Study of the functional design of a floating offshore breakwater

Study of the functional design of a floating offshore
breakwater
Karen Merlevede

Promotor: prof. dr. ir. Peter Troch
Begeleiders: ir. Vicky Stratigaki, Piet Haerens (IMDC)
Masterproef ingediend tot het behalen van de academische graad van
Master in de ingenieurswetenschappen: bouwkunde

Vakgroep Civiele Techniek
Voorzitter: prof. dr. ir. Julien De Rouck
Faculteit Ingenieurswetenschappen en Architectuur
Academiejaar 2011-2012



Study of the functional design of a floating offshore
breakwater
Karen Merlevede

Promotor: prof. dr. ir. Peter Troch
Begeleiders: ir. Vicky Stratigaki, Piet Haerens (IMDC)
Masterproef ingediend tot het behalen van de academische graad van
Master in de ingenieurswetenschappen: bouwkunde

Vakgroep Civiele Techniek
Voorzitter: prof. dr. ir. Julien De Rouck
Faculteit Ingenieurswetenschappen en Architectuur
Academiejaar 2011-2012

A good traveler has no fixed plans,
and is not intent on arriving.
- Lao Tzu

i


Dankwoord
Als eerste wil ik graag mijn begeleider, Piet Haerens, bedanken voor het aanreiken van dit
onderwerp. Natuurlijk heb ik van tijd tot tijd zitten vloeken op het concept ’thesissen’, maar
ik mag mij gelukkig prijzen dat ik het steeds een boeiend thema ben blijven vinden! Verder
wil ik ook mijn promotor, Peter Troch, bedanken voor de begeleiding aan de start van het
academiejaar. Dankzij hen kon ik een vlotte start maken, wat ervoor gezorgd heeft dat die
typische laatste thesis stress mij bespaard gebleven is, OEF! Peter Mercelis wil ik graag bedanken voor zijn begeleiding tijdens de dagen die ik op IMDC doorbracht en het nalezen van de
hele boel, Joris Rooseleer voor de input in verband met het verankeringssysteem en Phillipe
de Schoesitter voor de aangename babbels op IMDC en de info over moonpools ed. Evert
Lataire wil ik bedanken om mij als bouwkundig studentje in te leiden in een stukje van de
maritieme wereld. Verder wil de belangrijkste mensen in mijn leven bedanken, mijn familie. In
het bijzonder mijn ouders, voor hun onvoorwaardelijke steun en omdat ze mij de kans hebben
gegeven om burgerlijk te gaan studeren. Mijn zus, Anne, voor het tussen-thesis-door-tripje
en de vele tips over maritieme toepassingen, Torretje, voor de uitleg over verankeringen, mijn
broer Stijn, voor de fietstelefoontjes! Ook bedankt aan de BWC, het waren aangename middagen op de magnel. Ann sorry als ik je gefrustreerd heb door teveel snipperdagen te nemen!
Verder wil ik ook een zot leuk mannetje bedanken, Wally! Danku om altijd te luisteren naar
mijn ’zottigheid’, ik ben blij dat je onder mij woont! Djanxke, bedankt om zo geduldig te zijn.
Dat kan niet altijd even gemakkelijk zijn, maar voor familie heb je natuurlijk wel iets over!
And last but not least, wil ik mijn partner in crime, Bo, bedanken omdat we samen altijd
zulke goede mopjes en plannen maken. Ooit gaan we de nacho’s terugvinden!

Copyright
The author gives permission to make this master dissertation available for consultation and

to copy parts of this master dissertation for personal use. In the case of any other use, the
limitations of the copyright have to be respected, in particular with regard to the obligation
to state expressly the source when quoting results from this master dissertation.

ii


Study of the functional design
of a floating offshore breakwater
by
Karen Merlevede
Master dissertation submitted in order to obtain the academic degree of
Master of Civil Engineering (major Water and Transportation)
Head supervisor: Prof. Dr. Ir. P. Troch
Supervisor: Ir. P. Haerens
Department of Civil Engineering
Head of department: Prof. Dr. Ir. J. De Rouck
Faculty of Engineering
Ghent University
Academic year: 2011–2012

Summary
These days, green energy is getting more and more attention in our society, and with this, the
construction of offshore wind farms is gaining interest. With the development of these farms,
a need for constant maintenance is created. This means a constant presence of maintenance
vessels, crew boats, and equipment in the wind farm area will be necessary. In view of this,
it is interesting to investigate the concept of an offshore shelter location. This location would
have two main functionalities: a sheltering location for the vessels, and a logistic function.
One solution to this problem could be the creation of an offshore harbour based on floating
breakwaters (FB). This option is investigated in this dissertation.

The starting point of this report is the determination of the hydraulic and structural boundary
conditions. Hydraulic boundary conditions were obtained by analyzing time series of measured
wave heights and directions, provided by IMDC. Structural boundary conditions were determined based on the new offshore support vessel presented by Offshore Wind Assistance N.V.
(OWA).
After these boundary conditions are defined, a preliminary design, based on previous research,
is made. This preliminary design is then modeled in MILDwave software, which lead to an
optimization of the FB length, and a study of different FB layouts.
Since the motions of the FB need to be limited to assure safe working conditions, a motion
analysis is performed using AQUA+ software. From this it will become clear that there will
be a problem regarding the limitations of these motions. In view of these findings, the design
of a heave FB is proposed.
Keywords: floating breakwater, offshore wind farms, offshore harbour, heave floating breakwater
iii


Study of the functional design of a floating offshore
breakwater
Karen Merlevede
Supervisor(s): Peter Troch, Piet Haerens
Abstract— This article discusses a theoretical approach in the design of
an offshore floating breakwater (FB). The choice of hydraulic and structural boundary conditions is discussed, after which a preliminary design is
made. This design is then optimized using MILDwave software. A motion
analysis is performed with AQUA+ software. Finally, a design for a heave
floating breakwater is proposed.
Keywords— floating breakwater, offshore wind farms, offshore harbour,
heave floating breakwater

I

in the the design of the mooring system and are therefore only

determined for case 2 conditions.
TABLE I: Hydraulic boundaries

Hdes
Tdes
Waterlevel
Wind speed
Current speeds
Return period

I NTRODUCTION

OWADAYS , green energy is getting more and more attention in our society. The European directive 2009/28/EC [1]
states that Belgium needs to obtain 13% of the electricity consumption from renewable energy sources by 2020. To accomplish this, the installation of offshore wind farms (OWF) is gaining interest. With the development of these offshore wind farms,
a need for constant maintenance is created. This means a constant presence of maintenance vessels, crew boats, and equipment in the wind farm area will be necessary. In view of this,
it is interesting to investigate the concept of an offshore shelter
location. This location would have two main functionalities: a
sheltering location for the vessels, and a logistic function. One
solution to this problem could be the creation of an offshore harbour based on floating breakwaters (FB).

