Obciążenia i warunki pracy konstrukcji wsporczej
Opisane poniżej obciążenia i warunki pracy konstrukcji wsporczej są takie same dla każdego etapu modyfikacji geometrii konstrukcji przedstawionej w pracy. Prezentowane wyniki poszczególnych symulacji otrzymano dla przedstawionych tu założeń. Jak już wcześniej wspomniano zakładamy, że konstrukcja zostanie posadowiona na obszarze Morza Bałtyckiego na głębokości 60 m. Górny kołnierz do którego zostanie zamocowana kolumna znajduje się na wysokości 15 m nad powierzchnią wody. Obciążenia konstrukcji pochodzące od warunków środowiskowych zostały wygenerowane podczas symulacji hydromechanicznej uwzględniającej najgorsze warunki odpowiadające „sztormowi 50 letniemu na Morzu Bałtyckim”. W obliczeniach założono sytuację, gdy wystąpią najgorsze warunki dla konstrukcji, które mają miejsce, gdy obciążenia od wiatru głównie generowane na turbinie (napór i moment ) oraz siły hydromechaniczne działająna jednym kierunku Y.
Parametry techniczne turbiny, która posłużyła do wyznaczenia obciążenia fundamentu przedstawiono poniżej w tabeli nr 1:
Tabela 1
| Moc turbiny: | 7 MW |
| Wysokość piasty turbiny n.p.m. | 100 m |
| Napór | 2,9 MN |
| Średnica turbiny | 126 m |
| Masa gondoli i wirnika | 480 t |
| Masa kolumny | 458 t |
Na podstawie symulacji hydromechanicznej wyznaczono przebieg poziomego obciążenia pochodzącego od prądów i falowania morza oraz wiatru w funkcji wysokości obiektu. Dla potrzeb obliczeń model został podzielony na dwumetrowe plastry (odcinki) i wyznaczono uśrednione obciążenie poziome działające na każdy z tych odcinków. Zerowa wysokość została przyjęta na dnie konstrukcji, a poziom lustra wody wyznacza wartość 60 m. Przebieg wartości obciążenia ciągłego działającego po wysokości konstrukcji przedstawia rys. 7. Wartości sił pochodzących od oporu aerodynamicznego wieży, naporu wytworzonego przez turbinę oraz ciężaru własnego zostały zredukowane do górnego kołnierza konstrukcji wsporczej . Otrzymano następujące wartości obciążeń: moment siły – 260 MNm,siłę poprzeczną – 3,23 MN, siłę pionową –9,2 MN.
Ciśnienia hydrostatyczne wody morskiej oraz pulpy którą balastujemy fundament działają na konstrukcję w następujący sposób:
• Woda morska działa na konstrukcję w zakresie od -10 m od poziomu średniego lustra wody ( dolina fali) do dna morza ( h = -60 m) . Gęstość wody morskiej przyjęto 1026 kg/m3. (kolor niebieski – rys.8)
• Balast ( pulpa) działa na wewnętrzną powierzchnię konstrukcji do poziomu średniego lustra wody. Gęstość pulpy przyjęto 1700 kg/m3. (kolor czerwony – rys.8)
Przyjęty model obciążenia ma na celu symulację warunków, gdy przy dużym falowaniu dolina fali osiąga głębokość 10 m, co powoduje że, ciśnienie hydrostatyczne balastu wewnątrz konstrukcji, nie jest równoważone ciśnieniem pochodzącym od wody morskiej. Rozkład ciśnień na konstrukcji przedstawia rys. 8.
Rys. 7. Obciążenie ciągłe działające na danej wysokości.
Rys. 8. Obciążenie hydrostatyczne działające na konstrukcję.
Obliczenia MES
Obliczenia wytrzymałościowe MES konstrukcji zostały wykonane za pomocą oprogramowania HyperWorks v12, którego producentem jest firma Altair. Jako preprocesor posłużył program HyperMesh, który w opinii autorów jest doskonałym narzędziem do obróbki siatki oraz nakładania warunków brzegowych tak dużego modelu powierzchniowego. Obliczenia liniowe wykonano za pomocą solveraOptistruct, natomiast wyniki zostały wyświetlone za pomocą postprocesora HyperView.
