Verificarea de rezistenta si stabilitate a structurii metalice a centralelor eoliene

Adrian Dogariu1, Dan Dubină1

1Universitatea „Politehnica” din Timişoara, Facultatea de Construcţii, Departamentul de Construcţii Metalice şi

Mecanica Construcţiilor

Rezumat

România, in contextul european pentru promovarea energiilor neconvenţionale, se află in momentul de fată in prima line in cea ce priveşte valorificarea energiei vântului. In momentul de fată sunt mai multe zone in tară in care se află in diferite stadii de realizare parcuri sau ferme de centrale eoliene. Soluţiile aplicate, in exclusivitate cu turn tubular si rotor orizontal sunt soluţii de firmă. Aplicarea acestor soluţii in România presupune adaptare lor la teren – proiectul de fundaţii si încărcări climatice si seismice corespunzătoare amplasamentului, precum si verificarea de către verificatori atestaţi, potrivit reglementarilor in vigoare. Lucrarea de fată prezentă sintetic principiile de proiectare si modul de considerare a diferitelor situaţii de încărcare, care se iau in considerare la dimensionarea turnurilor de susţinere a centralelor eoliene, prevăzute in norma europeană IEC61400. Este detaliată si explicată apoi procedura de verificare a rezistentei si stabilităţii acestui tip de structurii in conformitate cu prevederile SR EN 1993-1-6 pe un studiu de caz.

Abstract

In the European context of promoting the exploitation of wind energy, Romania is in the first line. In several areas of Romania are in various stages of implementation wind farms. Almost all solutions applied are HAWT (horizontal axis wind turbine) with tubular steel tower and are patented solution. Applying these solutions in Romania involves adapting them to the soil conditions, climateric and seismic loads, corresponding to the site and verification according to regulations by accredited verifiers. This paper summarized the design principles and present the various load cases which are taken into account in the design of the supporting towers, according with the European Standard IEC61400. It is detailed the procedure to check the strength and stability of this type of structure in accordance with SR EN 1-6-1993, on a real case study.

1 Introducere

1.1 Energia eoliana – surse regenerabile de electricitate

Valorificarea energiei eoliene a început in anii ’70, odată cu prima criza mondiala a petrolului. In anii ’90 a revenit in prim plan din cauza îngrijorărilor generate de impactul asupra mediului a poluării generate de combustibilii fosili. Unele dintre dezavantajele folosirii energiei eoliene sunt impactul asupra pasărilor si impactul vizual asupra mediului. Energia eoliana este sursa de energie cu cea mai mare creştere procentuala. Având in ultimii zece ani 29% creştere anuala (anul 2005 a înregistrat o creştere record de 43%), mult peste 2.5% pentru cărbune, 1.8% pentru energie nucleara, 2.5% pentru gaz natural si 1.7% pentru petrol. Datorita iminentei crize a combustibililor si efectelor încălzirii globale este de aşteptat ca aceste cifre sa crească in cazul energiei eoliene. Europa este continentul care produce cea mai mare cantitate de energie eoliana.

La nivel individual turbinele eoliene sunt folosite cu precădere de locuinţele din zonele izolate. Din păcate predictibilitatea scăzuta a cantităţii de energie ce poate fi produsa face necesara folosirea energiei eoliene in conjuncţie cu alte mijloace de furnizare a electricităţii. Dezvoltarea tehnologica a turbinelor va duce la scăderea costurilor de producere a curentului provenit din energie eoliana, acesta fiind principalul factor motivant pentru folosirea unei surse de energie alternative. Consumul tot mai ridicat de energie a determinat omenirea să-şi îndrepte atenţia asupra protejării mediului înconjurător şi conservării anumitor materii prime în pericol de a fi epuizate. In aceasta situaţie, omenirea trebuie să găsească noi surse de energie, ieftine şi puţin poluante şi care să fie accesibile. Sursele regenerabile de energie, a căror utilizare nu duce la epuizarea resurselor, pot constitui răspunsul ideal la aceste căutării. Pentru promovarea şi utilizarea energiei regenerabile s-au adoptat directive legislative care să ofere stabilitatea de care are nevoie comunitatea de afaceri pentru investiţi în sectorul energiei regenerabile. Directiva 77/2001/CE a Parlamentului European şi a Consiliului privind promovarea electricităţii produse din surse de energie regenerabile pe piaţa internă a electricităţii stabileşte următoarele:

• cotă orientativă de electricitate de 21% produsă din surse de energie regenerabilă în consumul comunitar total de electricitate până în anul 2010;

• defineşte obiectivele naţionale orientative pentru fiecare stat membru; • încurajează utilizarea regimurilor de ajutoare naţionale, eliminarea barierelor

administrative şi integrarea sistemului de reţele; • prevede obligaţia pentru producătorii de energie regenerabilă să emită garanţii de origine

atunci când li se solicită acest lucru. Creşterea preţului la energie şi diminuarea semnificativă a cantităţii de combustibil constituie un motivul pentru care se impune trecerea la energia „verde” şi integrarea protecţiei mediului în politica energetică a fiecărui stat. Noţiunea de energie „verde” este vastă şi înglobează toate sursele de energie regenerabilă şi nepoluantă, iar electricitatea astfel obţinută capătă tot mai mult teren devenind tot mai disponibilă. Termenul de energie regenerabilă se utilizează în mod uzual pentru a desemna o sursă de energie a cărei utilizare nu are ca efect direct epuizarea definitivă a resursei sale. Trecerea către surse energetice regenerabile joacă un rol important pe plan internaţional, un exemplu în acest sens constituindu-l Protocolul de la Kyoto din anul 1997 care prevede, pentru ţările puternic industrializate şi nu numai, o reducere a emisiilor poluante cu aproximativ 5,2% în perioada 2008-2012, comparativ cu nivelul anului 1990. Ţara noastră a ratificat acest acord prin Legea nr. 3/2001. La nivelul întregii Uniuni Europene statele membre vor lua măsurile necesare pentru a încuraja creşterea consumului de energie electrică produsă din surse regenerabile de energie. Ca stat membru al Uniuni Europene, ţara noastră trebuie să încurajeze investiţiile în surse alternative de energie în aşa fel încât ponderea energiei electrice produsă din surse regenerabile de energie, faţă de consumul naţional brut de energie electrică, să ajungă la 33%. Politica energetică pentru Europa are în vedere atingerea, până în anul 2020, a următoarelor obiective:

• reducerea emisiilor de gaze cu efect de seră cu 20%; • reducerea consumului de energie în interiorul continentului cu 20%; • utilizarea energiei din surse regenerabile în proporţie de 20% din totalul energiei

utilizate; • utilizarea biocombustibililor în consumul de benzină şi motorină pentru transport în

proporţie de 10%. In prezent energia regenerabilă reprezintă un procent redus totalul din energiei utilizate la nivelul Uniunii Europene, ceea ce face ca îndeplinirea obiectivelor Comisie Europene sa par foarte dificilă. Trecerea către energia produsă din surse regenerabile de energie a fost inegală la nivelul Uniunii Europene, acest tip de energie continuând să reprezinte doar o mică parte din mixul energetic european dominat încă de petrol, gaze şi cărbune.

La nivel european sistemul de promovare a energiei din surse regenerabile vizează, în mod special, energia electrică produsă din energie eoliană, energie solară, energie geotermală, biomasă, energia valurilor, hidrogen produs din surse regenerabile, precum şi energia electrică produsă în centrale hidroelectrice cu o putere instalată mai mică sau egală cu 10 MW.

