STUDII, PROIECTE SI REALIZARI ALE TURNURILOR DE

SUSTINERE ALE TURBINELOR DE VANT CU AX ORIZONTAL

DE PUTERE MEDIE SI MICA

Alexandru Botici1 Teodor Leț2

1 Prof. dr. ing., Universitatea “Politehnica” din Timișoara, Facultatea de Construcții, Departamentul de Construcții Metalice si Mecanica Construcțiilor

2 ing. SC Proteor SRL Luncșoara [BH]

Rezumat

Lucrarea analizează principiile de proiectare ale turnurilor de susținere pentru turbinele de

vânt cu ax orizontal de mică putere 3.0 kW si 5.0 kW. Aceste turbine de vânt sunt destinate

producerii de energie electrica penrtu mici comunități locale. Se prezinta raspunsul structural al

turnului la actiunile dinamice ale vantului pe turbina si pe stalp. Analiza dinamica si

dimensionarea structurii se face in asa maniera incat sa fie evitat fenomenul de rezonanta al

structurii. De asemenea se face analiza aparitiei fenomenului de instabilitate pentru viteze ale

vantului mai mari decat cele de exploatare normala.

1. Generalități

Încă din 1982 transformarea energiei vântului în energie electrică, a fost studiată într-un program energetic derulat în cadrul Universității “Politehnica” din Timișoara. Programul a fost concretizat prin realizarea unor prototipuri industriale de turbine de vant cu ax orizontal de putere medie circa 30 kW, montate pe muntele Semenic.După aproape 10 ani Centrul National de Management Programe finanțează proiectul “Deservirerea energetică a unei comunitați utilizând curenții de aer”. Lucrarea face parte din „Programul 4 – Parteneriate în domeniile prioritare”. Programul a început în anul 2007 și se termină in anul 2011. Instalația este amplasata în localitatea Marga, jud. Caras-Severin. Turbina de vânt are o putere de 1.5 kW și înălțimea de 21.00 m până la axul turbinei. Capul de stâlp este fixat la 18.00 m pe un stâlp de susținere cu zăbrele sub forma unui trunchi de piramidă cu baza patrată (fig.1). Acesta a fost dimensionat din conditii dinamice astfel incat turbine si turnul sa nu intre in rezonanta conform graficului din figura 2, evitandu-se domeniile a si b cu frecvente intre 0.80 Hz – 2.60 Hz si 3.20 Hz – 11.00 Hz. Frecventa de oscilatie al turnului cu zabrele fiind 11.20 Hz pentru perioada T=0.0894 sec.

Figura 1: Plan ansamblu turbina 1,5 kW Figura 2: diagrama funcționare agregat 1,5kW

Un al doilea program aflat în curs de demarare în colaborare cu Norvegia este R0018 „Improvement of the Structures and Efficiency of Small Horizontal Axis Wind Generators with non Non-Regulated Blades”, demarat de Universitatea Politehnica Timișoara.În acest caz turbina este fixată la înălțimea de 15,00m și are o putere de 5 kW. Turnul de susținere are forma tronconică, realizat din placi subțiri (fig. 2).Stalpul tronconic este realizat din trei elemente (subansamble) fiecare in forma de trunchi de con. Turnul este prevazut cu o usa de acces (inspectie) la 2.0m de baza si o a doua usa la 11.00m. Cea de a doua usa serveste si ca platforma pentru inspectia pe exterior a rotorului. In interior turnul este prevazut cu o scara de acces spre turbina.

Figura 3: Plan ansamblu turbina 5,0 kW Figura 4: diagrama funcționare agregat 5,0kW

2. Conditii de dimensionare

Conditiile de dimensionare ale turnului sunt cele prin care sa se poata asigura functionarea turbine in conditii optime. In acest sens incarcarile date de agregat s-au luat in baza normelor international \CEI 61400-2-2006 corespunzatoare turbinelor mici.Agregatul se considera ca se incadreaza in clasa IV, caracterizata prin: viteza medie a vantului la nivelul turbinei 6.0 m/s; viteza de referinta pentru regimul de protectie 30.0 m/s; turatia maxima a turbine 120 rot/min; viteza de instalare la densitatea medie a aerului de 1.225 kg/mc si diametrul turbine intre 5.0 m – 7.0 m fiind de 8.0 m/s.Caracteristica amplasamentului de destinatie este de 3.0 m/s; 4.0 m/s; 5.0 m/s si 6.0 m/s – in judetul Alba [RO].Tipurile de incarcari considerate in calcul sunt:-incarcari inertiale, gravitationale si vibratii;-incarcari aerodinamice;-incarcari operationale;-alte incarcari provenite din transport, montaj, intretinere, reparative, etc.Standardul CEI 61400-2-2006 prevede 10 ipoteze de încărcare pentru agregat:-patru ipoteze pentru producția de energie electrica: funcționare normal (A), orientare în vânt (B), defecte de orientare (C) și încărcări maximale (D);-două ipoteze pentru suprapunerea unui defect peste funcționarea normală: turație maximală (E) și scurtcircuit electric la conectarea sarcinii (F);-oprirea prin frânare (G);-regim de parcare – oprit sau turație mică (H);-parcare în poziție defavorabilă – în pană (I).În baza acestor tipuri de încărcări și ipoteze de încărcare pentru stâlp se stabilesc ipotezele de încarcare:

A. Încărcări funcționale normale:-masa capului de stâlp 400 kg;-forțele gravitaționale 4000N;

-excentricitatea centrului de greutate al agregatului (turbină și nacelă) 0,30m;-forțe aerodinamice orizontale la diametrul turbinei de 7,0m, densitatea aerului 1,5 kg/mc, viteză de instalare de 10 m/s, F=2890 N;-moment reactiv al generatorului electric My=438 Nm;

D. Încărcare maximală funcțională: viteza vântului în punctul de instalare se majorează cu abaterea datorită turbulenței și rafalei maxime și rezultă forța aerodinamică F=3250 N;

E. Turația maximă rezultată dintr-un eventual defect al sistemului de conducere este 150 r.p.m.. În consecință forțele aerodinamice se majoreaza cu circa 50%;

F. și G. Momentul la arborele turbinei, provocat de scurtcircuit la generatorul electric sau la aplicarea frânei mecanice provoacă o dublare față de valoarea de la ipoteza A și rezultă My=876 Nm;

H. În situația de rotor frânat, aria portantă a paletajului de circa 12 m2 și viteză de vânt de 30 m/s, soliditate de 0,3, diametru turbină de 7 m, coeficient de rezistență 1,5 și densitatea aerului 1,5 kg/mc, rezultă forța aerodinamică orizontală F=12150 N. Aceasta valoare acoperă și condiția ipotezei I parcare în poziție defavorabilă – pană.Față de aceste ipoteze se consideră evaluarile curente ale acțiunilor pe stâlp conform standardelor pentru construcțiile metalice, inclusiv cele de transport, montaj, reparații și eventual ridicare și coborâre a stâlpului prin basculare față de fundație.Conditia de dimensionare a stalpului agregatului este aceea ca in regim de functionare a turbinei stalpul sa nu intre in rezonanta cu elementele rotorului.În timpul funcționării turbina generează două domenii de frecvențe perturbatoare:

a. Masă neechilibrată: frecvența turației;b. Perturbații aerodinamice: produsul turație × număr de palete.

Conform figurii 4 domeniul a se caracterizează prin intervalul de frecvențe 0,8 – 2,0 Hz. Domeniul b se caracterizeaza prin intervalul de frecvențe 3,2 – 8,0 Hz (fig. 4).Frecventele de vibrații proprii a stâlpului de susținere trebuie sa se situeze în afara domeniului frecvențelor de funcționare ale turbinei. Pe de altă parte stâlpul trebuie să asigure și condiții funcționale de acces la turbină pentru diverse intervenții de verificare, exploatare și reparații.

Figura 5: Turnul tronconic de12,0m

Plecând de la aceste condiții hotărâtoare în dimensionarea stâlpului s-au facut studii pe un număr mare de variante de stâlpi care au diferit intre ei atât geometric cât și dimensional. In urma studiilor preliminare s-a hotarat schema geometrica gabaritica optima care sa satisfaca criteriul functional. Pe acest model dupa mai multe incercari s-a determinat grosimea optima a panzei curbe t=4.0 mm (figura 5), pentru care frecventele proprii evita fenomenul de rezonanta. Freventele proprii ale stalpului din figura 5 au urmatoarele valori: f1=8.04 Hz (pentru T1=0.1243 sec) si f2=32.57 Hz (pentru T1=0.0307 sec), ceea ce inseamna ca se evita fenomenul de rezonanta corespunzator domeniului a (0.8-2.0 Hz) respective b (3.2-8.0 Hz) din figura 4. Se mentioneaza ca la limitele superioare ale domeniilor rotorul este oprit.

3. Modele numerice de calcul

Analiza statică și dinamică a turnului s-a facut cu ajutorul programelor de calcul SAP2000 si ANSYS discretizand structura in elemente de placă curbă subțire tip Shell. Actiunea vantului pe circumferinta turnului si pe inaltime s-a considerat in conformitate cu standardele SR EN 1991-1-4:2004 si NP082-2004 corespunzator vitezei v=31.0 m/s (fig. 6a; 6b).

