Informe Aerog CI72C RCQ

UNIVERSIDAD DE CHILE

FACULTAD DE CIENCIAS FISICAS Y MATEMATICAS DEPARTAMENTO DE INGENIERIA CIVIL

DISEÑO ESTRUCTURAL DE AEROGENERADORES

CURSO: DINAMICA AVANZADA – CI72C

DESARROLLADO POR: RAUL CAMPOS Q. PROFESOR: RUBEN BOROSCHEK K. AUXILIAR: FRANCISCO HERNANDEZ

JULIO 2006

DINAMICA AVANZADA – CI72C INFORME FINAL: ANALISIS ESTRUCTURAL DE AEORGENERADORES

DEPARTAMENTO DE INGENIERIA CIVIL DESARROLLADO POR: RAUL CAMPOS Q. 2

INDICE GENERAL 1. INTRODUCCION

1.1 Generalidades

1.2 Alcance y Objetivos

1.3 Tipos de Aerogeneradores

2. REVISIÓN DE ASPECTOS CONCEPTUALES

2.1 Dinámica de Sistemas con Masa Distribuída

2.2 Viga de Flexión con carga concentrada en extremo libre

2.3 Efectos de la deformación de corte e inercia rotacional

2.4 Viga de flexión con masa e inercia variables

2.5 Fórmulas del ACI para Chimeas

3. DINAMICA ESTRUCTURAL DE AEROGENERADORES

3.1 Componentes Mecánicos y Equipos Principales

3.2 Componentes Estructurales Principales

3.3 Sistemas de Generación de Energía Eléctrica

3.4 Análisis y Diseño Mecánico del Sistema Aerodinámico

4. SOLICITACIONES DE DISEÑO.

4.1 Acción del Viento.

4.2 Acción del Sismo.

4.3 Cargas Operacionales.

4.4 Combinaciones de Carga.

5. MODELOS DE ANÁLISIS ESTRUCTURAL

5.1 Modelos de Análisis

5.2 Modelos del Aspa

5.3 Modelos del Buje y Nacelle

5.4 Resultados de los Modelos Estructurales

5.5 Efectos de Interacción Suelo-Estructura

6. VERIFICACION ELEMENTOS ESTRUCTURALES

6.1 Torre

6.2 Anclajes

6.3 Fundaciones

7. CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES

8. REFERENCIAS



1. – INTRODUCCIÓN

1.1 GENERALIDADES:

Debido a la contínua alza en los costos internacionales del petróleo y del Gas, así como

las dificultades en materializar centrales hidroeléctricas (ambientales, plazos de construcción, etc.), en los últimos años Chile ha debido comenzar a estudiar la implementación de sistemas de energía renovables que tengan un adecuado equilibrio precio/impacto ambiental. Dentro de estos sistemas se encuentra la energía eólica, la cual se encuantra ampliamente difundida en países de Europa (España, Alemania, Suecia, Portugal, Italia, Finalandia, etc.). En cuanto al sistema de energía renovable, paises como Austria llegan al 70% del total de generación (Suecia = 50%).

En el caso Chileno, únicamente se han implementado una potencia de 2 MW en el

sistema eléctrico de Aysen (Alto Baguales - 6% de la región), lo cual se encuentra muy por debajo de los 4649 MW de potencia hidráulica, 6822 MW térmica y 153 MW de Biomasa. De acuerdo a estudios preliminares, se estima que la energía eólica potencial en Chile bordearía los 5000 MW. En cuanto a los costos de generación de energía, dentro de los sistemas de generación no convencionales, la energía eólica sería la con menor costo de inversión asociada, pero con un costo de generación sólo superada por la Biomasa y Solar, según se resume en la siguiente tabla:

Tipo de Energía Costo InversiónMill.US$/MW

Costo operación Mills/KWh

Costo medio generación Mills/KWh Fuente

No convencional Geotérmica 1,360 4,5 19 - 30 CNE Eólica 1,012 6,7 43 - 56 CNE Solar (PV) 4,550 7 – 20 4,550 US DOE Biomasa 1,818 3,6 – 4,7 1,818 US DOE Hidráulica Embalse 0,998 0,7 0,998 CNE Pasada 1,320 0,7 - 3 1,320 CNE Térmica Gas (CCC) 0,629 14,1 0,629 CNE Carbón 0,922 16,5 0,922 CNE Diesel 0,424 80,9 0,424 CNE

Por lo anterior, el gobierno de Chile ha modificado las normativas legales que permitan

incentivar la generación mediante energías renovables de bajo impacto ambiental, así como generar un co-financiamiento a proyectos de pre inversión (CORFO). De esta forma, una serie de empresas extranjeras se encuentran en pleno proceso de la factibilidad de la instalación de parques eólicos con Aerogneradores de última generación.