1.2 Contextul romanesc

În România principalele surse de energie regenerabilă sunt: • energia hidro – asigură, în momentul de faţă, cea mai mare parte a energiei regenerabile

româneşti; • energia solară – este cea mai sigură sursă de energie regenerabilă; • energia eoliană – este utilizată pe teritoriul românesc unde reprezintă o soluţie viabilă

pentru locaţiile care nu beneficiază în prezent de racordarea la reţeaua naţională de electricitate însă, din punct de vedere al costurilor, este mai scumpă decât energia solară;

Figura 1 Harta potenţialului eolian in România

• biomasă – rezervele de biomasă sunt reprezentate, în special, de deşeurile de lemn, deşeurile agricole, gunoiul menajer şi culturile energetice, iar producerea de biomasă nu reprezintă doar o sursă de energie regenerabilă ci şi o oportunitate pentru dezvoltarea rurală durabilă (la nivelul Uniunii Europene, 4% din necesarul de energie este asigurat de biomasă, estimându-se, în acelaşi timp, crearea a aproximativ 300.000 de noi locuri de muncă în mediul rural ca urmare a exploatării biomasei);

• energia geotermală – poate fi exploatată în special în staţiuni, un proiect PHARE a fost finalizat în acest scop la Călimăneşti, Cozia şi Căciulata încă din anul 1998.

Începând cu 2013, la costurile energiei se vor adăuga în proporţie de 100% costurile emisiilor de CO2. Aceasta va duce la dublarea costurilor producătorilor de energie electrică pe cărbune, cu implicaţii asupra competitivităţii în economia autohtonă. Până în anul 2012 trebuie dezvoltate politicile publice sectoriale ce au rolul de a repoziţiona economia prin prisma constrângerilor rezultate din pachetul legislativ cu privire la schimbările climatice şi energia regenerabilă, precum şi acele mecanisme de susţinere a proiectelor menite să reducă emisiile de gaze cu efect de seră. Conform raportului pe anul 2010 al „World Wind Energy Association”, România ocupa locul 23 in lume, respectiv locul 16 in Europa cu o capacitate totala instalata de 591 MW, din care 577 MW au fost adăugaţi in ultimul an. Acelaşi raport situează România pe locul 1 in lume in ceea ce priveşte creşterea capacităţii de producţie cu 4121,4 %, locul al doilea fiind ocupat de Bulgaria cu o creştere de 112%. Raportul arata ca in principal noua tari pot fi văzute ca importante pieţe

de vânzare pentru turbinele eoliene, cu o capacitate intre 0,5-1,5 GW: Germania, Spania, India, Marea Britanie, Franţa, Italia, Canada, Suedia si nou venita est europeana, România.

1.3 Scurt istoric

În timpul iernii 1887-1888, Charles Brush (1848-1929) a construit ceea ce astăzi este considerat a fi prima turbină eoliană pentru producerea de energie electrică. Turbina avea un rotor de 17 m diametru şi paletele realizate din lemn de cedru. Turbina a funcţionat timp de 20 de ani şi in pofida dimensiunilor mari, generatorul avea o capacitate de producţie de doar 12 KW.

Figura 2 Turbina eoliana a lui Charles Brush

2 Proiectarea structurilor turnurilor centralelor eoliene

2.1 Baza normativă

In Europa sunt disponibile următoarele reguli, standarde, recomandări si ghiduri de proiectare: • Germanischer Lloyd (1980) – Reguli pentru certificarea sistemelor de conversie a

energiei eoliene (1994); • Comisia Internaţionala de Electrotehnica (1988) – ICE -61400-1 (1994/1999); • Norma olandeza – NEN 6096 (1988); • Norma daneza DS 472 (1992).

Comitetul CT 88 se ocupă de elaborarea de standarde pentru sistemele generatoare eoliene. Există standarde pentru monitorizarea şi comanda centralelor de turbine eoliene. Programul de lucru al comitetului tehnic include condiţii de proiectare ale turbinelor eoliene, ale sistemelor de transmisie şi încercarea performanţelor fermelor de turbine eoliene. Prezentare generală al domeniului de activitate al CT 174 (CT CEI/CLC 88), Turbine eoliene Comitetul tehnic CT CEI 88 s-a constituit în 1987 şi domeniul de aplicare s-a formulat ultima dată în 2002 ca “Elaborarea de standarde internaţionale pentru turbine eoliene care convertesc energia vântului în energie electrica. Aceste standarde se adresează proiectării, integrităţii echipamentului, tehnicilor de măsurare şi procedurilor de măsurare. Scopul acestora este de a furniza o baza pentru proiectare, asigurarea calităţii şi certificare. Standardele cuprind subansamblurile turbinelor eoliene, cum ar fi cele mecanice şi electrice interne, structurile suport şi sistemele de comandă şi protecţie. Sunt destinate să fie utilizate împreuna cu standardele CEI/ISO”. Standardele publicate CEI CT 88 sunt prezentate cu prezentarea în paralel a standardelor europene şi standardele române corespunzătoare adoptate şi sunt grupate în seria de standarde CEI 61400 (SR EN 61400).

Tabelul 1 Standarde romaneşti in vigoare dedicate energiei eoliene

Standarde CEI Standarde europene Standarde române

IEC 61400-1 (2005-08) Wind Turbine – Part 1:Design requirements

EN 61400-1: 2005 SR EN 61400-1:2006 Turbine eoliene. Partea 1: Condiţii de proiectare

IEC 61400-2 2005) Wind turbine generator systems - Part 2: 1:Design requirements for small

wind turbines

EN 61400-2: 2005 SR EN 61400-2:2006 Turbine eoliene. Condiţii de proiectare ale turbinelor eoliene mici

IEC 61400-11 (2002-12) Acoustic noise measurement techniques

EN 61400-11 1998 SR EN 61400-11:2001 Turbine eoliene. Partea 11: Tehnici de măsurare a zgomotului

IEC 61400-12-1 (2005) Wind turbine generator systems - Part 12: Wind turbine power

performance testing

EN 61400-12-1:2006 SR EN 61400-12-1:2006 Turbine eoliene. Partea 12: Tehnici de măsurare a performantelor de

putere IEC/TS 61400-13 (2001-06) Wind turbine

generator systems - Part 13: Measurement of mechanical loads

IEC/TS 61400-14 (2005-03) Wind turbines - Part 14: Declaration of apparent sound power level and

tonality values

EC 61400-21 (2001-12)I Wind turbine generator systems - Part 21: Measurement and assessment of

power quality characteristics of grid connected wind turbines

EN 61400-21:2001 SR EN 61400-21: 2003 Turbine eoliene. Partea 21: Măsurarea si evaluarea caracteristicilor de

calitate ale puterii turbinelor eoliene conectate la o reţea electrica

IEC/TS 61400-23 (2001-04) Wind turbine generator systems - Part 23: Full-scale structural

testing of rotor blades

SR IEC/TS 61400-23:2006 Turbine eoliene. Partea 23: Încercări structurale ale palelor

IEC/TR 61400-24 (2002-07) Wind turbine generator systems - Part 24: Lightning protection

SR IEC/TR 61400-24:2006 Turbine eoliene. Partea 24: Protecţia împotriva trăsnetului

IEC 61400-25-1 (2006-12) Communications for monitoring and control of wind power plants – Overall description of principles and models

EN 61400-25-1:2007

IEC 61400-25-2 (2006-12) Communications for monitoring and control of wind power plants -

Information models

EN 61400-25-2:2007

IEC 61400-25-3 (2006-12) Communications for monitoring and control of wind power plants -

Information exchange models

EN 61400-25-3:2007

IEC 61400-25-5 (2006-12) Communications for monitoring and control of wind power plants -

Conformance testing

EN 61400-25-5:2007

IEC WT 01 (2001-04) IEC System for Conformity Testing and Certification of Wind Turbines -

Rules and procedures

EN 50308:2001 Wind turbines - Protective

measures - Requirements for

design, operation and maintenance

SR EN 50308:2004 Turbine eoliene. Măsuri protectoare. Prescripţii pentru proiectare,

exploatare şi întreţinere

SR EN 61400-1 tratează filozofia siguranţei, asigurarea calităţii şi integritatea procesului tehnologic şi specifică condiţiile de siguranţă pentru sistemele turbogeneratoare eoliene, incluzând proiectarea, montarea, întreţinerea şi exploatarea în condiţii ambientale specificate. Scopul său este acela de a furniza nivelul adecvat de protecţie împotriva deteriorărilor de orice natură ale acestor sisteme de-a lungul întregii lor durate de viaţă. SR EN 61400-2 tratează toate aspectele privind securitatea, asigurarea calităţii, integritatea tehnică şi prescripţiile speciale pentru securitatea turbinelor eoliene cu aria de baleiere mai mica cu 40 m2 şi care funcţionează la o tensiune mai mică de 1000 V, curent alternativ sau 1500 V, curent continuu. SR EN 61400-11 stabileşte tehnicile care permit măsurarea emisiei de zgomot al unei turbine eoliene SR EN 61400-12 stabileşte tehnicile de măsurare a caracteristicilor performanţei de puteri a unui sistem generator eolian. SR EN 61400-21 stabileşte procedurile de măsurare pentru cuantificarea caracteristicilor de calitate a puterii unei turbine eoliene conectate la o reţea electrică şi procedurile de evaluare a conformităţii cu prescripţiile de calitate, pentru putere.

