 – Snijkopzuiger Meridian ................................................................................................. 6 Figuur 5 – Snijkopzuiger Edax ...................................................................................................... 7 Figuur 6 – Snijkopzuiger CO1234 van Jan de Nul............................................................................ 9 Figuur 7 – Snijkopzuiger Mashhour ..............................................................................................11 Figuur 8 – Stalen leiding met enkelvoudig pontondrijvers ................................................................45 Figuur 9 – Enkelvoudige pontondrijver (Veerbeek ponton) ...............................................................46 Figuur 10 – Richtbare pontons.....................................................................................................47 Figuur 11 – Tweevoudig ponton. ...................................................................................................47 Figuur 12 – Scandia Floating pipeline System (SFPS)...................................................................48 Figuur 13 – E+S floating collar systeem .......................................................................................48 Figuur 14 – Voorbeelden rubberleiding. .........................................................................................49 Figuur 15 – Voorbeeld manteldrijvers............................................................................................50 Figuur 16 – Zwevende leiding systeem. ........................................................................................50 Figuur 17 – Rubberzak................................................................................................................51 Figuur 18 – Kogelscharnier met bajonetsluiting. ............................................................................52 Figuur 19 – Zwanenhals koppeling. ..............................................................................................52 Figuur 20 – Weerstandscoëfficiënt voor verschillende aanstroomvormen (bron VOUB cursus)............54 Figuur 21 – Knikken van de leiding (links) en afscheuren koppeling (rechts) .....................................55 Figuur 22 – Omslaan pontonleiding ..............................................................................................56 Figuur 23 – Beschadigingen door externe invloeden.......................................................................56 Figuur 24 – Visualisatie stap 1 van het huidig rekenmodel..............................................................57 Figuur 25 – Visualisatie stap 2 van het huidig rekenmodel..............................................................58 Figuur 26 – Schematische weergave pontonleiding loodrecht aangestroomd ....................................63 Figuur 27 – Schematische weergave pontonleiding schuin aangestroomd ........................................64 Figuur 28 – Schematische weergave pontonleiding loodrecht aangestroomd + golfwerking ................65 Figuur 29 – Schematische weergave pontonleiding met ankerdraden loodrecht aangestroomd ...........66 Figuur 30 – Schematische weergave pontonleiding met ankerdraden schuin aangestroomd...............67 Figuur 31 – Schematische weergave rubberleiding loodrecht aangestroomd .....................................68

Grafiekenlijst Grafiek 1 – Snijkopvermogen ten opzichte van het totaal geïnstalleerd vermogen. ............................14 Grafiek 2 – Totaal pompvermogen ten opzichte van het totaal geïnstalleerd vermogen. .....................16 Grafiek 3 – Snijkopvermogen ten opzichte van het totale pompvermogen. ........................................17 Grafiek 4 – Zijliervermogen ten opzichte van het snijkopvermogen. ..................................................18 Grafiek 5 – Nominale trekkracht zijlier ten opzichte van het snijkopvermogen. ..................................19 Grafiek 6 – Laddergewicht ten opzichte van het snijkopvermogen. ...................................................20 Grafiek 7 – Lightship weight ten opzichte van het snijkopvermogen. ................................................21 Grafiek 8 – Waardenorm & gemiddelde leeftijd van de snijkopzuigervloot per bedrijf ..........................24 Grafiek 9 – Percentage nieuw gebouwde snijkopzuigers incl. de waardenormen per decennia............25 Grafiek 10 – Totaal getenderde hoeveelheden per snijkopzuiger klasse............................................27 Grafiek 11 – Aantal tenders en de getenderde hoeveelheden voor de klassen CDL&CDX...................27 Grafiek 12 – Hoeveelheden per grondsoort voor CDL&CDX klassen snijkopzuigers............................29 Grafiek 13 – Getenderde hoeveelheden ten opzichte van maximale persafstanden. ...........................30 Grafiek 14 – Getenderde hoeveelheden ten opzichte van maximale baggerdiepten. ...........................32 Grafiek 15 – Verdeling getenderde hoeveelheden per regio voor de CDL&CDX klasse. .......................33 Grafiek 16 – Kritieke snelheden volgens MTI-Holland voor Ø900 leiding en Cvd = 20%........................39 Grafiek 17 – Productiekosten voor concurrerende snijkopzuigers. ...................................................41 Grafiek 18 – Gemodificeerd model in stroming (V= 2,4m/s, starthoek 72,52º en T0= 369,18kN). ........60


70


Literatuurlijst Berg, C.H. van den, Pipelines as transportation systems. MTI-Holland, 1998 Bray, R.N., et al., Dredging a handbook for Engineers (Second Edition). Oxford: ButterworthHeinemann, 2001. Caney, R.W., Reynolds, J.E., Reed’s marine distance tables. Surray: Thomas Reed Publications, 1992. Chakrabarti, S.K., Publications, 1987.

Hydronamics

of

offshore

structures.

Boston:

Computational

Mechanics

Elshof, H.L.J., Boer, J. de, Trends scheepsafmetingen 2020. Rotterdam: Lloyd’s Register Management Services, 1998. Faltinsen, O.M., Sea loads on ships and offshore structures. Melbourne: Cambridge University Press, 1995. Gätje, H., The determination of functional inter-relationships of selected parameters for cutter suction dredgers with the aid of statistical methods. Berlijn: Technical University of Berlin, 1980. Journée, J.M.J., Massie, W.W., Offshore Hydromechanics. Delft, 2001. Matousek, V., Hydraulic transport as one of the dredging processes. Delft, 1999. OPL, Dredgers of the World. Houston: Dayton’s Publishing Limited & OPL, 1999. Schareman, G., Financieel beheer op universiteiten. Delft: Universitaire Pers, 1994. VGBouw, Kostennormen voor aannemersmaterieel (11e druk). Alphen aan den Rijn: Samsom Bedrijfsinformatie, 1995. VBKO, Voortgezette Opleiding Uitvoering Baggerwerken. Den Haag: Drukkerij Smits, 1998.