1.2 ALCANCE Y OBJETIVOS:

Dadas las características estructurales que poseen los Aerogeneradores de última generación, surge la necesidad de realizar estudios estructurales que determinen la necesidad o no de realizar modificaciones a los equipos y/o componentes estructurales de forma tal de asegurar un adecuado comportamiento estructural frente a las solicitaciones consideradas en la normativa Chilena. De esta forma, el presente informe pretende dar una visión integral y resumida de los estudios de revisión de los componentes estructurales de los Aerogeneradores sometidos a cargas de peso propio, operacionales, viento y sismo.

Aquellos componentes considerados críticos en la revisión estructural son los siguientes:

• Torre. • Anclajes de la Torre a las fundaciones. • Fundaciones.

Quedan excluidos de la presente verificación estructural los siguientes elementos:

• Aspas y sus conexiones. • Rotor y sus conexiones. • Nacelle o góndola y su conexión a la Torre

Estas últimas se suponen debidamente diseñadas por el fabricante. Sin perjuicio de lo

anterior, se entregará una visión general de cómo se aborda el diseño de los equipos del Aerogeneradores.

Finalmente, el presente trabajo se ha restringido a Aerogenadores de eje horizontal de 80

m de altura (eje del buje) con torre conformada por un manto troncopiramidal de acero. 1.3 TIPOS DE AEROGENERADORES:

Desde el punto de vista operacional, existen básicamente dos tipos de aerogeneradores:

• De eje vertical. • De eje horizontal.

En la actualidad, la tendencia es hacia los generadores de eje horizontal. Desde el punto de vista estructural, los generadores se dividen en los siguientes tipos:

• Torre Metálica. • Torre de hormigón in-situ o prefabricado. • Torre híbrida (zona superior metálica).

En la siguiente página se muestra el Aerogenerador en estudio.





2. REVISIÓN DE ASPECTOS CONCEPTUALES

Se revisan en el presente capítulo aquellos aspectos conceptuales que pueden ser

tomados como base para entender el comportamiento dinámico de la estructura en estudio.

2.1: Dinámica de sistemas con masa distribuída:

Un primer aspecto a revisar en estructuras tipo Aerogeneradores, es el tipo de comportamiento esperado. De esta forma, al revisar el porcentaje de la masa total ubicada en el extremo superior de la estrucutura se obtiene un 40%, lo cual es inferior al 50% requerido para que esta sea considerada un péndulo invertido. Por este motivo, se revisan aquellos conpectos básicos del comportamiento dinámico de sistemas con masa distribuída. Como veremos más adelante, en realidad estructuras tales como los Aerogeneradores poseen un comportamiento intermedio entre un péndulo y una estructura con masa completamente distribuída.

Los conceptos que se exponen a continuación se encuentran basados en el texto de

Clough y Penzien “Dynamic of Structures” (1993) capítulos 17 y 18 y complementados por texto de A. Chopra “Dynamic of Structures” (1995) capitulo 16.

2.1.1) Viga de Flexión con carga transversal:

Se muestra a continuación una viga con masa distribuída sometida a una carga trasnversal también distribuida pero cuya magnitud varía con el tiempo y según la dirección logitudinal de la viga:



Basados en la figura anterior, planteamos el equilibrio de fuerzas:

En donde V(x,t) corresponde al corte, M(x,t) al momento y f1 a la fuerza inercial resultante, dada por la siguiente ecuación:

Luego, la ecuación de equilibrio de fuerza es:

Por otro lado, el equilibrio de momentos es:

Además, de la teoría de resistencia de materiales sabemos: Reemplazando estás dos últimas expresiones en conjunto con aquella de equilibrio de fuerzas en la ecuación de momentos, obtenemos: Esta última expresión, corresponde a la ecuación del movimiento para la viga de flexión.



2.1.2) Viga de Flexión con carga transversal y axial: El siguiente pazo natural, corresponde a introducir una carga axial variable según x e invariante en el tiempo (lo cual es realista en la práctica), según se muestra en la siguiente figura. Se observa que N(x) introduce un momento adicional debido a la deflexión de la viga. Luego, el equilibrio de momentos es ahora: En donde el corte viene dado por la variación del momento flector y la variación del momento asociado a la carga excéntrica N(x): Introduciendo esta última expresión de V(x,t) modificada en la ecuación aún válida para el equilibrio de fuerzas transversales, obtenemos: Se puede observar que N(x) adiciona una carga transversal.



2.1.3) Viga de Flexión con amortiguamiento viscoso: Hasta ahora, se había definido amortiguamiento viscoso para sistemas discretos. Para el caso de sistemas continuos, se considera un amortiguamiento variable con la posición según se muestra en la siguiente figura: Es decir, se desarrollan tensiones adicionales de amortiguamiento en forma proporcional a la velocidad de la deformación unitaria ε, expresadas por la siguiente expresión: En donde E corresponde al módulo de Young y “a1” es una constante de amortiguamiento viscoso. Debido a esta formulación, se modifica la relación entre el momento flector y la segunda derivada de la elástica: Debido a la presencia de c(x), se desarrollan fuerzas externas de amortiguamiento transversales, dadas por la expresión: Realizando el equilibrio de fuerzas y momentos considerando la expresión modificada para M(x,t), así como la incorporación de la fuerza de amortiguamiento fD(x,t), se llega a la siguiente ecuación final del movimiento: Además, podemos incorporar en esta ecuación el efecto de una carga axial N(x), según los desarrollado en el punto anterior.