2.2 Cerinţe de proiectare

Proiectarea si dimensionarea turnului trebuie: • sa asigure suficienta rezistenta pentru a rezista unei încărcări extreme din vânt

corespunzătoare celei mai mari viteze a vântului din amplasament. • sa garanteze rezistenta la oboseala a componentelor turnului si fundaţiei, acest fapt

constituind un aspect cheie. • să ofere o comportare dinamica adecvata si deplasări laterale limitate, pentru evitarea

rezonantei prin echilibrarea perioadei de vibraţie a turnului in relaţie cu perioada de vibraţie de rotaţie a paletelor. Vibraţiile unei turbine de vânt pot fi ţinute sub control numai când caracteristicile de rigiditate si masele tuturor componentelor sunt atent corelate.

Normele specifică situaţiile de proiectare ce intervin la dimensionarea acestor tipuri de structuri si anume: in timpul funcţionarii (producţie); in timpul funcţionării in cazul apariţiei unei disfuncţiuni sau deconectarea de la reţeaua electrică; la pornire, oprirea in condiţii normale, oprirea de urgentă in caz de avarie; turbina oprită; turbina oprită in situaţia apariţiei unor avarii sau defecţiuni; la transport, montaj, întreţinere şi reparaţii. Documentul Comisiei Internaţionala de Electrotehnica (1988) – ICE -61400-1 introduce 17 stării limită ultime diferite si 5 cazuri de verificare la oboseală. La proiectarea turnurilor de susţinere este importantă cunoaşterea componentelor, înţelegerea modului de funcţionare al turbinelor eoliene si anticiparea raţionala a apariţiei unor situaţii de cedare. Pentru funcţionarea in condiţii de siguranţa si evitarea cedării, turbinele eoliene sunt echipate cu diverse sisteme de frânare, deconectare in cazul in care viteza vântului depăşeşte viteza considerată la proiectare. Înregistrarea video a cedării in 2008 a unei turbine de vânt din Danemarca in urma defectării sistemului de control arată o cedare extrem de violentă, explozivă in urma intrării paletelor într-o mişcare galopanta. Componentele unei turbine eoliene pot fi observate in figura următoare.

Figura 3 Componentele unei turbine eoliene

2.2.1 Încărcări si combinaţii

Ipotezele privind încărcările ce pot acţiona asupra acestor structuri se determină ţinând seama de toate combinaţiile modurilor de funcţionare sau alte situaţii de proiectare, cum ar fi cele specifice execuţiei, asamblării, montării, întreţinerii, sau apariţia unor cu condiţii extreme. Toate cazurile relevante de încărcare cu o probabilitate rezonabilă de apariţie trebuie luate in considerare, împreună cu comportarea sistemului de control şi protecţie. Situaţiile de încărcare utilizate in proiectare (IEC 61400-1:2005), pentru asigurarea integrităţii structurale a unei turbine eoliene, sunt stabilite prin combinarea diverselor condiţii de exploatare si se împart în: situaţii normale de proiectare şi corespunzătoare condiţiilor normale sau în condiţii externe extreme, vânt sau alte încărcări climatice; situaţii de proiectare de avarie în condiţii externe extreme; transport, instalare şi întreţinere in condiţii externe adecvate. Pe scurt se folosesc următoarele stării limita:

• Condiţii normale de vânt combinate cu condiţii normale de funcţionare;

• Condiţii normale de vânt combinate cu apariţia unei situaţii de avarie in funcţionarea turbinei;

• Condiţii extreme de vânt combinate cu condiţii normale de funcţionare; IEC 61400-1:2005 prezintă cazurile si ipotezele de încărcare ce trebuie considerate pentru analiză globala a structurilor de susţinere a generatoarelor eoliene. In calculul si dimensionarea structurii de susţinere se considera:

• Încărcările gravitaţionale: greutatea proprie (instalaţii etc.); • Încărcările aerodinamice: acţiunea vântului (EN1991-1-4); • Încărcările inerţiale: acţiunea seismului (EN1998-1), inclusiv forţele centrifugale si

efectele giroscopice; • Încărcările climaterice: variaţia de temperatură, chiciura; • Încărcările din funcţionare, operaţionale (acţiunea sistemului de frânare, rotirea paletelor,

deconectarea generatorului, sau alte acţionari ale instalaţiei) • Încărcările accidentale datorate mediului înconjurător (fulgerarea, lovirea de pasări etc.)

Din punct de vedere al naturii acţiunii, acestea se clasifica in: acţiuni statice (încărcarea proprie, încărcarea din vânt, si forţele centrifugale când rotorul se învârte cu o viteza constanta) si acţiuni variabile in timp. Acţiunile variabile in timp pot fi:

• Încărcări ciclice induse de vânt care cauzează si variaţia vitezei de rotire a rotorului: o Încărcarea laterala din vânt (a); o Încărcarea din vânt pe palete sub un anumit unghi (b); o Interferenţa intre mişcarea paletelor si a aerului in jurul turnului (c).

• Încărcări ciclice care cresc sau variază cu fiecare ciclu de rotire al paletelor: o Neuniformitatea greutăţii paletelor (d); o Efecte giroscopice apărute la rotirea rotorului in jurul axei verticale (e).

• Încărcări neciclice: o Create de turbulenta vântului (f).

Figura 4 Tipurile de încărcări ce acţionează asupra turnurilor

Tabelul 2 Coeficienţii grupărilor de încărcării

Încărcări defavorabile Tipul încărcării Normale si extreme Anormale

Încărcări favorabile

GL

Încărcarea

ICE

Normal Extrem DS IEC GL/DS IEC GL DS

Aerodinamice 1.35 1.2 1.5 1.3 1.1 1.0 0.9 - - Operaţionale 1.35 1.35 1.2 1.3 1.1 1.0 0.9 - - Gravitaţionale 1.1* 1.1* 1.1* 1.0 1.1 1.0 0.9 1.0 - Inerţiale 1.25 1.1* 1.1* 1.0 1.1 1.0 0.9 1.0 - * - coeficientul se considera 1.35, daca masele nu a fost determinate direct prin cântărire

2.2.2 Acţiunea vântului

Scopul centralelor eoliene este de-a obţine o putere produsa cat mai mare. Aceasta este dependenta de diametrul paletelor si viteza vântului. Majoritatea turbinelor eoliene au eficienta maxima la o viteza a vântului de 15 m/s si sunt decuplate la o viteza de 25 m/s. In condiţii normale de încărcare efectul vântul se considera ca viteza mediata pe 10 minute, cu o perioada de revenire de 50 de ani. In cazul in care se considera condiţii extreme de încărcare din vânt se considera viteza medie pe 5 secunde având posibilitatea de depăşire o data la 50 de ani.

2.2.3 Acţiunea seismului

Verificarea la acţiunea seismului se face in conformitate cu SR EN-1998 ţinând seama de prevederile IEC614000-1 paragraful 11.6 si anexa C, considerând un interval mediu de recurenta al mişcării seismice de 475 de ani. Nu exista cerinţe sau impuneri speciale legate de comportarea structurii de susţinere. Aceasta se considera nedisipativă, q=1, iar mişcarea seismica se combina cu încărcările operaţionale.