Model bryłowy konstrukcji wsporczej przedstawiony na rysunku 1 został utworzony w programie AutodeskInwentor. Następnie za pomocą programu HyperMesh uzyskano z niego powierzchnie środkowe (midsurface) na których zbudowano siatkę wykorzystując elementy powłokowe „P-Shell” czworokąty i trójkąty drugiego rzędu.
Miejsce połączenia konstrukcji wsporczej z wieżą turbiny zamodelowano przy użyciu elementów idealnie sztywnych „rigid” połączonych w centralnym węźle, do którego przyłożono obciążenia w postaci momentu i sił pochodzących od oddziaływania wiatru na znajdujące się wyżej wieżę i turbinę oraz ich ciężaru. – rys. 9.
Rys. 9. Węzeł centralny „kołnierz”
Przyjęto liniowo-sprężysty model materiału o następujących własnościach:
• moduł Younga E = 210 GPa
• liczba Poissona ν = 0.3
• gęstość ρ = 7860 kg/m3
Realizacja obciążenia
Zgodnie z powyższym model MES obciążono w punkcie centralnym momentem siły o ujemnym zwrocie na kierunku X o wartości około 260 MNm oraz siłą poprzeczną działającą na kierunku Y o wartości 3,23 MN.
Obciążenie od masy kolumny wieży wiatrowej (458 t) wraz z gondolą i wirnikiem (480 t) zostało przyłożone do węzła na kołnierzu górnym jako siła o wartości 9,2 MN.
Przyśpieszenie ziemskie o wartości a = 9,81m/s2 przyłożono z przeciwnym zwrotem na kierunku Z. Obciążenie hydrodynamiczne konstrukcji zgodnie z założeniami przedstawionymi w poprzednim rozdziale zostało przyłożone do węzłów na kierunku Y. Siatka modelu została podzielona na poziomie segmenty o wysokości 2 m, z których zostały odczytane ilości węzłów. Do każdego z tych węzłów przyłożono siłę, którą wyznaczono dzieląc, otrzymane z symulacji CFD łączne obciążenie danego segmentu przez liczbę jego węzłów. Zdecydowano się na przyjęcie powyższego modelu ponieważ ciśnienia hydrodynamiczne mają dużo mniejsze wartości niż ciśnienia hydrostatyczne działające na fundament. Ich działanie powoduje generowanie momentu gnącego, który jest znaczącym obciążeniem konstrukcji. Przyjęty rozkład obciążenia nie ma większego wpływu na wytrzymałość lokalną konstrukcji, a znacząco ułatwia przygotowanie danych obliczeniowych. Ciśnienie hydrostatyczne przyłożono w kierunku normalnym do elementów dna i poszycia zgodnie z założeniami przedstawionymi na rys 8.
Na potrzeby analiz wstępnych opracowano konstrukcję bez wewnętrznych elementów usztywniających w celu wyznaczenia miejsc, które będę wymagały dodatkowych elementów konstrukcyjnych. Zdecydowano się na ten krok, aby niepotrzebnie nie przewymiarowywać konstrukcji. W pierwszej symulacji model utwierdzono poprzez odebranie węzłom znajdującym się na dnie podstaw konstrukcji możliwości przesunięć na kierunkach X,Y,Z .
Na rys. 10 i 11 przedstawiono mapy konturowe pokazujące wartości naprężeń oraz deformacji pierwszej analizy konstrukcji.
Rys. 10. Naprężenia zredukowane [MPa]
Rys. 11. Deformacje sprężyste [mm]
Zgodnie z przewidywaniami największe naprężenia wystąpiły w miejscu łączenia nóg z poszyciem zewnętrznym części cylindrycznej kolumny i wyniosły niemal 1600MPa.
Maksymalne przemieszczenie na kierunku działania obciążenia Y wystąpiło na kołnierzu górnym i wyniosły około 400 mm. Przemieszczenie na kierunku Z wyniosło około 600 mm i spowodowane było działaniem ciśnienia balastu na nieusztywnioną płytę dna cylindra. Masa konstrukcji wyniosła 1307 t.