N

II

H YDRAULIC BOUNDARY CONDITIONS

Time series of registered wave heights and directions over a
period of 20 years have been provided by IMDC. By constructing several JAVA tools, this data was analyzed using ACES software, and afterwards presented graphically in excel. The boundary conditions will be determined for two cases.
• Case 1: working conditions, for which 95% workability in
normal weather conditions is intended in this design. These

boundary conditions will be used for the preliminary design and
the motion analysis. It is noted that case 1 circumstances also assume that waves incident perpendicular to the longitudinal axis
of the FB. The design wave height and period are different for
each direction. However, it is seen that most waves are coming
from the SW direction, which is why the FB will be oriented perpendicular to this direction. The design wave height and period
for case 1 circumstances will be those of the SW direction. In
the analysis of possible FB layouts, the individual wave heights
and periods per direction will be taken into account.
• Case 2: a storm with a return period of 50 years, used for the
design of the mooring system.
Table I summarizs the applied hydraulic boundaries both case
1 and 2. Water level, wind and current speed are only important
K. Merlevede is with the Civil Engineering Department, Ghent University
(UGent), Gent, Belgium. E-mail: .

III
III-A

Case 1
2,5 m
9s
-

Case 2
5,0 m
10 s
6,25 m TAW
25 m/s
1 m/s
50 y

S TRUCTURAL BOUNDARY CONDITIONS

Design vessel

In [2], a new Offshore Wind Assistance (OWA) support vessel
is presented. This vessel will not only be used for crew transfer,
but also for seabed survey, scour monitoring and cable inspection, etc. It has a beam over all of 10,04 m, a length over all
of 25,75 m, and a draught of 1,75 m. The preliminary design
will be influenced by the design vessel in length. It will be assumed that only one OWA vessel will be mooring at the floating
breakwater, and that this requires a minimum length of 50 m.
III-B

Safe working criteria

The criteria to ensure safe working conditions are listed here.
The waves on the lee side of the structure need to be attenuated to 1 m to ensure a sheltering environment [3]. The directional maximum value of C can be determined by dividing 1 m
by the directional design wave height.
• The heave motion needs to be limited to 1m, the roll motion
to 5° and the pitch motion to 1° [4].
3
• The wave overtopping needs to be limited to 0,01 m /m/s
[5].
•

IV

P RELIMINARY D ESIGN

The preliminary design will be based on case 1 boundary

conditions. Two processes of energy transportation are important for the preliminary design: diffraction and transmission.
Diffraction considerations will lead to an optimal length, while
transmission will lead to an optimal width/draught ratio.
IV-A

Diffraction

Diffraction can be quantified using Wiegel diagrams [6].
However, these are developed for semi-infinite breakwaters. In
this case of an offshore floating breakwater, the gap method
as described in the Shore Protection Manual [7] is applicable.


Using this method, it can be determined that the minimum FB
length will be 225mm.
IV-B Transmission
[8], [9], [10], and [11] developed approaches to quantify the
transmssion process. These approaches are applied to testcases
by [12], [13], and [14]. From this it is found that the equation
by [11] provides the most accurate results. The transmission
according to [11] is given by
Ct =

gT 2 sinh(k(d − D))
2π 2 (W + d tanh(3, 5 D
d )) cosh(kd)

(1)

Using this equation, and assuming an initial width of 40 m,

leads to a minimum draught of 8 m.
IV-C

VI-C

Overtopping

The mechanism of overtopping will determine the necessary
freeboard of the structure. Using equations proposed by [15] and
the limitations for overtopping discharge leads to a minimum
freeboard of 4 m.
V

MILDWAVE M ODEL

MILDwave [16] is a wave propagation model based on the
depth-integrated mild-slope equations of [17].
To model an object in the wave field, the cells are assigned a
certain absorption coefficient (S). This coefficient ranges from
zero to one; zero meaning the cell consists out of water, and
one meaning the cell is fully reflective and does not absorb any
energy. The difficulty is that MILDwave does not offer a specific
input for floating objects. [18] studied the layout of a farm of
floating wave energy converters (WEC) using MILDwave, and
found that the best way to model a floating object is to assign a
linearly varying S over the width of the structure. This approach
is verified by applying this technique to the same testcases that
were used to determine the best applicable equation.
VI

why L/150/100 is studied. This layout suffices for the same directions as the L/150/150, except for the north. Again, it is seen
that C is well beneath the maximum allowable value for SSE-W
directions. This is why the last L-shape modeled is L/100/100.
In this case, the FB is efficient for waves coming from the SSWNWN segment. However, waves coming from the first quadrant
are not attenuated sufficiently. This is why the U-shaped FB will
be studied in the next section.
In every L-shaped layout, problems with reflecting waves are
present. This is the case when waves are attacking the leeward
side of the structure. The reflection decreases when reducing the
length of the legs. The asymmetrical layout showed the most
negative reflection properties. Generally, the L/100/100 layout
was found to be the most satisfying.
U-shaped FB

The final layout modeled, is a U-shaped FB of which the parallel sides measure 100 m, and the connecting side 155 m. This
layout offers sufficient attenuation for waves coming from the
SW to the NE. However, for waves coming from the south, the
attenuation is significantly lower that in the case of an L-shape.
This is because the waves are reflected inside the U-shape, amplifying the resulting wave heights. For waves coming from the
SSE, SE, and ESE, the resulting wave heights are even higher
than the incoming wave heights. A comparison between the
beam shaped FB, the U-shaped FB and the L/100/100 configuration is shown in figure 1.

S TUDY OF THE LAYOUT USING MILDWAVE

Three types of FB layout will be modeled in MILDwave. A
beam shape, an L shape, and a U shape.
VI-A Beam shaped FB
The beam shaped structure is oriented perpendicular to the
SW direction, where most waves are coming from. The results

show that the length of the FB can be reduced to 150 m.

Fig. 1: Comparison between the beam shaped FB, L/100/100, and U-shaped FB

VI-B L-shaped FB
Since the fourth quadrant on the wind rose also produces relatively high waves, an L-shape is the subject of this section.
Three types in particular are studied: L/150/150, L/150/100, and
L/100/100. The first number stands for the length of the side
perpendicular to the SW, while the second number is the length
of the leg perpendicular to the NW. The L/150/150 layout attenuates waves coming from the SSE-N segment sufficiently. It is
noticed that the attenuation coefficient, C, is often only half of
the maximum allowable value for the SW-N segment. This is

This figure shows that the directions of sufficient attenuation
and the directions for which C exceeds one are different for each
layout. It is found that the wave amplifying directions in the case
of L/100/100 are more harmful than in the case of the U-shaped
FB, because the incoming waves are smaller in the latter case.
Nonetheless, this reflection is to be damped as much as possible,
for example by adding wave absorbing structures on the leeward
side of the structures. Extensive theoretical and experimental
research on this topic is recommended.