2.3 Verificarea de oboseala

In cazul structurilor de susţinere ale turbinelor o deosebita importanta o are verificarea la oboseala. Aceasta se conduce conform specificaţilor EN1993-1-9: Oboseala. Verificarea la oboseală conform SR EN 1993-1-9/2006 se poate face folosind fie metoda degradărilor acceptabile, fie metoda duratei sigure de viată. Metoda degradărilor acceptabile trebuie sa asigure cu un grad suficient de siguranţa ca structura se comporta satisfăcător pe toata durata de viată a acesteia, presupunând ca exista un program de inspecţie si întreţinere prin care sa fie detectate si corectate degradările provenite din oboseală. Metoda duratei de viata sigure trebuie sa asigure cu un grad suficient de siguranţa ca structura să se comporte satisfăcător pe toată durata de viată a acesteia fără sa fie nevoie de un program de inspecţie regulată pentru constatarea degradărilor provenite din oboseală. IEC614000-1 recomandă utilizarea unor factori parţiali de siguranţa de γf = 1.0 pentru toate situaţiile de proiectare.

2.4 Dimensionarea si verificarea fundaţiilor

Proiectarea fundaţiilor se conduce in conformitate cu SR EN 1992-1-1: 2004 Proiectarea structurilor din beton, Partea 1-1: Reguli generale si reguli pentru clădiri, si SR EN 1997-1: Proiectarea geotehnica – Partea 1: reguli generale. Dimensionarea fundaţiilor turnurilor turbinelor eoliene este determinata de momentul de răsturnare rezultat din încărcările corespunzătoare condiţiilor extreme. Pentru a rezista raportului mare intre momentul încovoietor si forţa axiala, la baza, următoarele soluţii de fundare sunt recomandate:

• fundaţie pe piloţi; • fundaţie pe radier (circular, dreptunghiular sau poligonal); • fundaţie pe micro-piloţi.

Fundaţiile pe piloţi au in general dimensiuni reduse, având o suprafaţa mica de contact cu terenul de fundare fapt care conduce la limitarea rigidităţii turnului si influenţarea caracteristicilor lui dinamice. Cele mai utilizate sunt radierele generale din beton armat care prin greutatea mare reduc semnificativ excentricitatea încărcării verticale. Pentru optimizarea soluţiei de fundare radierul este prevăzut cu un piedestal, ce înglobează ancorele metalice de care se prindere turnul metalic.

Figura 5 Piesele înglobate in cazul fundaţiilor pe radier (Peikko, Williams Form Engineering)

La proiectarea geotehnica, făcuta in condiţiile cele mai defavorabile de încărcare, trebuie avute in vedere acceptabilitatea generala a terenului pe care este amplasata structura, in termeni de stabilitate generala si de mişcări ale terenului, degradarea rezistentei terenului datorita încărcărilor repetate, sensibilitatea la deformaţii, respectiv tasării diferenţiate a structurii. Nu trebuie neglijata influenta flexibilităţii sistemului de fundare asupra caracteristicilor dinamice ale turnului, modificare ce poate conduce la fenomenul rezonanta si creşterea amplitudini vibraţiilor. In anumite situaţii turnul metalic poate fi înglobat in fundaţia de beton.

Tronson înglobat in fundaţie Prindere cu flanşa

Figura 6 Prinderea la baza

2.5 Etapele proiectului

Procedura de proiectare a unei turbine eoliene trebuie sa urmeze următoarea schemă: o efectuarea de simulări pe întreaga turbina eoliana cu diferite înălţimi ale turnului pentru a

determina forţa axiala maxima care poate apărea; o determinarea coeficienţilor parţiali de siguranţa funcţie de materialul de construcţie si

sistemul structural ales; • predimensionare a fiecărui tip de turn cu diverse înălţimii si tipuri de generatoare; o determinarea consumului de material si costurilor de execuţie, transport si montaj; o determinarea costului relativ al fiecărui turn, raportat la celelalte turnuri; o determinarea costului investiţiei raportate la cantitatea de energie produsa in cazul

fiecărui turn; In concluzie pentru a minimiza costurile investiţiei trebuie avuta in vedere eficienta turbinei de vânt in condiţiile de vânt din amplasament, concepţia de alcătuire generala si rezolvare a detaliilor, procesul de execuţie si tehnologia de ridicare la înălţimi mari.

3 Tipuri de structurii de susţinere

Funcţie de materialul de construcţie turnurile de susţinere pot fi din beton armat, hibride sau metalice.

Turnurile din beton armat prezintă avantajele unei întreţineri relativ ieftine, o flexibilitate a formei, posibilitatea prefabricării si pretensionării, comportare dinamica buna datorata unei amortizări mari, comportare buna la oboseala, zgomot si vibraţii reduse, atingerea unor înălţimi mari (80-120 m). In cazul folosirii unui beton de înalte performante sau a folosirii betonului in combinaţie cu CFRP se poate obţine un consum redus de material. Cu toate acestea cea mai folosită soluţie de realizare a acestor structurii rămâne cea metalică.

Figura 7 Structura de susţinere din beton armat prefabricat

Exista 3 tipuri principale de sisteme metalice, si anume turnuri ancorate, turnuri cu structura zăbrelita si turnuri tubulare. Turnurile ancorate sunt cele mai ieftine şi rapid de instalat. Sunt recomandate in cazul micro turbinelor eoliene, pentru utilizatorii casnici. Cu toate ca au un preţ redus, prezenta cablurilor cere o suprafaţa mare de ancorare si poate deveni o soluţie incomoda, in special in cazul „fermelor eoliene”. Turnuri zăbrelite pot ajunge la înălţimi mult mai mari si pot susţine generatoare mult mai grele. Acestea turnuri permit trecerea vântului prin ele, şi, prin urmare, sunt supuse unei presiuni din vânt reduse. Manopera mare si aspectul estetic a făcut ca acest sistem de susţinere sa dispară in prezent lăsând loc turnurilor tubulare de oţel.

Tabelul 3 Dimensiunile tipice ale unui turn Ruuki echipat cu o turbina de 2.5 MW

Înălţimea 100 120 140 160 Diametru 4 6 8 4 6 8 4 6 8 4 6 8 Paleta 19 20.01 21.2 25 25.8 26.5 31 31.4 31.8 37 37 37 Masa (t) 196 184 177 241 241 219 291 277 270 350 336 328 Turnurile tubulare au multe avantaje fata de turnuri zăbrele, dar sunt mult mai scumpe necesitând in general un consum mult mai mare de material . În prezent, preţul acestor turnuri tubulare nu este fezabil in cazul proiectelor rezidenţiale. Turnurile tubulare mari au scări interioare care permit accesul la generator şi la componentele interne asigurând o întreţinere facila. Turnuri tubulare din oţel poseda o rezistenta foarte buna asociata formei lor. Turnurile nu sunt de forma cilindrica, ci conica reducându-si diametrul cu înălţimea.

a) Pilon ancorat b) Stâlp zăbrelit c) Turn tubular

Figura 8 Sisteme metalice de susţinere a turbinelor eoliene

Tabelul 4 Comparaţie intre diversele sisteme de realizare a turnurilor de susţinere

Turn tubular otel - pana la 100 m

Turn zăbrelit - 140 m

Turn hibrid (otel-beton) - 140 m

Consum otel turn (t) 270 277 150 Consum armatura fundaţie (t) 48 41 84 Consum armatura turn (t) - - 186 Consum total otel (t) 318 318 420

Consum beton turn (m3) - - 780 Consum beton fundaţie (m3) 379 300 640 Consum total beton (m3

) 379 300 1420

3.1 Confecţionarea turnurilor tubulare de susţinere

Figura din atelierul unui producător de turnuri arată modul în care este îndoita o tablă de oţel pentru a obţine forma conică a turnului de susţinere turbine eoliene. Operaţia este dificilă deoarece presiunea din rolele de oţel trebuie să fie diferită la cele două capete, în scopul de a îndoi tabla în mod corespunzător. Turnurile sunt asamblate din aceste fâşii conice care sunt tăiate şi apoi sudate împreună. Fâşiile de tabla utilizate se taie curbe de-a lungul margini lungii, iar marginile scurte se taie neparalele in scopul de a obţine prin rulare un tronson in forma de con. Turnurile sunt de obicei fabricate în tronsoane de expediţie de 20 m pana la 30 m, datorita limitărilor de transport.