Z uwagi na bardzo wysokie wartości naprężeń analizowanej konstrukcji zaszła potrzeba dokonania jej modyfikacji w rejonach najbardziej wytężonych.
W kolejnych iteracjach wprowadzano liczne zmiany w geometrii konstrukcji mających na celu zapewnienie wytrzymałości doraźnej. Dodatkowo autorzy zaproponowali model uwzględniający oddziaływanie gruntu akwenu na konstrukcję co zostało opisane poniżej.
Wprowadzone modyfikacje podczas kolejnych iteracji:
• Na podstawie otrzymanych wyników stwierdzono, że miejsce łączenia nóg z kolumną należy w znaczny sposób wzmocnić. Zdecydowano, że nogi zostaną wpuszczone do wnętrza cylindra i połączone ze sobą na wspólnych krawędziach. W trakcie kolejnych zmian konstrukcji wprowadzono pierścienie oraz usztywnienia typu T (600x30x200x30) na wewnętrznej powierzchni nóg w rejonie przejścia przez cylindryczną część kolumny. Usztywnienia leżące bliżej osi konstrukcji połączono ze sobą, zaś wysokość pozostałych wzmocnień została wytracona, co widoczne jest na powiększonym fragmencie rys. 13.
• Płyta o grubości 50 mm stanowiąca dno cylindra została usztywniona promieniowo wiązarami o wymiarze T1200x30x330x30.
• W celu przeprowadzenia symulacji dla najbardziej niekorzystnych warunków zakładających brak sił tarcia przemieszczających się względem dna akwenu nóg, wraz z masą towarzyszącego gruntu, zmieniono sposób podparcia modelu. Węzłom z podstawy nogi, która jest najbardziej dociskana do dna, odebrano możliwość przemieszczeń na kierunkach X,Y,Z , natomiast pozostałym dwóm stopom umożliwiono rozsunięcie się w płaszczyźnie X-Y. Takie rozwiązanie jest bezpiecznym uproszczeniem .W rzeczywistości część sił normalnych przenoszonych przez poziome rury konstrukcji będzie przejętych przez siły tarcia działającego pomiędzy stopami, a dnem akwenu.
Poniższy rysunek przedstawiają wyniki analiz po wprowadzonych zmianach:
Rys. 12. Naprężenia zredukowane [MPa]
W celu zmniejszenia naprężeń w newralgicznych miejscach zastosowano kolejną modyfikację konstrukcji.
• W miejscu łączenia nóg z kolumną dodano drugi pierścień na wewnętrznej powierzchni każdej z nóg oraz zagęszczono wewnętrzne usztywnienia na ich obwodzie.
• Płytę zamykającą dno cylindra wzmocniono dodatkowo płaskownikami łebkowymi 430×20, ułożonymi w kształcie współśrodkowych sześciokątów, które wraz z wiązarami „promieniowymi” tworzą ruszt.
• Dodano również trójkątne pionowe płyty o grubości 30 mm usztywniające górne poszycie części cylindrycznej. Płyty te pełnią rolę węzłówek poprawiających rozkład naprężeń na połączeniu nogi-cylinder.
Zastosowane zmiany geometrii w znaczny sposób zmniejszyły naprężenia oraz rejon ich występowania bez zmian grubości materiału poszycia zewnętrznego, co pokazano na rys. 13.
Rys. 13. Naprężenia zredukowane [MPa]
Konstrukcję dolnych części nóg („kopyt”), w których zaobserwowano wysokie wartości naprężeń na skutek przenoszenia sił z rozciąganych rur poziomych, poddano następującym modyfikacjom:
• W znaczny sposób została zmodyfikowana dolna część nóg. Nie usztywnione wcześniej poszycie dna wzmocniono wiązarami (T1000x30x300x30), oraz płaskownikami łebkowymi 430×20.
• W płaszczyźnie poziomej dodano po dwa usztywnienia pierścieniowe (T500x30x200x30).
• Rury poziome zostały wpuszczone do wnętrza „kopyta” na odległość około 1 m i dodatkowo połączone z usztywnieniami.