VII

M OTION A NALYSIS

VIII-B

The motions of the FB need to be limited. [4] states that three
motions in particular have to be studied: heave, roll, and pitch.
The period of resonance of floating bodies for these motions is
usually found somewhere between 5 s and 20 s, an interval that
also contains the design wave periods.
The motion analysis is performed using AQUA+ software, and
results in Response Amplitude Operators, or RAO’s. They are
defined by [19]
Response(t) = (RAO)η(t)

(2)

where η(t) is the wave profile as a function of time, t. The
calculations were performed for different wave incidences: 0°;
22,5°; 45°; 67,5°; and 90°. The results of this analysis are listed
here.
• The maximum heave RAO amplitude equals 1,61 m/m for a
wave period of 10 s; case 1 conditions will result in a heave
motion of 4 m,
• the maximum pitch RAO amplitude equals 1,18 °/m for a
wave period of 10 s; case 1 conditions will result in a pitch motion of 2,95°,
• the maximum roll RAO amplitude equals 2,2 °/m for a wave
period of 9 s; case 1 conditions will result in a roll motion of
5,5°.
None of these motions fall within the limits proposed by [4].
A mooring line anchoring system will not be able to restrain
these motions sufficiently. Reducing the motions is possible by
changing the FB layout, adding a moonpool, or adding a skirt.
Furthermore, the mooring system can be designed in such a way
that the motions can be restrained. Two possible alternatives are

proposed: a tension leg mooring system, and a heave FB. The
latter will be researched extensively in the next section.
VIII

H EAVE F LOATING B REAKWATER

[12] performed research on this type of FB, and compared it
to a regular fixed breakwater. According to his research a heave
FB will always be more efficient than the fixed type because of
the extra damping by the heave motion itself, causing additional
loss of wave energy. In this section, the piles will be designed to
make sure their dimensions are realistic. First the forces acting
on the FB and the piles need to be determined. In both cases
these are forces due to wind, current and waves.
VIII-A Forces acting on the floating breakwater
VIII-A.1

Wind and current

Wind and current forces are calculated using the approach described in [20]. This leads to a wind force of 485 kN and a current force of 1 231 kN. The approximating points of application
are 38,25 m and 32,25 m above the sea bed, respectively.
VIII-A.2

The pile diameter is assumed to be 4,5m.
VIII-B.1 Wind and current
Wind and current forces are again calculated using the approach in [20]. This leads to a wind force of 91 kN and a current
force of 263 kN.
VIII-B.2 Wave forces
According to [22], wave forces on piles can be calculated using the Morison equation. This leads to a total wave force of
1 323 kN, with a point of application of 19,70 m above the sea

bed.
VIII-C

Pile design

Assuming 6 piles are present in the design of the heave FB,
means each pile will take on 1/6 of the total force acting on the
FB itself. The total bending moment for one pile at the sea bed
equals 573 839 kNm.
VIII-C.1 Wall thickness
Using the approach described in [23] a wall thickness of
0,08 m can be determined.
VIII-C.2 Penetration depth
In [23] methods of Vandepitte [24] are described to determine
the penetration depth. Following this approach leads to a minimum depth of 28 m below the sea bed.
VIII-C.3 Pile length
The total pile length consist out of the penetration depth, the
water depth, and the extreme water level. This leads to a total
length of 68,25 m.
VIII-C.4 Results
The design for the heave floating breakwater is shown in figure 2.
IX

C ONCLUSIONS AND R ECOMMENDATIONS

In this text, a design is proposed for a heave FB. Although
roll and pitch motions are restrained in this concept, the heave
motion is not. A system will need to be designed to allow safe
mooring at the FB, despite these up- and downward motions.
Alternatively research can be done on how to restrain the heave

motion completely.
Wave basin experiments are strongly advised, since the approach in this text is purely theoretical. Only experimental observations can map the behaviour of different layouts, wave incidences, etc.

Wave forces

Wave forces are calculated by the Froude-Krylov theory as
described in [19]. However these equations are only valid
for fully submerged objects, which leads to an overestimation.
The approach by Goda [21] delivers a more realistic result,
93 949 kN, with a point of application of 34,16 m above the sea
bed.

Forces acting on the piles

R EFERENCES
[1]
[2]
[3]
[4]

European Parliament and Council, “Directive 2009/28/ec of the european
parliamant and of the council,” Official Journal of the European Union,
pp. 16 – 61, April 2009.
the GeoSea Newsflash, “Owa fast crew transfer vessel,” Stan Messemaekers, p. 11, 2011.
J. De Rouck, Zee- en Havenbouw, Universiteit Gent, 2011.
Pianc, “Criteria for movements of moored ships in harbours,” Supplement
to bulletin n° 88, 1995.


[23] L. De Vos, Optimalisation of scour protection design for monopiles and

quantification of wave run-up, Ph.D. thesis, Universiteit Gent, 2008.
[24] D. Vandepitte, Berekeningen van constructies, Universiteit Gent, 1979.

=2

Fig. 2: Heave Floating Breakwater

[5]

[6]
[7]
[8]
[9]
[10]
[11]
[12]
[13]
[14]
[15]
[16]
[17]
[18]
[19]
[20]
[21]
[22]

T Pullen, NWH Allsop, T Bruce, A Kortenhaus, H Sch¨uttrumpf, and
JW van der Meer, “Wave overtopping of sea defences and related structures: Assessment manual,” Die K¨uste: Archive for research and technology on the north sea and baltic coast, 2007.
R.L. Wiegel, “Diffraction of waves by semi-infinite breakwaters,” Journal

of Hydraulic Div., 1962.
Corps of Engineers US Army, Shore Protection Manual, Coastal Engineering Research Center, 1984.
E.O. Macagno, “Experimental study of the effects of the passage of a wave
beneath an obstacle,” Proceedings of Acad´emie des Sciences, Paris, 1953.
D.B. Jones, “Transportable breakwater - a survey of concepts,” Naval
Civil Engineering Laboratory, 1971.
J.J. Stoker, Water waves. The mathetmatical theory with applications, Interscience Publishers New York, 1957.
H Wagner, A G¨otz, R Reinsch, and HJ Kaiser, “Schwimmende wellenbrecher im einsatz in einem tagenbaurestsee mitteldeutschlands,” Binnenschifffahrt ZfB, 2011.
E Tolba, Behaviour of Floating Breakwaters under Wave Action, Ph.D.
thesis, Bergische Unversit¨at, 1999.
E K Koutandos and C Koutitas, “Floating breakwater response to wave action using a boussinesq model coupled with a 2dv elliptic solver,” Journal
of Waterway, Port, Coastal and Ocean Engineering, pp. 243–255, 2004.
T Nakamura, N Mizutani, N Hur, and D S Kim, “A study of the layout of
floating breakwater units,” in proceedings of The International Offshore
and Polar Engineers Conference, 2003.
C Franco and L Franco, “Overtopping formulas for caisson breakwaters
with nonbreaking 3d waves,” Journal of waterway, port, coastal and ocean
engineering, pp. 98–108, march/april 1999.
P Troch, V Stratigaky, and L Baelus, “Reference manual of mildwave,”
2011.
AC Radder and MW Dingemans, “Canonical equations for almost periodic, weakly nonlinear gravity waves.,” Wave motion, pp. 473–485, 1985.
Charlotte Beels, Optimization of the Lay-Out of a Farm of Wave Energy
Converters in the North Sea, Ph.D. thesis, Ghent University, 2010.
S.K. Chakrabarti, Hydrodynamics of Offshore Structures, WIT Press,
1987.
Pianc, “Floating breakwaters, a practical guide for design and construction,” Supplement to bulletin n° 85, 1994.
Y Goda, Random Seas and the Design of Maritime Structures, World
Scientific Publishing Company, 2000.
J. De Rouck, Offshore constructions, Universiteit Gent, 2011.