Figura 9 Realizarea fâşiilor de tablă: îndoire si taiere

Fiecare fâşie este sudată cu o cusătură longitudinală in lungul generatoarei, plus o cusătură circulară care o conecteze la următoarea fâşie. Acest lucru se realizează prin aşezarea fâşiilor de tabla pe un pat de rulare care se roteşte încet, timp în care doi sudori realizează cordoanele de sudura pe exterior, respectiv pe interior.

Figura 10 Realizarea tronsoanelor prin sudura

Tronsoanele de expediţie se prind prin intermediul unor prinderi cu şuruburi cu flanşe, sau a unor prinderi cu SIRP ce lucrează prin frecare.

(a)

(b)

Figura 11 Îmbinare tronsoanelor (a) flanşa, respectiv (b) SIRP

4 Verificarea de rezistenta si stabilitate

4.1 Principii normative

Datorita naturii solicitărilor si a elementelor componente aceste structuri trebuie dimensionate si verificate in conformitate cu prevederile normei SR EN 1993-1-6: La dimensionarea si verificarea turnurilor centralelor eoliene se pot folosi de la metodele de calcul simplificate pana la metode de calcul avansate. Metodele de calcul simplificate se bazează pe formulele analitice pentru determinarea încărcării critice de bifurcare, capacităţii plastice limita, sensibilitatea la imperfecţiunii, interacţiunea elasto-plastică si interacţiunea si modul de combinare a diverselor eforturi unitare. O etapa superioara o constituie determinarea forţei critice de bifurcare, a capacităţii plastice limita precum si a interacţiunii intre tensiunii cu ajutorul programelor de calcul cu element finit si utilizarea formulelor analitice doar pentru stabilirea sensibilităţii la imperfecţiuni si a interacţiunii elasto-plastică. Abordarea cea mai complexa, si tot odată ceea mai completa, se bazează pe determinarea numerica cu ajutorul programelor de calcul a tuturor parametrilor ce intervin in dimensionarea si verificarea elementului si anume: determinarea

incarcarii critice de bifurcare printr-o analiza de stabilitate, determinarea capacităţii plastice a elementului perfect sau imperfect, printr-o analiza neliniar geometrica si/sau cu neliniaritate de material ţinând sau nu seama de imperfecţiuni. Funcţie de pregătirea proiectantului si de capacitatea de calcul a programelor avute la dispoziţie sa poate opta pentru una din cele trei alternative prezentate mai sus (vezi ) Calcul manual Calcul automat simplu Calcul automat complet

Formule pentru:

Incarcarea elastica de bifurcare Limita plastica Sensibilitatea la imperfectiuni Interactiunea elasto-plastica Interactiunea intre diversele tensiunii

Evaluarea numerica a:

Incarcarea elastica de bifurcare Limita plastica Interactiunea intre diversele tensiunii

Evaluarea numerica a:

Incarcarea elastica de bifurcare Limita plastica Capacitatea structurii perfecte Capacitatea structurii imperfecte

Formule pentru

Sensibilitatea la imperfectiuni Interactiunea elasto-plastica

Figura 12 Alternativele pentru proiectarea plăcilor curbe subţiri

La proiectarea acestor structurii sunt prevăzute patru stării limită LS, si anume: LS1: Limita plastica, LS2: Plasticitate ciclica, LS3: Stabilitate si LS4: Oboseala. Lucrarea de fata se axează pe prezentarea principilor de calcul si pe exemplificarea cu un studiu de caz a stabilirii condiţiilor impuse pentru LS1, respectiv LS3. Pentru efectuare verificărilor la diversele LS sunt necesare sau avem la dispoziţie următoarele tipuri de analize.

Tabelul 5 Tipurile de analize

Tipul de analiza Teoria plăcilor Legea de

material

Geometria

plăcilor

Analiza pe baza teoriei de membrana Echilibru membranei - Perfecta Analiza linear elastica a plăcilor curbe subţirii (LA) Încovoiere liniara si întindere Liniara Perfecta Analiza de bifurcare linear elastica (LBA) Încovoiere liniara si întindere Liniara Perfecta Analiza elastica neliniar geometrica (GNA) Neliniara Liniara Perfecta Analiza cu neliniaritate de material (MNA) Liniara Neliniara Perfecta Analiza neliniar geometrica si cu neliniaritate de material (GMNA)

Neliniara Neliniara Perfecta

Analiza elastica neliniar geometrica ţinând seama de imperfecţiuni (GNIA)

Neliniara Liniara Imperfecta

Analiza neliniar geometrica si cu neliniaritate de material ţinând seama de imperfecţiuni (GMNIA)

Neliniara Neliniara Imperfecta

Norma oferă următoarele variante de verificare si a plăcilor curbe subţiri: fie folosirea tensiunile si compararea acestor cu tensiunile echivalente von Misses in cel mai solicitat punct, fie printr-o proiectare directa utilizând relaţiile analitice din standarde, fie o proiectare printr-o analiză numerică globală prin intermediul programelor de calcul bazate pe element finit.

4.2 Analiza numerica globala simpla

Rezistenta de calcul la pierderea stabilităţii Rd se obţine cu ajutorul raportului rezistentei plastice de referinţa Rpl si cu ajutorul raportului rezistentei critice elastice la pierderea stabilităţii Rcr. Rezistenta de calcul se obţine prin împărţirea la coeficientul parţial γm1.

Raportul rezistentei plastica de referinţa Rpl se determina ca fiind raportul intre încărcarea limita plastica determinata in urma unei analize cu neliniaritate de material si încărcările de calcul. Când nu este posibila efectuarea unei analize MNA, pentru aflarea încărcării limita plastica, se poate considera conservativ, in urma unei analize LA, ca fiind definit de momentul atingerii intr-un punct a valori de curgere a unei tensiunii echivalente si e definit ca:

,

2 2 2, , , , ,3

y kpl

x Ed x Ed Ed Ed x Ed

t fR

n n n n nθ θ θ

=− + +

. Relaţia se verifica in cele trei puncte in care tensiunile

ating valorile maxime.

Figura 13 Definirea raportului plastic de referinţa si a raportului de rezistenta critic la pierderea stabilităţii

Raportul rezistentei critice elastice la pierderea stabilităţii Rcr se obţine in urma unei analize LBA pe structura perfectă sub acţiunea încărcărilor de calcul, luându-se ca valoare proprie ceea mai mică. Rezistenta caracteristica la pierderea stabilităţii Rk se calculează prin reducerea rezistentei plastice de referinţa cu factorul de reducere la pierderea stabilităţii χov: k ov plR Rχ= .Factorul de

reducere la pierderea stabilităţii χov se determina conform specificaţilor paragrafului 8.5.2 din SREN1993-1-6, in funcţie de următori parametrii, definiţi in anexa D a SREN1993-1-6: α (factorul de reducere a imperfecţiunilor elastice), β (factorul domeniului plastic), η (exponentul de interacţiune), λ0 (zvelteţea redusa a limitei de zdrobire).