Figura 6a: Distributia presiunilor pe Figura 6b: Distributia presiunilor pe circumferinta turnului inaltimea turnului

Wind pressure load for v=31 m/s [daN/m2] Height

[m]Angle0 [º]

Angle30 [º]

Angle60 [º]

Angle90 [º]

Angle120-180 [º]

2.00 59.20 0.00 -88.80 -106.50 -47.304.00 74.70 0.00 -112.00 -134.40 -59.706.00 84.40 0.00 -126.60 -151.90 -67.508.00 91.60 0.00 -137.40 -164.80 -73.3010.00 97.30 0.00 -146.00 -175.10 -77.8012.00 102.10 0.00 -153.10 -183.80 -81.7015.00 106.20 0.00 -159.30 -191.20 -85.00

Table 1: Circumferential wind pressure load

Raspunsul dynamic al structurii din figura 5, pentru care fenomenul de rezonanta nu apare, este prezentat in figurile 7a si 7b corespunzatoare primelor doua moduri de vibratie.

T=0,1243 sec; f=8.04 Hz T=0,0307 sec; f=32.57 Hz Figura 7a: Raspuns dinamic modul unu Figura 7b: Raspuns dinamic modul doi

Eforturile unitare normale si tangențiale pentru agregatul de 5kW corespunzătoare stării limită ultime ULS rezultate în urma calculului static de ordinul I sunt prezentate în figura 8:

S11 S22 S12

S11max=112 daN/cm2

S11max=-76 daN/cm2

S22max=385 daN/cm2

S22max=-272 daN/cm2

S12max=63 daN/cm2

S12max=-54 daN/cm2

Figura 8: Eforturi ULS agregat 5kWSe poate observa ca eforturile maxime din pânza turnului sunt inferioare rezistenței de calcul a materialului fyd=2086 daN/cm2 corespunzătoare unui oțel S235. Forma deformata a turnului, corespunzatoare acestei situatii de exploatare ULS este prezentata in figura 9. Deasemenea se face remarca ca in acest caz nu apar fenomene de instabilitate locala sau generala.

1

X

Y

Z

FEB 6 2011

11:58:55

DISPLACEMENT

STEP=1

SUB =4

TIME=1

DMX =.887162

Figura 9: Deformed shape: top view

4. Solutii de imbinare a virolelor

Turnul este uzinat intr-o fabrica de constructii metalice din trei elemente: elementul inferior de 6.0 m, elementul central avand tot 6.0 m si elementul superior de 2.60 m pe care se monteaza nacela. Elementele se imbina intre ele cu suruburi. Pentru realizarea prinderii s-au analizat doua solutii distincte care ulterior au fost imbunatatite in scopul eliminarii concentratorilor de eforturi.Prima variant de imbinare cu eclise asezate radial la distante de 210 mm (fig. 10). Eclisele sunt sunt sudate pe cele doua substructuri pe o lungime “l” si se suprapun pe o lungime de “2l1”. Prima varianta are lungimea de sudura a eclisei l=230 mm. Varianta asigura o montare usoara si o prindere cu suruburi pasuite sau de inalta rezistenta sigura.

Figura 10: Sistemul de imbinare al elementelor turnului

Analiza acestei imbinari facuta cu element finit a scos in evidenta concentratori de tensiuni cu valori peste limita de rupere in panza turnuluila capetele ecliselor si deformari ale acesteia (fig. 11). Valorile eforturilor sunt prezentate in in tabelul 2, randurile 1-3 in functie de lungimea sudata a eclisei.

Figura 11: Starea de tensiuni si forma deformata eclisa in prima variant

Pentru inlaturarea concentratorilor de tensiune si evitarea introducerii de deformatii mari in panza tronconica s-a propus o varianta de imbinare completata cu un inel de rigidizare la partea superioara ecliselor (fig. 12, 13, tab. 2 randurile 4-5).

Table 2No. l [mm] Fig. SMAX

[daN/cm2]SMAX

[daN/cm2]DMAX

[cm]Notes:

1 23010; 11

9850 0.854 0.361 σ >> fyd

2 30510; 11

4762 0.891 0.238 σ > fyd

3 43010; 11

3584 0.943 0.201 σ > fyd

4230 + top

ring12; 13

5002 0.850 0.233 σ > fyd

5400 + top

ring12; 13

1970 0.108 0.100 σ < fyd

6 305 + flange 14 2572 2.913 0.047 σ > fyd

7230 + flange

+ top ring15

2331 0.447 0.037 σ = fyd

Figura 12: imbinare eclise cu inel de rigidizare Figura 13: Starea de tensiune

Varainta a 5-a a acestei solutii conduce la concentratori de tensiune sub limita de curgere (vezi tab. 2). Pentru comparare cu variantele de mai sus s-a analizat si o imbinare tip flansa rigidizata respectiv flansa rigidizata si inel la partea superioara a rigidizarilor (fig. 14 , 15). Valorile tensiunilor maxime sunt prezentate in tabelul 2 radurile 6-7.