Studie van het functioneel ontwerp van een
drijvende offshore golfbreker
Karen Merlevede
Supervisor(s): Peter Troch, Piet Haerens
Abstract—Dit artikel bespreekt het theoretisch ontwerp van een offshore
drijvende golfbreker (ENG: floating breakwater (FB)). De keuze voor hydraulische en structurele randvoorwaarden wordt besproken, waarna een
voorontwerp gemaakt wordt. Dit ontwerp wordt dan geoptimaliseerd met
behulp van MILDwave software. Een bewegingsanalyse wordt uitgevoerd
met behulp van AQUA+ software. Uiteindelijk wordt een finaal ontwerp
voor een heave floating breakwater voorgesteld.
Keywords— drijvende golfbreker, offshore windmolenparken, offshore
haven, heave floating breakwater

I

Tabel I vat de randvoorwaarden voor case 1 en 2 samen. Water niveau, wind- en stroomsnelheid zijn enkel belangrijk in het
ontwerp van de verankering en worden dan ook niet bepaald
voor case 1.
TABLE I: Hydraulische randvoorwaarden

Hdes
Tdes
Waterniveau
Windsnelheid
Stroomsnelheid
Retourperiode

I NLEIDING

EZER dagen is groene energie niet meer weg te denken
uit onze maatschappij. De Europese richtlijn 2009/28/EC
stelt dat Belgi¨e 13% van zijn energieconsumptie uit hernieuwbare bronnen moet halen tegen 2020 [1]. Het is niet verwonderlijk dat offshore windmolenparken meer en meer interesse
opwekken. De ontwikkeling van deze parken, brengt een constante nood aan onderhoud met zich mee. In dit opzicht kan het
interessant zijn om offshore een schuilhaven te voorzien. Deze
kan meteen ook een logistieke functie hebben. Een mogelijke
oplossing voor dit vraagstuk is de aanleg van een offshore drijvende golfbreker waaraan de schepen kunnen afmeren.

D

II

H YDRAULISCHE RANDVOORWAARDEN

Tijdreeksen van geregistreerde golfhoogtes en -richtingen
over een periode van 20 jaar werden aangereikt door IMDC.
Deze data werd geordend door middel van verschillende tools,
geprogrammeerd in JAVA, waarna ze geanalyseerd werd in
ACES. De randvoorwaarden worden bepaald voor twee specifieke gevallen.
• Case 1: werkomstandigheden, waarbij 95% werkbaarheid
wordt beoogd in normale weersomstandigheden. Deze randvoorwaarden zullen gebruikt worden bij het voorontwerp van
de FB, en de bewegingsanalyse. Hierbij wordt opgemerkt dat
case 1 omstandigheden overeenkomen met het geval waarbij
golven loodrecht op de langse as van de FB invallen. De ontwerpgolfhoogte en -periode zijn verschillend voor elke richting,
maar omdat in de golfanalyse opgemerkt werd dat de meeste
golven uit de ZW richting komen, wordt de golfbreker loodrecht op deze richting georienteerd. Daarom zijn voor case 1 de
ontwerpgolfhoogte en -periode voor deze richting aangenomen.
In de analyse van de FB layout (zie verder), wordt echter rekening gehouden met de ontwerpgolfhoogte en -periode voor elke
richting afzonderlijk.
• Case 2: extreme weersomstandigheden, een storm met retourperiode 50 jaar, gebruikt voor het ontwerp van de verankeringen

K. Merlevede, Civil Engineering Department, Ghent University (UGent),
Gent, Belgium. E-mail: .

III
III-A

Case 1
2,5 m
9s
-

Case 2
5,0 m
10 s
6,25 m TAW
25 m/s
1 m/s
50 j

S TRUCTURELE RANDVOORWAARDEN

Ontwerpschip

In [2], wordt een nieuw onderhoudsschip voorgesteld, ontwikkeld door OWA (Offshore Wind Assistance). Dit schip zal
instaan voor crew transfers, zeebodem inspectie, erosie inspectie, kabel inspectie, enz. Het heeft een LOA van 25,75 m, BOA
van 10,04 m, en een diepgang van 1,75 m. Het voorontwerp
wordt be¨ınvloed door het ontwerpschip in die zin dat er een minimale lengte zal vereist zijn om het schip veilig te laten afmeren.
Deze minimale lengte wordt hier vastgelegd op 50 m.
III-B

Veiligheidscriteria

De criteria die veilige werkomstandigheden waarborgen worden hieronder weergegeven.
• De golven aan de leizijde van de constructie moeten gedempt
worden tot 1 m om een veilig golfklimaat te cre¨eren [3],
afhankelijk van de ontwerpgolfhoogte per richting zal zo de
dempingscoefficient C kunnen bepaald worden als de verhouding tussen 1 m en deze directionele ontwerpgolfhoogte,
• het dompen moet beperkt worden tot 1 m, rollen tot 5° en
stampen tot 1° [4],
3
• golfovertopping moet beperkt worden tot 0,01 m /m/s [5].
IV

VOORONTWERP

Het voorontwerp wordt gemaakt op basis van case 1 randvoorwaarden. Twee processen van energieoverdracht zijn hier
van belang; diffractie en transmissie. De diffractie zal een optimale lengte van de FB bepalen, terwijl transmissie resulteert in
een optimale breedte/diepgang verhouding.


IV-A Diffractie

VI-B

Het diffractiefenomeen kan in kaart gebracht worden aan de
hand van Wiegel diagrammen [6]. Omdat deze ontwikkeld
zijn voor half oneindige golfbrekers, wordt de ’gap methode’
toegepast voor offshore golfbrekers die beschreven wordt in de
Shore Protection Manual [7]. Hiermee kan een minimale lengte
bepaald worden van 225 m.