Gebruikte software: CurveExpert 1.3, Daniel Hyams, 1997, http://www.ebicom.net/~dhyams/cvxpt.htm Flexcom-3D versie 6.1, MCS International, http://www.mcs-international.com MS Excel 97, Microsoft, http://www.microsoft.com MS PowerPoint 97, Microsoft, http://www.microsoft.com MS Project 97, Microsoft, http://www.microsoft.com MS Word 97, Microsoft, http://www.microsoft.com


71

Bijlagen index

Benoeming


Bijlage 01

- Overzicht alle snijkopzuigers met snijkopvermogens > 1.000 kW

blz. 05

Bijlage 02a

- Overzicht specificaties snijkopzuigers Boskalis

blz. 07

Bijlage 02b

- Overzicht specificaties snijkopzuigers Boskalis (vervolg)

blz. 07

Bijlage 3a

- Overzicht specificaties snijkopzuigers Ballast Ham Dredging

blz. 08

Bijlage 3b

- Overzicht specificaties snijkopzuigers Ballast Ham Dredging (vervolg)

blz. 08

Bijlage 04

- Overzicht specificaties snijkopzuigers Van Oord ACZ

blz. 08

Bijlage 05

- Overzicht specificaties snijkopzuigers Jan de Nul

blz. 09

Bijlage 06

- Overzicht specificaties snijkopzuigers Dredging, Enviromental and Marine Engineering

blz. 10

Bijlage 07

- Overzicht specificaties snijkopzuigers National Marine Dredging Company

blz. 11

Bijlage 08

- Overzicht specificaties snijkopzuigers Suez Canal Authority

blz. 12

Bijlage 9a

- Overzicht specificaties snijkopzuigers Penta Ocean

blz. 12

Bijlage 9b

- Overzicht specificaties snijkopzuigers Penta Ocean (vervolg)

blz. 12

Bijlage 10

- Overzicht specificaties snijkopzuigers Great Lakes Dredge & Dock Company

blz. 12

Bijlage 11

- Zijliervermogen ten opzichte van de zijlier trekkracht x verhaalsnelheid

blz. 19

Bijlage 12

- Waardenormen stationaire snijkopzuigers met klasse

blz. 23

Bijlage 13

- Bepaling Onderhoud en Reparatie percentage voor stationaire snijkopzuigers met klasse

blz. 23

Bijlage 14

- Waardenormen zelfvarende snijkopzuigers met certificaat van deugdelijkheid

blz. 24

Bijlage 15

- Grafieken van de getenderde hoeveelheden van de CDL en CDX klasse afzonderlijk

blz. 27

Bijlage 16

- Grafiek van de Getenderde hoeveelheden ten opzichte van de persafstanden on-site

blz. 29

Bijlage 17

- Overzichtskaart regioverdeling op basis van geografische ligging

blz. 31

Bijlage 18

- Overzicht getenderde hoeveelheden per regio voor CDL en CDX klasse afzonderlijk

blz. 31

Bijlage 19

- Overzicht vaarafstanden zelfvarende snijkopzuigers van Boskalis

blz. 32

Bijlage 20

- Overzicht getenderde hoeveelheden per grondsoort voor AMO&SAS en alle regio’s

blz. 33

Bijlage 21

- Overzicht getenderde hoeveelheden per persafstand voor AMO&SAS en alle regio’s

blz. 33

Bijlage 22

- Overzicht getenderde hoeveelheden per baggerdiepte voor AMO&SAS en alle regio’s

blz. 33

Bijlage 23

- Berekening kritieke snelheid en leidingweerstand

blz. 37

Bijlage 24

- Grafiek voor bepaling modificatie factor

blz. 38

Bijlage 25

- Tabel stroming regiems en beschrijving

blz. 50

Bijlage 26

- Uitvoerscherm huidig rekenmodel

blz. 55

Bijlage 27

- Uitvoerscherm gemodificeerd rekenmodel

blz. 57

Bijlage 28

- Eigenschappen pijpelementen

blz. 59

Bijlage 29

- Eigenschappen puntboeien (pontons)

blz. 59

Bijlage 30

- Flexcom model en resultaten pontonleiding loodrecht aangestroomd

blz. 60

Bijlage 31

- Flexcom model en resultaten pontonleiding schuin aangestroomd

blz. 61

Bijlage 32

- Flexcom model en resultaten pontonleiding loodrecht aangestroomd + golfwerking

blz. 62

Bijlage 33

- Eigenschappen ankerdraden

blz. 62

Bijlage 34

- Flexcom model en resultaten pontonleiding met ankerdraden loodrecht aangestroomd

blz. 63

Bijlage 35

- Flexcom model en resultaten pontonleiding met ankerdraden schuin aangestroomd

blz. 64

Bijlage 36

- Eigenschappen rubberleiding

blz. 65


72


Bijlage 37

- Flexcom model en resultaten rubberleiding loodrecht aangestroomd


blz. 65

73

Deel I - Systeem ontwerp grote snijkopzuiger... 2

Recommend Documents