Figura 14 Schema de calcul simplificata

4.3 Analiza numerica globala completa

Raportul rezistentei elasto-plastice cu imperfecţiuni la pierderea stabilităţii RGMNIA se determina ca fiind cel mai mic factor obţinut din următoarele trei criterii:

o Criteriul 1 – Factorul de încărcare maxim de pe curba încărcare - deformaţie (încărcarea limita)

o Criteriul 2 – Factorul încărcării de bifurcare, atunci când aceasta se produce in timpul încărcării înainte de atingerea punctului limita pe curba încărcare - deformaţie

o Criteriul 3 – Deformaţia admisa maxima, atunci când aceasta se produce in timpul încărcării, înainte de a atinge încărcarea de bifurcare sau încărcarea limita

O evaluare conservativa a acestui raport poate fi obţinut printr-o analiza GNIA folosindu-se următorul criteriu:

o Criteriul 4 – Factorul de încărcare pentru care tensiunea echivalenta atinge valoarea de proiectare a limitei de curgere in cel mai solicitat punct de pe suprafaţa plăcii

Figura 15 Definirea rezistentei la pierderea stabilităţii dintr-o analiza globala GMNIA

Orice analiză ce foloseşte geometria imperfectă trebuie sa includă toate imperfecţiunile care nu pot fi evitate in practică. Acestea pot fi imperfecţiuni geometrice (abaterea de la circularitate, neregularităţi ale sudurii, abateri de la grosimea nominală, nesimetria pe reazăme) si imperfecţiuni de material (tensiuni reziduale, neomogenităţi, anizotropia). Imperfecţiunile sunt introduse in modelul numeric sub forma unor abateri iniţiale perpendiculare pe suprafaţa mediana a plăcii perfecte. Forma imperfecţiunilor trebuie aleasă după mai multe încercări astfel încât să aibă efectul cel mai defavorabil asupra raportului R. De obicei forma cea mai defavorabilă se obţine prin scalara geometrica a primei formei de pierdere a stabilităţii. Scalara se face in limitele amplitudinii maxime a abaterilor, respectând tolerantele corespunzătoare clasei de calitate a execuţiei prevăzute pentru obiectivul studiat. Amplitudinea maximă se alege ca fiind �w0,eff =max (�w0,eff,1; �w0,eff,2).

0, ,1 1

0, ,2 2

eff g n

eff i n

w l U

w n tU

∆ =

∆ =

( )0.252

,

4

2,3

gx

g

l rt

l l rt rθ

=

= ≤

Unde lg – reprezintă toate lungimile relevante, t – reprezintă grosimea locala a plăcii curbe subţiri, ni – multiplicatorul pentru a atinge un nivel al tolerantei corespunzător; U1 si U2 sunt parametrii amplitudinii imperfecţiunilor de ondulare.

Tabelul 6 Valori recomandate pentru parametrii de amplitudine ai imperfecţiunilor de ondulare

Clasa de calitate a

execuţiei

Descriere Valori recomandate

pentru Un1

Valori recomandate

pentru Un2

Clasa A Excelenta 0,010 0,010 Clasa B Mare 0,016 0,016 Clasa C Normala 0,025 0,025

4.3.1 Validarea GMNIA

Corectitudinea raportului de rezistenta elasto-plastic cu imperfecţiuni la pierderea stabilităţii RGMNIA, determinat pe cale numerica trebuie validat fie prin efectuarea unor analize numerice, considerând aceleaşi ipoteze si parametrii, alte altor cazuri de pierdere a stabilităţii pentru care se cunosc valorile acestui raport RRk ,know,check, fie prin compararea rezultatelor simulărilor numerice cu rezultatele unor încercări experimentale RR,test,know,check. Rezultatele analizelor numerice trebuie corectate cu un factor de calibrare pentru analiza neliniară, care trebuie sa se situeze in intervalul 0,8-1,2, si care se defineşte:

, , , , ,

, , , ,

Rk know check R test know checkGMNIA GMNIA

R GMNIA check R GMNIA check

R Rk sau k

R R= =

Raportului de rezistenta elasto-plastic cu imperfecţiuni la pierderea stabilităţii se obţine conform relaţiei: ,Rk GMNIA R GMNIAR k R= , unde factorul de calibrare se ia maxim unitar.

4.4 Modelarea cu element finit

Funcţie de pregătirea proiectantului si capacitatea programelor de calcul avute la dispoziţie se pot construi mai multe modele numerice cu element finit. Intr-o primă etapă se poate folosi un model cu elemente finite de bara, cu o comportare liniar-elastică, cu sau fără luarea in considerare a imperfecţiunilor (abaterea de la verticalitate). Pentru acest model se va considera o distribuţie simplificata a încărcării din vânt. Acest model serveşte la determinarea eforturilor de calcul necesare verificărilor simplificate la nivelul tensiunilor. Intr-o etapă următoare, tronsonul cel mai solicitat va fi extras din structură, intre două rigidizări radiale consecutive, si verificat cu ajutorul unui model numeric complet si detaliat, printr-o analiză neliniar geometrică si cu neliniaritate de material ţinând seama de imperfecţiuni. Acest model spaţial va fi construit cu ajutorul elementelor finite 2D shell, de tipul „homogeneous shell”, sau „membranes”. Modelul va încerca sa redea geometria exactă si distribuţia reală a încărcării radiale din vânt. In cazul in care structura nu este deosebit de complexă si capacitatea de calcul o permite se poate construi un model numeric complet. Modelele cu elemente finite de suprafaţa pot reproduce toate cele trei tipuri de imperfecţiuni: ovalizarea, excentricitatea adiţionala si abaterea nominala a unei îmbinări, respectiv ondulaţiile.

Figura 16 .Ovalizarea, excentricitatea adiţionala si ondulaţiile

Turnul unei turbine eoliene este, practic, o consolă cu secţiunea transversală circulară de clasa 4, motiv pentru care poate fi asimilată in analiza globală cu un element de bară iar analiza detaliată

cu ajutorul elementelor finite de suprafaţa să fie necesar a fi folosită numai in cazul segmentelor relevante. In cazul în care nu sunt sarcini transversale aplicate local pe suprafeţele curbe, tensiunile de încovoiere ce apar sunt în general mici. În aceasta situaţie, utilizarea elementelor de tip membrană poate oferi o soluţii suficient bune. Avantajul de a folosi aceste elemente de tip membrană este legat de faptul că acest elemente au mai puţine grade de libertate, şi prin urmare, necesită mai puţină memorie şi timp de calcul. In situaţia in care este impusă o acurateţe sporită şi tensiunile de încovoiere pot atinge valori semnificative, atunci elementele de suprafaţa care considera apariţia tensiunilor din încovoiere sunt cea mai bună alegere.

5 Studiu de caz

5.1 Descrierea centralei eoliene

Studiul de fată prezintă analiza numerică avansată a turnului unei turbine eoliene cu o înălţime de 100 m si o capacitate de producţie de 1.5 MW. Rotorul împreuna cu echipamentele de la partea superioară au o masa totală de 92t. Acesta este prevăzut cu 3 palete cu diametru de 77m. Palierul de funcţionare al generatorului este pentru o viteza a vântului cuprinsă intre 3.0 – 20 m/s. Turnul de susţinere este alcătuit din 5 tronsoane, fiecare având o lungime aproximativă de 20m, ce sunt îmbinate intre ele prin intermediul unor flanşe prinse cu buloane (M48 – M27). Tronsoanele au formă cilindrica, iar ultimul tronson conică. La baza turnului secţiunea pleacă de la diametru de 4300 mm si o grosime a peretelui de 39mm, iar la vârf ajunge la: 2955 mm diametru si 12 mm grosime. Fiecare tronson este alcătuit din fâşii cu grosimi diferite îmbinate sudat intre ele.

Figura 17 Îmbinarea tronsoanelor si a fâşiilor

Figura 18 Ansamblul turnului

5.2 Determinarea încărcărilor si a eforturilor

Pentru verificarea turnului au fost construite patru modele, de diferite complexităţi. Primul model, consideră simplificat turnul ca o consolă încărcata din vânt cu o sarcină laterală uniform distribuită. Un al doilea si al treilea model, consideră direct spatialitatea modelului, folosind elemente plane. Scopul acestora este de-a studia in detaliu anumite tronsoane semnificate, si anume tronsonul cel mai solicitat si tronsonul de la baza turnului prevăzut cu o uşa de vizitare. In al patrulea model numeric este reprodusă întreaga structura. Pentru modelul simplificat au fost considerate încărcarea din vânt, din greutate proprie, precum si o geometrie imperfecta, luat in calcul ca o abatere la vârf conformă cu 5.2.2 EN1993-3-2 Coşuri de fum.