Gezien het vierde kwadrant van de windroos ook relatief hoge
golven voortbrengt, wordt een L-vorm bestudeerd. In het bijzonder worden drie types onderzocht: L/150/150, L/150/100 en
L/100/100. Hierbij staat het eerste getal steeds voor de lengte
van de zijde loodrecht op het ZW, en het tweede voor de zijde loodrecht op het NW. De L/150/150 configuratie dempt golven uit het segment ZZO-N voldoende. Er wordt ook opgemerkt dat de dempingsco¨effici¨ent voor het segment ZW-N vaak
slechts de helft bedraagt van de maximaal toeglaten waarden.
Daarom wordt L/150/100 gemodelleerd. Deze layout volstaat
voor dezelfde richtingen als de L/150/150, met uitzondering van
het noorden. Het is opnieuw duidelijk dat C zich onder de maximaal toegelaten waarde bevindt voor de richtingen ZZO-W.
Daarom wordt als laatste L-vorm gekozen voor L/100/100. In
dit geval is de FB efficient voor golven uit het ZZO-NWN segment. Golven uit de noord-oostelijke richtingen worden echter
niet voldoende gedempt, waardoor een U-vorm gemodelleerd
zal worden in een latere fase.
In elke vorm zijn problemen met reflectie zichtbaar als golven
invallen op de lijzijde van de structuur. Er wordt wel opgemerkt
dat de reflectie afneemt als de lengte van de benen daalt in de
symmetrische configuraties. De asymmetrische layout zal de
meest negatieve reflectie opleveren. Algemeen gezien wordt de
L/100/100 layout het meest bevredigend bevonden. De richtingen waarvoor de golven voldoende gedempt worden komen min
of meer overeen met L/150/150, en de reflectie is ook lager.

IV-B Transmissie
[8], [9], [10] en [11] ontwikkelden methodes voor het
fenomeen van transmissie. Door deze aanpakken toe te passen
op een aantal testcases ([12], [13] en [14]), gekozen omwille van
hun gelijkaardige hydraulische randvoorwaarden, kan bepaald
worden welke formule het meest van toepassing is in dit geval.
Er wordt besloten dat de formule door [11] het meest van
toepassing zal zijn. De transmissie wordt dan beschreven door
Ct =

gT 2 sinh(k(d − D))
2π 2 (W + d tanh(3, 5 D
d )) cosh(kd)

(1)

Aan de hand van deze formule, en een breedte van 40 m
vooropstellend, wordt een minimum diepgang berekend van
8 m.
IV-C

Overtopping

Overtopping bepaalt de vrijboord van de constructie. Gebruik
makend van de vergelijkingen opgesteld door [15] en de limieten opgesteld door [5], wordt een minimum vrijboord gevonden van 4 m.
V

MILDWAVE M ODEL

MILDwave [16] is een golfvoortplantingsmodel gebaseerd
op de diepte-ge¨ıntegreerde mild-slope vergelijkingen van [17].
Om een object in het golfveld te modelleren wordt er aan de
cellen een bepaalde absorptieco¨efficient (S) toegekend. Deze
kan gaan van 0 tot 1, waarbij 0 staat voor een watercel en 1
voor een volledig reflectieve cel. Er bestaat echter geen eenduidige manier om drijvende objecten te modelleren in MILDwave. [18] bestudeerde hoe een wave energy convertor (WEC)
gemodelleerd kan worden door experimentele testen te vergelijken met MILDwave output. Haar bevindingen tonen dat het
lineair laten vari¨eren van S de beste methode is in het geval
van WEC. Deze aanpak wordt gestaafd door het modelleren van
dezelfde testcases die gebruikt werken om de ontwerpformule

voor tranmissie te bepalen.
VI

VI-C

L-vorm

U-vorm

Als laatste layout wordt een U-vorm bestudeerd waarvan
de evenwijdige benen 100 m meten, en de verbindende zijde
155 m. Deze structuur biedt voldoende bescherming tegen golven komend uit het ZW tot het NO. Echter, voor golven uit het
zuiden zal de demping aanzienlijk lager zijn dan in het geval
van een L-vorm. Dit komt doordat de golven binnen in de Uvorm gereflecteerd worden, waardoor een onrustig golfklimaat
ontstaat. Voor golven komend uit het ZZO, ZO en OZO zijn de
resulterende golfhoogtes groter dan de invallende. Een vergelijking tussen deze U-vorm en de L/100/100 vorm wordt getoont
in figuur 1.

S TUDIE VAN DE LAYOUT AAN DE HAND VAN
MILDWAVE

Drie mogelijkheden voor de FB layout zullen gemodelleerd
worden in MILDwave: een balkvorm, een L-vorm en een Uvorm.
VI-A Balkvorm
Het voorontwerp wordt loodrecht op het ZW gemodelleerd,
gezien de meeste golven uit deze richting komen. De resultaten
tonen aan dat de lengte van de balkvorm gereduceerd kan worden tot 150 m.

Fig. 1: Vergelijking tussen L/100/100 en de U-vorm

Deze figuur toont dat de richtingen waarvoor de golven vol-


doende gedempt worden en de richtingen waarvoor C groter
is dan e´ e´ n verschillen voor de drie configuraties. Er wordt
besloten dat de invalsrichtingen waarvoor de golven versterkt
worden meer nefast zijn in het geval van L/100/100 dan voor
de U-vorm. Dit is zo omdat de invallende golfhoogtes in het
laatste geval kleiner zijn. Niettemin moet deze reflectie zoveel
mogelijk gedempt worden, bijvoorbeeld door het toevoegen van
absorberende inrichtingen aan de lijzijde van de structuren. Er
wordt aangeraden om dit probleem van reflectie theoretisch en
experimenteel te onderzoeken.
VII

B EWEGINGSANALYSE

De bewegingen van de FB moeten beperkt worden om de veiligheid te waarborgen. [4] stelt dat drie van de zes mogelijke bewegingen bestudeerd moeten worden; dompen, rollen en stampen. De reden hiervoor ligt in het feit dat de natuurlijke periode
voor deze drie bewegingen tussen 5 en 20 s te vinden is, m.a.w.
een interval dat ook de ontwerpperiodes omvat. De beweging
van de FB wordt bestudeerd met AQUA+ software; wat resulteert in Response Amplitude Operators of RAO’s. Deze worden
gedefineerd door [19]
Response(t) = (RAO)η(t)

(2)

met η(t) het golfprofiel in functie van de tijd, t. De resultaten
worden hieronder opgesomd.
• De maximale RAO voor dompen bedraagt 1,61 m/m voor een
periode van 10 s; toegepast op case 1 randvoorwaarden resulteert dit in een dompbeweging van 4 m,

• de maximale RAO voor stampen bedraagt 1,18 °/m voor een
periode van 10 s; toegepast op case 1 randvoorwaarden resulteert dit in een stampbeweging van 2,95 °,
• de maximale RAO voor rollen bedraagt 2,2 °/m voor een periode van 9 s; toegepast op case 1 randvoorwaarden resulteert dit
in een rolbeweging van 5,5 °.
Geen enkele van deze bewegingen valt binnen de limieten
voorgesteld door [4]. Een traditioneel verankeringssysteem met
ankerlijnen zal niet in staat zijn deze bewegingen voldoende
tegen te houden. De bewegingen kunnen eventueel beperkt worden door de layout van de golfbreker aan te passen, door het toevoegen van een moonpool, of door toevoegen van een skirt. Dit
zijn aanpassingen aan het ontwerp van de golfbreker zelf. De bewegingen kunnen ook tegengehouden worden door het ontwerp
van het verankeringssysteem. Twee opties worden hier vermeld:
een tension leg mooring systeem, en een heave floating breakwater. De laatste van deze twee wordt hierna meer in detail
besproken.
VIII