Figura 14: imbinare cu flansa si rigidizari Figura 15: imbinare cu flansa, rigidizari si inel

In aceste imbinari lungimea rigidizarilor dintre flansa si panza turnului s-au luat l=305 mm (fig. 14). Valoarea efortului maxim este in acest caz 2572 daN/cm2. Si in acest caz sunt evidentiate deformatii mari in raport cu grosimea panzei tronconice. Pentru diminuarea valorilor extreme s-a

introdus un inel superior rezultand imbinarea din figura 15. Valorile eforturilor unitare maxime nu au scazut substantial nici in aceasta situatie. In consecinta solutia finala s-a ales cea corespunzatoare figurii 12-13.

5. Stabilitatea structurii

Verificarea stabilitatii turnului s-a facut considerand viteza maxima a vantului din amplasament concomitant cu fortele orizontale din axul turbine si fortele gravitationale din greutatea agregatului. Pentru aceste incarcari nu au aparut forme de instabilitate locala sau generala in turn. Pentru a gasi formele de instabilitate specifice tipului de turn considerat s-a presupus ca posibila cresterea incarcarilor din vant in situatia de agregat oprit. Pentru a obtine aceste forme s-au determinat factorii de multiplicare pentru eigenbuckling modes printr-un calcul la stabilitate.Fenomenul de instabilitate locala si generala a aparut la baza rzultand factorii de multiplicare prezentati in figurile 15 si 16.

Mode 1 Mode 2 Mode 1 Mode 2

fact.=21.51 fact.=23.03 fact.=50.21 fact.=50.271

X

Y Z

FEB 6 2011

11:37:08

DISPLACEMENT

STEP=1

SUB =1

FREQ=21.346

DMX =.016092

1

X

Y Z

FEB 6 2011

11:07:44

DISPLACEMENT

STEP=1

SUB =1

FREQ=50.214

DMX =.026485

1

XY

Z

FEB 6 2011

11:40:17

DISPLACEMENT

STEP=1

SUB =2

FREQ=21.511

DMX =.016376

1

XY

Z

FEB 6 2011

11:40:58

DISPLACEMENT

STEP=1

SUB =3

FREQ=23.038

DMX =.018933

1

FEB 6 2011

11:12:58

DISPLACEMENT

STEP=1

SUB =1

FREQ=50.214

DMX =.026485

1

FEB 6 2011

11:18:08

DISPLACEMENT

STEP=1

SUB =2

FREQ=50.277

DMX =.014864

Pierderea locala a stabilitatii

Pierderea locala a stabilitatii

Pierderea stabilitatii globale

Pierderea stabilitatii globale

Figura 15: Instabilitate locala Figura 16: Instabilitate generala

Caclulul geometric nelianiar, in ipoteza marilor deplasari, a redus facrorul incarcarii critice din vant la valoarea de 16 times wind pressure load. Analizand evolutia tensiunilor echivalente in panza tronconic,a prin impartirea presiunii maxime in 10 pasi de incarcare, s-a evidentiat ca pentru pasul numarul patru eforturile unitare echivalente au atins limita de curgere a otelului. Atfel intrarea in curgere a panzei turnului corespunde la o incarcare din vant de sase ori mai mare decat incarcarea de calcul stabilita de norme.

6. Concluzii

Constructiile pentru centralele eoliene sunt dimensionate in general din conditii functionale si cele de evitare a fenomenului de rezonanta.Nivelul solicitarilor reale ester mult mai mic decat capacitatea portanta a constructiei.Imbinarea elementelor de structura la montaj cu suruburi si eclisare, respective cu flanse a necesitat introducerea unui inel de rigidizare superior diminuarea deformarii panzei tronconice si reducerea varfurilor de tensiune.

Fenomenul de instabilitate apare numai in domeniul postelastic la viteze ale vantului superioare celor de exploatare si celor maxime inregistrate pe amplasament.In consecinta acest tip de turn, pentru o central de vant de 5.0 kW, poate fi utilizat pe numeroase amplasamente de pe teritoriul Romaniei.

7. Bibliografie

[1] Botici, Al. and Leț, T., Supporting towers for medium power wind turbines, SDSS99, Timișoara 1999.

[2] Botici, Al. and Leț, T., The analysis about a wind turbine structures with finite element method, ELFIN 2000, Oradea 2000.

[3] Leț, T. and Botici, Al., Stability of tronconical shells using finite element method, ICMS 2003, Timișoara 2003.

[4] Leț, T., Ivan, M. and Botici, Al., Interaction curves for circular and tappered shells subjected to combined loads, Steel a new and Traditional Material for Building, Proceedings of the international conference in metal structures, Brașov 2006.