50 96.15 501 1 0,237

500 500 96.15

hm

h∆ = + = + =

Încărcarea din vânt a fost calculată atât ca forte concentrate cat si ca presiune radială pe suprafaţa turnului. Sunt prezentate in tabelele următoare eforturile. Presiunea / forţele din acţiunea vântului pe turn Tabelul 7 Presiunea din vânt

z (m) ce(z) qp (ze)

2 1.939 664 8 2.591 979

16 2.995 1131 26 3.3153 1224 36 3.548 1292 46 3.735 1346 56 3.892 1391 66 4.028 1430 76 4.148 1464 86 4.257 1494 96 4.356 1521

Tabelul 8 Fortele din vânt z

(m) qp (ze) [N/m2]

cscd cf Ltr

[m] D

[m] Atr

[m2] Fw

[kN] 8 979 16,75 4,3 72,025 98,07

26 1224 20 4,3 86 146,44 46 1346 20 4,3 86 161,09 66 1430 20 4,3 86 171,09 86 1494

1,739 0,8

19.4 3,627 70,364 146,23 Tabelul 9 Coeficienţii de presiune

α cp0 Ψ cpe 0o 1 1 1

15o 0,8 1 0,8 30o 0,1 1 0,1 45o -0,7 1 -0,7 60o -1,2 1 -1,2 75o -1,5 1 -1,5 90o -1,4 -1 -1,4

105o -0,8 0,74 -0,592 Tabelul 10 Eforturile din acţiunea din vântului pe turn T1-T5 si pe echipamente

Forţa tăietoare [kN]

Momentul încovoietor [kNm]

Tronsonul Cota

secţiunii la mijloc [m]

Forţa totala din

vânt [kN]

Secţiunea inferioara

Secţiunea superioara

Secţiunea inferioara

Secţiunea superioara

T1 8 98,07 722,92 624,85 35870 25088 T2 26 146,44 624,85 478,41 25088 14055 T3 46 161,09 478,41 317,32 14055 6098 T4 66 171,09 317,32 146,23 6098 1462 T5 86 146,23 146,23 0 1462 0 E 96.15 - 190 - 7100 -

Tabelul 11 Eforturile din greutatea proprie Forţa axiala [kN] Tronson Greutatea

proprie [kN] Secţiunea inferioara Secţiunea superioara T1 685,6 3200,1 2514,5 T2 579 2514,5 1935,5 T3 443,2 1935,5 1492,3 T4 317,8 1492,3 1174,5 T5 254,5 1174,5 920 Echipament 920 - - Tabelul 12 Eforturile adiţionale din imperfecţiunea geometrica Tronson Greutatea

proprie [kN] Secţiunea la mijloc [m]

Deplasarea laterala [m]

Momentul adiţional [kNm]

T1 / 0m 685,6 8 0,0197 430,9 T2 / 16,75 m 579 26 0,0641 313,6 T3 / 36,75 m 443,2 46 0,113 205 T4 / 56,75 m 317,8 66 0,163 121,3 T5 / 76,75 m 254,5 86 0,212 56,16 Echipament 920 96,15 0,237 0

5.3 Verificarea de rezistenta si stabilitate

5.3.1 Determinarea momentului capabil

După determinarea eforturilor pe consolă, se poate face o verificare sumară a capacităţii turnului, folosind prevederile „Technical Report No.7 – High Mast Lighting – The Institution of Lighting Engineers”. Acesta norma britanica oferă o soluţie simplificată de determinare a momentului capabil al secţiunilor poligonale, respectiv circulare, pentru piloni de susţinere a instalaţilor de

iluminat nocturn. 0.2858

* 0.9241 90 0.1266180

py

y m

MD NE DM

t NEtσ

σ γ

− ≤ = ⋅ ⋅ −

⋅ ,

unde D – diametrul, N – numărul de laturi, t – grosimea peretelui, E – modulul de elasticitate Tabelul 13 Momentul capabil al diferitelor tipuri de secţiunii (TR7) Grosimea [mm] Diametru [mm] Moment capabil [kNm]

39 4300 0,735 184700 36 4300 0,716 166300 32 4300 0,688 142500 29 4300 0,666 125100 28 4300 0,659 119500 27 4300 0,651 113900 24 4300 0,625 97430 23 4300 0,617 92090 22 4300 0,607 86810 20 4300 0,588 76490 17 4300 0,556 61600 16 4300 0,545 56810 15 4300 0,533 52110 14 4300 0,52 47510 13 4300 0,507 43020 12 4300 0,493 38630

5.3.2 Verificarea tensiunilor

Determinarea tensiunilor critice, atât cea meridiană cat si cea circumferenţială, se face folosind anexa D SREN1993-1-6: Expresii pentru calculul tensiunilor de voalare, D. Placi curbe subţiri cilindrice nerigidizate. Calculul tensiunilor apărute in pereţii turnului se face in teoria de membrana cu ajutorul formulelor din anexa A2 SREN1993-1-6: Placi curbe subţiri cilindrice nerigidizate. In calculul tensiunii circumferenţială rezultate din încărcarea data de vânt se poate considera o presiune echivalentă de compresiune ce acţionează uniform pe pereţi secţiunii (kw=0,514), conform D.1.3.2. Parametri de voalare circumferenţială. Calculul, respectiv verificarea, se face in punctele in care se obţine valoarea maxima a tensiunilor solicitare, in cazul nostru in secţiunea periculoasa de la z = 70m. Tabelul 14 Valorile tensiunilor

Tensiunea meridiană σx [N/mm2]

Tensiunea circumferenţială

σθ [N/mm2] Tensiunea critica de voalare 669 9,06 Rezistenta de calcul la pierderea stabilităţii

169 4,53

Solicitarea 112,92 0,296 Moment încovoietor 17720 kNm Forţa axiala 1770 kN Presiunea echivalenta din vânt

1.5 x 1102 N/m2

Figura 19 Calculul tensiunilor

Se poate observa valoarea inferioara a solicitărilor in raport cu capacitatea elementului.

5.3.3 Analiza avansata cu element finit pe modele spaţiale

Cu ajutorul programului ABAQUS 6.8-3 a fost construit un model complet al turnului. Intr-o primă etapă au fost efectuate două analize. Si anume, analiza liniară si analiza cu considerarea neliniarităţilor de material efectuate pe structura cu geometria perfectă. In urma calculului static, atât elastic cat si cu considerarea neliniarităţilor de material, s-a observat concentrarea de tensiuni in jurul rigidizărilor radiale.

Tabelul 15 Eforturile la baza / Reactiunile Secţiunea

de la baza

Forta axiala [kN]

Forta tăietoare

[kN]

Moment încovoietor

[kNm] LA 4323 1260 80088

Figura 20 Rezultatele analizei LA si MNA

In urma analizei LBA, de bifurcare linear elastică s-a obţinut valoarea multiplicatorului forţei critice elastice de pierdere a stabilităţii Rcr = 5,877 precum si forma primului mod ce va fi folosită in generarea geometriei imperfecte a turnului.

Figura 21 Rezultatele LBA

Analizele pe structura perfecta au evidenţiat comportarea structurii, in urma acestor obţinându-se următoarele valori ale factorului R. Si anume, pentru analiza MNA, un factor Rpl = 3,07 (valoare ce poate fi limitata, datorita deplasărilor laterale considerabile >h/20); respectiv pentru analiza GMNA un factor Rpl = 1,77. Pentru analiza completă, de tip GMNIA, s-a determinat amplitudinea imperfecţiunilor, conformă cu clasa de calitate a execuţiei. Imperfecţiunile au fost aplicate primei forme de pierdere a stabilităţii.

4 4 4300 12 908,63gxl rt mm= = ⋅ ⋅ =

Tabelul 16 Valorile tolerantei geometrice Clasa de calitate

a execuţiei Descriere

Valori recomandate Un1

Toleranta geometrica [mm]

Clasa A Excelenta 0,010 9,086 Clasa B Mare 0,016 14,538 Clasa C Normala 0,025 22,7158

In figură se poate observa modul de cedare al turnului si modul de determinare al factorul încărcării determinat in urma analizei de GMNIA, si anume Rpl = 1,49.