H EAVE F LOATING B REAKWATER

In het onderzoek van [12] werd duidelijk dat een heave floating breakwater beter presteert dan een vaste drijvende golfbreker. Dit fenomeen wordt toegeschreven aan het feit dat het
induceren en onderhouden van de heave beweging energie vergt,
waardoor er dus extra verlies aan golfenergie is. Het voordeel
van een flexibele constructie gaat hier natuurlijk wel verloren. In
deze paragraaf worden de palen voor dit systeem ontworpen om
te verifi¨eren of hun afmetingen realistisch zouden zijn. Hierbij

is het noodzakelijk om te weten welke krachten er zullen aangrijpen op zowel de golfbreker als de palen zelf. Deze krachten
zijn het gevolg van wind, stroming en golven.
VIII-A

Krachten op de drijvende golfbreker

VIII-A.1 Wind en stroming

Wind- en stromingskrachten worden berekend aan de hand
van de methode beschreven in [20]. Dit leidt tot een windkracht
van 485 kN en een stromingskrachtn van 1 231 kN. De aangrijpingspunten van deze krachten bevinden zich op 38,25 m en
32,25 m respectievelijk, boven de zeebodem.
VIII-A.2 Golfkrachten
Golfkrachten worden een eerste maal berekend aan de hand
van de Froude-Krylov theorie, beschreven in [19]. Deze methode is echter enkel geldig voor volledig ondergedompelde objecten, wat leidt tot een overschatting. Daarom worden ze een
tweede maal berekend, deze keer aan de hand van de methode ontwikkeld door Goda [21] voor caisson golfbrekers, waar
een meer realistisch drukverloop aangenomen wordt. Dit leidt
tot een golfkracht van 93 949 kN met een aangrijpingspunt van
34,16 m boven de zeebodem.
VIII-B

Krachten op de palen

Als paaldiameter wordt een waarde van 4,5 m aangenomen.
VIII-B.1 Wind en stroming
Wind- en stromingskrachten worden opnieuw berekend aan
de hand van de methode beschreven in [20]. Dit resulteert in
een windkracht van 91 kN en een stromingskracht van 263 kN.
VIII-B.2 Golfkrachten
Volgens [22] en [23] kunnen krachten op palen berekend worden aan de hand van de Morison vergelijking. Hiermee wordt
een totale golfkracht van 1 323 kN berekend, met een aangrijpingspunt van 19,70 m boven het zeebed.
VIII-C

Ontwerp van de palen

Er worden 6 palen gebruikt in het ontwerp, waardoor elke
paal 1/6 van de krachten aangrijpend op de golfbreker zal opnemen. De totale kracht op e´ e´ n paal wordt dan 17 489 kN, en het
buigmoment 573 839 kNm.

VIII-C.1 Wanddikte
Gebruik makend van de methode beschreven in [24] voor het
ontwerp van monopiles, wordt een wanddikte van 0,08 m berekend.
VIII-C.2 Insteekdiepte
In [24] wordt de methode van Vandepitte [25] gebruikt om
de insteekdiepte van monopile funderingen te bepalen. Wanneer dezelfde aanpak gevolgd wordt, wordt een minimale insteekdiepte van 28 m gevonden.


VIII-C.3

Lengte

[5]

De totale lengte van de paal bestaat uit de som van de insteekdiepte, de water diepte en het extreme waterniveau. Dit
alles leidt tot een totale lengte van 68,25 m.

[6]
[7]

VIII-C.4

Resultaat

[8]

Het bekomen ontwerp wordt getoond in figuur 2.

[9]
[10]

[11]
[12]
[13]
[14]
[15]
[16]
[17]
[18]
[19]
[20]
[21]
[22]
[23]
[24]

Fig. 2: Heave Floating Breakwater

IX

C ONCLUSIE EN AANBEVELINGEN

In deze tekst werd een ontwerp voorgesteld voor een heave
floating breakwater. Hoewel rol- en stampbewegingen hierdoor
vermeden worden, kan de structuur nog steeds dompen. Er zal
een systeem moeten ontworpen worden om schepen, ondanks
deze beweging, tot veilig te laten afmeren aan de golfbreker. Er
kan eventueel ook onderzocht worden wat het effect zou zijn indien ook de dompbeweging tegengehouden wordt.
Algemeen worden golfbak testen aangeraden gezien de aanpak
in deze tekst zuiver theoretisch is. Enkel experimentele observaties kunnen het gedrag van verschillende layouts e.d. in kaart
brengen.

R EFERENCES
[1]
[2]
[3]
[4]

European Parliament and Council, “Directive 2009/28/ec of the european
parliamant and of the council,” Official Journal of the European Union,
pp. 16 – 61, April 2009.
the GeoSea Newsflash, “Owa fast crew transfer vessel,” Stan Messemaekers, p. 11, 2011.
J. De Rouck, Zee- en Havenbouw, Universiteit Gent, 2011.
Pianc, “Criteria for movements of moored ships in harbours,” Supplement
to bulletin n° 88, 1995.

[25]

=2

T Pullen, NWH Allsop, T Bruce, A Kortenhaus, H Sch¨uttrumpf, and
JW van der Meer, “Wave overtopping of sea defences and related structures: Assessment manual,” Die K¨uste: Archive for research and technology on the north sea and baltic coast, 2007.
R.L. Wiegel, “Diffraction of waves by semi-infinite breakwaters,” Journal
of Hydraulic Div., 1962.
Corps of Engineers US Army, Shore Protection Manual, Coastal Engineering Research Center, 1984.
E.O. Macagno, “Experimental study of the effects of the passage of a wave
beneath an obstacle,” Proceedings of Acad´emie des Sciences, Paris, 1953.
D.B. Jones, “Transportable breakwater - a survey of concepts,” Naval
Civil Engineering Laboratory, 1971.
J.J. Stoker, Water waves. The mathetmatical theory with applications, Interscience Publishers New York, 1957.
H Wagner, A G¨otz, R Reinsch, and HJ Kaiser, “Schwimmende wellenbrecher im einsatz in einem tagenbaurestsee mitteldeutschlands,” Binnenschifffahrt ZfB, 2011.
E Tolba, Behaviour of Floating Breakwaters under Wave Action, Ph.D.

thesis, Bergische Unversit¨at, 1999.
E K Koutandos and C Koutitas, “Floating breakwater response to wave action using a boussinesq model coupled with a 2dv elliptic solver,” Journal
of Waterway, Port, Coastal and Ocean Engineering, pp. 243–255, 2004.
T Nakamura, N Mizutani, N Hur, and D S Kim, “A study of the layout of
floating breakwater units,” in proceedings of The International Offshore
and Polar Engineers Conference, 2003.
C Franco and L Franco, “Overtopping formulas for caisson breakwaters
with nonbreaking 3d waves,” Journal of waterway, port, coastal and ocean
engineering, pp. 98–108, march/april 1999.
P Troch, V Stratigaky, and L Baelus, “Reference manual of mildwave,”
2011.
AC Radder and MW Dingemans, “Canonical equations for almost periodic, weakly nonlinear gravity waves.,” Wave motion, pp. 473–485, 1985.
Charlotte Beels, Optimization of the Lay-Out of a Farm of Wave Energy
Converters in the North Sea, Ph.D. thesis, Ghent University, 2010.
S.K. Chakrabarti, Hydrodynamics of Offshore Structures, WIT Press,
1987.
Pianc, “Floating breakwaters, a practical guide for design and construction,” Supplement to bulletin n° 85, 1994.
Y Goda, Random Seas and the Design of Maritime Structures, World
Scientific Publishing Company, 2000.
J. De Rouck, Offshore constructions, Universiteit Gent, 2011.
M.C. Deo, Waves and structures, Indian Institute of Technology, 2007.
L. De Vos, Optimalisation of scour protection design for monopiles and
quantification of wave run-up, Ph.D. thesis, Universiteit Gent, 2008.
D. Vandepitte, Berekeningen van constructies, Universiteit Gent, 1979.