• Średnica rur została zwiększona z 1m do 2m.
Wartości naprężeń po wprowadzonych zmianach geometrii w dolnej części konstrukcji przedstawia rys 14.
Rys. 14. Naprężenia zredukowane [MPa]
Model uwzględniający sprężystość dna morskiego
Kolejnym etapem modelowania, zwiększającym dokładność wyników symulacji jest uwzględnienie podatności dna morskiego. Rozwiązanie tego problemu wymaga znajomości własności fizycznych struktury dna w danym akwenie. Należy przy tym zaznaczyć, że informacje takie są realne do pozyskania, ponieważ jednym z pierwszych etapów tego typu inwestycji jest badanie struktury dna w miejscu przyszłego posadowienia konstrukcji wsporczych. Jednakże w chwili obecnej ze względu na brak wyników wspomnianych badań symulacje przeprowadzono dla sztywności dna morskiego przyjętej z normy PN-80/B-03040 „Fundamenty i konstrukcje wsporcze pod maszyny” [5]. Z tabeli 1 ww normy dobrano współczynnik sztywności podłoża Cz = 40 MPa/m odpowiedni dla: „gruntu kategorii II o małej sztywności, piaski pylaste, nawodnione”.
Podatność dna została zamodelowana za pomocą elementów typu sprężyna. Węzły znajdujące się na spodzie stóp zostały skopiowane i odsunięte na kierunku Z o odległość 1m . Pomiędzy nimi wstawiono elementy typu sprężyna – „Celas_1” z biblioteki solveraRadios, posiadające sztywność na kierunku wzdłużnym. Sztywność pojedynczej sprężyny wyznaczono na podstawie poniższej zależności :
, gdzie:
Ki – sztywność pojedynczej sprężyny [N/m];
Cz = 40 [MPa/m] – współczynnik sztywności podłoża wg [5];
A =308,9 [m2] – łączne pole stóp konstrukcji;
i =134138 [-] – ilość sprężyn równa ilości węzłów na stopach konstrukcji
Następnie odebrano stopnie swobody z górnych węzłów sprężyn, w taki sposób aby nadal można było uwzględnić rozsuwanie się dwóch nóg. W przypadku nogi, w kierunku której działa obciążenie Y ( nie przemieszczającej się poziomo wzg. dna), węzłom górnym sprężyn odebrano możliwość przesunięcia w płaszczyźnie XY, a uwolniono na kierunku Z. Węzłom na dolnych końcach sprężyn podpierających nogi zablokowano ruch w trzech kierunkach. Dzięki takiemu rozwiązaniu można było sprawdzić wpływ wzajemnego oddziaływania dna i podstawy konstrukcji. W geometrii konstrukcji wprowadzono kilka zmian. Poszycie bocznych ścian kopyt w rejonie łączenia z rurami poziomymi wzmocniono czterema usztywnieniami pionowymi typu T (300x30x200x30), a odcinki rur wewnątrz kopyta wzmocniono węzłówkami o grubości 30 mm.
Poszycie cylindra, pomiędzy wchodzącymi do niego nogami usztywniono dodatkowymi poziomymi fragmentami pierścieni. Sposób utwierdzenia modelu oraz wyniki symulacji konstrukcji po wprowadzonych zmianach przedstawiono na rys.15 i 16.
Rys. 15. Utwierdzenie modelu, naprężenia zredukowane [MPa]
Rys. 16. „Cylinder”, naprężenia zredukowane [MPa]
Zgodnie z oczekiwaniem otrzymane wyniki ukazały wpływ podatności dna morskiego na deformacje i naprężenia konstrukcji zwłaszcza w miejscach połączeń głównych elementów konstrukcji, w których maksymalny wzrost naprężeń wyniósł około 6 %. Dodatkowo sprawdzono naciski stóp konstrukcji na dno akwenu, które wyniosły odpowiednio: dla stopy nogi, na kierunku której działa obciążenie – 1,02 MPa, dla pozostałych dwóch stóp po 0,68 MPa. Analiza otrzymanych wyników wykazuje ich jakościową poprawność, co stwarza warunki dla dalszego doskonalenia badanego modelu.