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

0 1 2 3 4 5 6

Displacem ent [m ]

Lo

ad

fa

cto

r R

GMNA

MNA

GMNIA

kGMNIA = 1,49

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

0 1 2 3 4 5 6

Displacem ent [m ]

Lo

ad

fa

cto

r R

GMNA

MNA

GMNIA

kGMNIA = 1,49

Figura 22 Modul de cedare al turnului si determinarea kGMNIA

Au fost analizate două modele detaliate, ale celor două tronsoane relevate. Primul model reprezintă tronsonul de la bază. Acest model prezintă eforturile cele mai mari si slăbirea secţiunii transversale a turnului in dreptul golului de uşa. In figura se prezintă detaliul de gol, precum si modelul numeric si încărcările la capete.

Figura 23 Golul de uşa

In urma analizei LBA, de bifurcare linear elastică s-a obţinut valoarea multiplicatorului forţei critice elastice de pierdere a stabilităţii Rcr = 12,25 precum si forma primului mod ce va fi folosit in generarea geometriei imperfecte a tronsonului.

Tabelul 17 Eforturi la capete

Secţiunea Forţa

axiala [kN] Forţa

tăietoare [kN] Moment

încovoietor [kNm] Secţiunea superioara

4413 1231 73988

Secţiunea inferioara

4413 1231 88514

Figura 24 Modelul numeric Figura 25 Rezultatele analiza LBA

In urma analizei liniare LA a fost observată concentrarea de eforturi din jurul golului de uşa, rezultând un factor de concentrare de aproximativ 1,4.

SCF = 1.397SCF = 1.397

Figura 26 Tensiunile in inelul de rigidizare precum si concentrarea tensiunilor in jurul golului

Analiza structurii perfecte cu considerarea neliniarităţilor de material si geometrice GMNA a tronsonului de la baza a dat un factor Rpl = 2,61 după cum este evidenţiat in următorul grafic. Factorul rezultat este superior celui obţinut in cazul modelul global. Acest lucru arata ca in cazul acestui turn nu secţiunea tronsonului de la baza, din dreptul golului de uşa este ceea periculoasa.

Bottom segment

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

0 50 100 150 200 250 300

Displacement [mm]

Lo

ad

fa

cto

r

GMNA

Bottom segment

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

0 50 100 150 200 250 300

Displacement [mm]

Lo

ad

fa

cto

r

GMNA

Figura 27 Rezultatele analizei GMNA

Al doilea model detaliat analizat a fost cel al tronsonului intre cotele 56.75 – 76.75m, tronson pentru care, in urma calculelor simplificate, s-a obţinut raportul cel mai mare intre tensiuni si rezistente. A fost efectuata o analiza de tip GMNIA, in care au fost introduse imperfecţiunile geometrice compatibile cu forma primului mod de pierdere al stabilităţii, rezultata in urma unei analize LBA. Pentru a vedea sensibilitatea turnului la imperfecţiunile geometrice au fost considerate doua amplitudini diferite ale imperfecţiunilor, corespunzătoare unei clase de calitate a execuţiei normale, respectiv înalte.

Tabelul 18

Secţiunea Forţa axiala [kN]

Forţa tăietoare

[kN]

Moment încovoietor

[kNm] Secţiunea superioara

1586 409 13055

Secţiunea inferioara

2015 666 23897

Figura 28 Modelul numeric si eforturile la capete Figura 29 Rezultatele LBA - Rcr = 6.80

In figura se pot observa rezultatele analizei GMNIA: curbele de comportare, modurile de cedare precum si determinarea factorului kGMNIA. Se observa ca aceştia sunt mai mari decât cei obţinuţi pentru modelul global. Acest lucru se datorează efectul rigidizării si al concentrării locale de tensiunii, ceea ce reduce capacitatea elementului. Pentru a surprinde efectul rigidizărilor se recomandă luarea in considerare a două tronsoane.

Relevant segment

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

1.6

1.8

2

0 0.002 0.004 0.006 0.008 0.01 0.012 0.014 0.016

Rotation [rad]

Lo

ad

fa

cto

r

GMNIA normal

GMNIA high

kGMNIA

Relevant segment

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

1.6

1.8

2

0 0.002 0.004 0.006 0.008 0.01 0.012 0.014 0.016

Rotation [rad]

Lo

ad

fa

cto

r

GMNIA normal

GMNIA high

kGMNIA

Figura 30 Rezultatele analizei GMNIA pe tronsonul considerat

Tabelul 19 Factorul kGMNIA Clasa de calitate a execuţiei kGMNIA Mare (~17 mm) 1,79 Normala (~23 mm) 1,72 In urma analizei tronsonului cu momentele la capete cu sau fara considerarea presiunii echivalente uniforme din vânt, nu au rezultat diferenţe, ceea ce arata efectul redus al presiunii locale din vânt in raport cu încovoierea globala a turnului.

6 Bibliografie

[1]. Abaqus User Manual, ABAQUS 6.7-1, Dassault Systèmes, 2007 [2]. Celso J. Muñoz Black, Hugo Hernández Barrios, Alberto López López - A comparison of

cross-wind response evaluation for chimneys following different international codes, 11 American Conference on Wind Engineering San Juan Puerto Rico, June 22-26, 2009

[3]. Ching-Wen Chien, Jing-Jong Jang - A study of wind-resistant safety design of wind turbines tower system - The Seventh Asia-Pacific Conference on Wind Engineering, November 8-12, 2009, Taipei, Taiwan

[4]. European Committee for Standardisation - EN 1991-1-4 – Actions on structures, General actions - Wind action

[5]. European Committee for Standardisation - EN 1993-1-6 - Eurocode 3: Design of steel structures Part 1-6 : Strength and Stability of Shell Structures

[6]. European Committee for Standardisation - EN 1998 – Design of structures for earthquake resistance – Part1

[7]. European Shell Buckling Recomandation: Buckling of steel shells european design recomandations, aprilie 2008

[8]. Gabriel Trăistaru - Uniunea Europeană îşi pregăteşte intrarea în Era Verde! (http://www.reportereconomic.ro/uniunea-europeana-isi-pregateste-intrarea-in-era-verde/)

[9]. George J Simitses - Buckling and postbuckling of imperfect cylindrical shells: A rewiew (http://www.asme.org)

[10]. Guided Tour on Wind Energy - http://www.windpower.org, 2002 [11]. Herbert Schmidt - Stability of steel shell structure – General Report – (JCSR 55(2000) 159-

181) [12]. HISTWIN – High-strenght Steel Towers for Wind Turbines, RFSR-CT-2006-00031 [13]. IEC 61400-1:2005 - Wind turbines – Part 1: Design requirements; International

Electrotechnical Commission [14]. Lavassas, G. Nikolaidis, P. Zervas, E. Efthimiou, I.N. Doudoumis, C.C. Baniotopoulos -

Analysis and design of the prototype of a steel 1-MW wind turbine tower - Engineering Structures 25 (2003) 1097–1106

[15]. Marco Gettel, Werner Schneider - Buckling strength verification of cantilevered cylindrical shells subjected to transverse load using Eurocode 3 - Journal of Constructional Steel Research 63 (2007) 1467–1478

[16]. P.E. Uysa,, J. Farkasb, K. J´armaib, F. van Tondera - Optimisation of a steel tower for a wind turbine structure - Engineering Structures 29 (2007) 1337–1342

[17]. Stefan Golling - Stress concentration at door opening of steel for wind towers - Lulea University of Technology - Master Thesis

[18]. Wind Towers: design by FEM and Technological Features, SUSCOS traning course, Coimbra, 28 martie 2011, M. Velikovic, D. Dubina, R. Simoes, S. Jordao, C. Rebelo, L. Marques.

[19]. World Wind Energy Association– World Wind Energy Report 2010, aprilie 2001 [20]. Xianzhi Liu – Wind loads on multiple cylinders arranegd in tandem with effects of

turbulence and surface roughness, Louisiana State University, Msc Thesis, 2003