Contents

Preface

ii

Overzicht

iii

Extended abstract

iv

Extended abstract (Nederlands)

viii

List of symbols and acronyms

xvii

1 Introduction

1

1.1

Framework of this master dissertation . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

1

1.2

Objectives of this master dissertation . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

2

1.3

Structure of this master dissertation . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

3

2 Literature Study

6

2.1

History of floating structures . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6

2.2

Types of floating structures . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

8

2.3

Floating Breakwaters . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

10

2.3.1

Introduction . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

10

2.3.2

Types of floating breakwaters . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

11

2.3.3

Behaviour under wave action . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

14

2.3.4

Experimental Studies . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

16

2.3.5

Numerical Studies . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

19

2.3.6

Influence of different parameters . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

21

Conclusions . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

23

2.4

xii


Contents
3 Hydraulic boundary conditions

24

3.1

Introduction . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

24

3.2

Wave heights . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

25

3.2.1

Data processing . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

25

3.2.2

Design wave height . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

26

3.2.3

Results . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

26

3.3

Wave period . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

29

3.4

Water level . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

31

3.5

Wind speed . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

33

3.6

Current speed . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

33

3.7

Conclusions: boundary conditions for general design . . . . . . . . . . . . . . .

35

4 Structural boundary conditions

36

4.1

Design vessel . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

36

4.2

Safe working criteria . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

37

4.2.1

Attenuated wave height . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

37

4.2.2

Motions of the FB . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

37

4.2.3

Overtopping

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

38

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

38

4.3

Conclusion

5 Preliminary Design

39

5.1

Introduction . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

39

5.2

Wave diffraction . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

40

5.2.1

Regular waves

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

41

5.2.2

Random waves . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

41

5.2.3

General approach . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

42

Wave transmission . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

42

5.3.1

Previous research . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

43

5.3.2

Verification of the proposed methods . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

46

5.4

Overtopping . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

50

5.5

Conclusion

50

5.3

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
xiii


Contents
6 MILDwave Model

53

6.1

Introduction to MILDwave . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

53

6.2

Modeling floating objects in MILDwave . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

55

6.2.1

Previous research . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

55

6.2.2

Testcase 1: Tolba (1999) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

56

6.2.3

Testcase 2: Koutandos et al. (2005) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

57

6.2.4

Testcase 3: Nakamura et al. (2003) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

57

6.2.5

Conclusion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

59

7 Optimizing the preliminary design

60

7.1

Modeling the preliminary design . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

60

7.2

Study on the FB layout . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

62

7.2.1

Beam shaped layout . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

63

7.2.2

L shaped layout

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

65

7.2.3

U-shaped layout . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

69

Conclusions . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

72

7.3

8 Motion analysis

76

8.1

Introduction . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

76

8.2

Aqua+ . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

77

8.3

Response Amplitude Operators . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

77

8.4

Results . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

78

8.4.1

Pitch . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

78

8.4.2

Roll . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

78

8.4.3

Heave . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

79

Discussion and solutions . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

79

8.5

9 Heave Floating Breakwater

83

9.1

General concept . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

84

9.2

Forces acting on the floating breakwater . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

84

9.2.1

85

Wind and current . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

xiv

Contents

9.3

9.4

9.5

9.2.2

Waves . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

85

9.2.3

Conclusion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

93

Forces acting on the piles . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

93

9.3.1

Wind and current . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

93

9.3.2

Waves . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

93

9.3.3

Conclusion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

95

Pile design . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

96

9.4.1

Wall thickness . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

96

9.4.2

Penetration depth . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

97

9.4.3

Final pile design . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

99

Conclusion

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

10 Discussion and recommendations

99
101

10.1 Discussion . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 101
10.2 Recommendations . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 105
A Offshore Wind Farm concessions

108

B ACES output file

110

C Cumulative wave heights per direction

117

D Extreme wave heights per direction

126

E Diffraction diagrams

131

E.1 Regular waves: Wiegel (1962) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 132
E.2 Irregular waves: Goda (2000) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 133
F MILDwave testcases

134

F.1 Testcase 1: Tolba (1999) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 134
F.2 Testcase 2: Koutandos et al. (2005) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 139
F.3 Testcase 3: Nakamura et al. (2003) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 143
G MILDwave optimization

147

xv


Contents
G.1 Influence of the FB length . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 148
G.2 Beam shaped FB . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 150
G.3 L/150/150 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 153
G.4 L/150/100 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 159
G.5 L/100/100 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 165
G.6 U shaped FB . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 169

Bibliography

173

List of Figures

177

List of Tables

184

xvi


List of symbols and acronyms
C

coefficient of wave attenuation Hres /Hi (-)

Cd

coefficient of wave diffraction Hd /Hi (-)

Cmax

maximum coefficient of wave attenuation to obtain a safe environment

Cr

coefficient of wave reflection Hr /Hi (-)

Ct

coefficient of wave transmission Ht /Hi (-)

d

water depth (m)

D

draught of the FB (m)

FB

floating breakwater

g

gravitational acceleration (m/s2 )

H95%

wave height with 95% probablity of occurence

H1/3

significant wave height calculated from the time domain

Hd

wave height after diffraction

Hi

incoming wave height

Hr

wave height after reflection

Ht

wave height after transmission

Hm0

significant wave height calculated from the frequency domain

k

dimensionless wave number ( 2π
L ) (-)

l

length of the FB (m)

L

wave length according to Airy wave theory (m)

L0

deep water wave length

OWA

offshore wind assistance N.V.

OWF

offshore wind farm

q

average overtopping discharge (m3 /m/s)

RAO

response amplitude operator

Rc

freeboard of the FB

ρwater

mass density of sea water (1026kg/m3 )

gT 2
2π

(m)

xvii


Chapter 0. List of symbols and acronyms
ρair

mass density of air (1,029kg/m3 )

S

absorption coefficient in MILDwave (-)

T

wave period (s)

TLP

tension leg platform

VLFS

very large floating structure

W

width of the FB (m)

xviii


Chapter 1

Introduction
1.1

Framework of this master dissertation

Nowadays, green energy is getting more and more attention in our society. The European
directive 2009/28/EC (Parliament and Council, 2009) states that Belgium needs to generate
13% of its provision of electricity from renewable energy sources by 2020. To accomplish this,
the installation of offshore wind farms (OWF) is gaining interest. Actually three projects
for the construction of OWF in the Belgian part of the North Sea are ongoing: C-Power on
Thorntonbank, Belwind on Bligh Bank , and Northwind on ’Bank zonder Naam’. Four others
are already planned.
Thorntonbank Offshore Windfarm (C-Power) will have 55 wind turbines, located roughly 30
kilometers off Zeebrugge. The project started in 2007 with the construction of the first 6
foundations, built using gravity base foundations. These were installed in 2008. Phase 2 and
3 of the project consists of installing the remaining windmills using jacket foundations. The
first 6 windmills have a capacity of 5 megawatt each, and are currently active. The other 55
windmills are under construction, and will each have a capacity of 6,15 megawatt. Thornton
bank offshore wind farm will have an annual energy generation of 1 000 000 000 kWh, which
is the equivalent of the annual consumption of 600 000 inhabitants (http://www.c power.be/,
2012).

The Belwind OWF has a capacity of 165 MW, and delivers energy to 330000 households/year.
Located at 42 kilometers off the coast of Zeebrugge, it is the world’s most offshore located
wind farm. Its annual energy generation is estimated to be in the order of the equivalent of
the annual energy consumption of 175 000 households.
Northwind will be located on the sand bank ’Bank zonder Naam’, at 38 kilometers off the
coast, and aims to install 72 windmills with a capacity of 3 MW each.
Three new projects already gained concessions: Rentel, NORTHER, and SEASTAR, while one
concession area is still to be denoted. The location of these wind farms are shown in Appendix
A.
1


Chapter 1. Introduction
With the development of these offshore wind farms, a need for constant maintenance is created. Survey needs to be done in order to detect scour around the foundations. If scour is
present the resulting scour pits will need filling. The transport cables will also need regular
survey. These surveys can be done using ROV’s or by diving inspections. The foundation
structures will need to be inspected regularly as well. On top of this, there will be a need, during these maintenance operations, for the supply of spare parts and containerized items (the
GeoSea Newsflash, 2011), and crew transfers. This means a constant presence of maintenance
ships, crew boats, and equipment in the wind farm area will be necessary.
However, when supplies are needed, the maintenance ships have to sail to the harbour (Zeebrugge or Oostende). A trip that takes at least 2 hours depending on the weather conditions,
and the type of vessel. In view of this it is interesting to investigate other solutions, and
assess if an offshore shelter location is a valuable alternative. This location would have two
main functionalities: a sheltering location for the ships, and a logistic function. This way the
maintenance ships can stay in position, and maintenance operations are not interrupted, while
other ships take care of the transportation of goods.
Creating an artificial island, that combines shelter for vessels doing maintenance, with other
functionalities, like a rescue harbour of logistic center, is one solution to answer the needs.
This solution, however, is very expensive, and needs the involvement of different stake holders. An alternative could be the creation of a shelter harbour based on floating breakwaters.
Since floating breakwaters are a common solution when working in deep water conditions, this
thesis will focus on a preliminary design for such a breakwater by performing a feasibility study.

1.2

Objectives of this master dissertation

The main objective of this master dissertation is to perform a feasibility study of such a floating
structure and propose a preliminary design, with two main focus points:
❼ obtain sufficient wave attenuation to create safe mooring conditions
❼ limit the motions of the structure itself to allow safe mooring of ships, and safe storage

of goods
Several parameters will be studied, such as the dimensions of the floating breakwater, the
layout, and the mooring system.
This dissertation does not aim to be complete regarding the structural design of the FB. It
is a starting point for further research, which, as will become clear in this report, is highly
recommended.

2


Chapter 1. Introduction

1.3

Structure of this master dissertation

Chapter 2 summarizes the results of the performed literature study. A brief overview will
be given on the history of floating bodies in general, after which the focus will be put on
floating breakwaters (FB). After providing some general information about the advantages,
disadvantages, types, etc. the results of experimental, and numerical studies performed in the

past will be summed up. From these studies it will be determined which parameters will be
investigated further with respect to the performance of the FB.

In chapter 3 and 4 the boundary conditions are determined. There are two types that can
be distinguished. Firstly there are the hydraulic boundaries such as design wave heights, design wave periods, design water levels, etc. Secondly there are structural boundary conditions
depending on the design vessel, the expected wave attenuation, the motion restraints, and the
overtopping limit.

Chapter 5 concerns the preliminary design. In this chapter the processes of diffraction,
and transmission are treated separately. Diffraction properties are viewed using diffraction
diagrams by Wiegel (1962) for regular waves, and diffraction diagrams by Goda (2000) for
irregular waves. Combining this with the so called gap method, as described in the Shore
Protection Manual (US Army, 1984) will give a first indication of this process. Secondly the
transmission will be regarded using design guidelines of four researchers: Macagno (1953),
Jones (1971), Stoker (1957), and Wagner et al. (2011). To see which equation or working
method is more suitable for the conditions in this master dissertation, three testcases with
similar conditions are chosen. The working methods of the different authors are applied to
each of these testcases, providing the most reliable method for the preliminary design. From
these considerations, a preliminary design is proposed which will be the starting point for the
rest of the studies in this report.

The design will now be optimized using MILDwave. In chapter 6 it is investigated how a
floating object should be modeled in MILDwave software. This is done by modeling the same
testcases used in chapter 5 in various ways, to see which approach provides the most consistent
results.

In chapter 7 the preliminary design is optimized. First the length of the FB is adjusted,
after which the effect of different breakwater layouts is studied. From the hydraulic boundaries design wave heights for every direction are determined, and thus the maximum value of
C, the overall attenuation coefficient. C is defined by the ratio of the resulting wave height
on the leeward side of the structure, to the incoming wave height. Three layouts will be the

3


Chapter 1. Introduction
subject of this chapter. A simple beam shaped FB, an L-shaped FB, and finally a U-shaped FB.

A very important property of the FB is of course the motion of the structure itself. This is
why in chapter 8 a motion analysis is performed using Aqua+ software that provides the
response amplitude operators (RAO) of a simple beam shaped structure. This will bring to
light that the motions of the FB are too large for safe mooring, let alone storage of goods.
At the end of this chapter, possible solutions to this problem are proposed, one of which is
discussed in detail in chapter 9

The difficulties disclosed in chapter 8 are addressed in chapter 9 by proposing a heave floating breakwater. This type of structure is moored using vertical piles, making sure the only
possible motion the structure can undergo is the up- and downward motion or heave. In this
chapter the feasibility of such a structure is investigated with regard to the pile dimensions,
penetration depth, etc.

To conclude this master dissertation, the results and concerns are summarized in chapter 10,
followed by recommendations for further research.

The general approach of this master dissertation is presented in figure 1.1.

4