2.1.4) Estudio de Frecuencias de Vibración:

Para estudiar las frecuencias de vibración se una viga de flexión (infinitas frecuencias), consideremos el caso de vibraciones libres sin amortiguamiento, similar a lo desarrollado para sistemas discretos. Previo a lo anterior, y con el objetivo de obtener una solución analítica de la ecuación del movimiento (de cuarto orden), se debe suponer que las propiedades de masa e inercia permaneces constantes a lo largo de la viga. De esta forma, recordemos la ecuación obtenida en 3.1.1 considerando p(x,t) = 0: En donde se ha reemplazado EI(x) por EI, y m(x) por m. Si dividimos por EI y utilizamos notación compacta, se obtiene: Como siempre, supondremos una solución del tipo separación de variable de la forma: Esto última implica que la respuesta de vibraciones libres corresponde a ciertas formas modales o geométricas independientes del tiempo con amplitudes Y(t) dependientes del tiempo. Reemplzando la solución supuesta en la ecuación del movimiento, obtenemos: y si se divide por φ(x)*Y/t) obtenemos: Para que esta ecuación se cumpla para todo valor de (x,t), tanto la expresión geométrica como la temporal deben ser constantes, es decir: Lo anterior lleva a las siguientes dos ecuaciones: En donde por conveniencia se ha definido que:

Se observa que la primera ecuación temporal corresponde a la expresión de vibraciones libres para un sistema de un grado de libertad, cuya solución es (A=uo y B=vo/ω):



Poo otra parte, la segunda ecuación geométrica o modal posee solución del tipo: Si se considera ahora el caso particular de vigas cantilever, es decir, empotrada en un extremo y libre en el extremo opuesto, condiciones de borde que se representan como: Es decir, en x = 0 desplazamiento y giros nulos (empotramiento), y en x = L momento y corte nulo (libre). Notar que M(L) y V(L) han sido evaluadas en coordenadas modales, es decir, considerando la función φ(x). Reemplazando estas condiciones en la expresión de la solución φ(x) y sus sucesivas derivadas, obtenemos:

De donde se obtiene que: A3 = -A1 y A4 = -A2 Luego, las anteriores expresiones se reducen a encontrar las constantes A1 y A2, para lo cual expresamos las anteriores ecuaciones en forma matricial: La solución no trivial de esta ecuación matricial (A1 y A2 no nulos) ocurre cuando el determinante de la matriz es nula, es decir, corresponde a un problema de valores propios. Desarrollando el determinante nulo se llega a la siguiente ecuación: Esta ecuación debe ser resuelta en forma numérica, obteniéndose los siguientes resultados para las primeras cuatro raíces: (a*L)n = 1.8751 (n=1); 4.6941 (n=2); 7.8548 (n=3); 10.996 (n=4). Es posible visualizar gráficamente las expresiones de esta ecuación, las cuales corresponden a la intersección de las gráficas de las ecuaciones a cada lado de la iguadad:



Se puede observar que los cruces de las gráficas ocurren en las cercanías de los cruces por cero de la gráfica cos(a*L), con lo cual se puede plantear la siguientes ecuación recurrente: Si bien se indica que la ecuación es válida para n ≥ 4, Pareciera que la ecuación aproxima de buena forma Para valores de n ≥ 2. Así, para n=1 (a*L)1 = 1.571 V/s 1.8751 y para n=2 (a*L)2 = 4.712 v/s 4.6941. Finalmente, recordando la definición de (a*L) considerada con anterioridad:

Se muestra en la siguiente fugura las frecuencias de vibrar para los primeros 4 modos:



2.1.5) Comportamiento frente a cargas sísmicas: Hasta ahora se ha considerado cargas de excitación aplicadas directamente sobre la viga. Sin embargo, cabe preguntarse que pasa en el caso de una aceleración aplicada en la base (o en los soportes), tal como se ilustra en la siguiente figura: En este caso, el desplazamiento total u(x,y) lo podemos escribir como: Del punto 3.1.1 sabemos que: Reemplazamos el valor de ut en el lado derecho considerando p = 0: Y sabíamos que: Reemplazando las expresiones de V y M, obtenemos finalmente:



Si recordamos la expresión de la ecuación del movimiento obtenido en el punto 3.1.1, es decir, el caso de una viga de flexión sometida a una carga distribuída transversal: Se concluye que la respuesta u(x,t) de una viga solicitada por aceleraciones en sus soportes es idéntica a la respuesta de la viga solicitada por la carga transversal m(x)*üg(t). Esta conclusión se muestra gráficamente en la siguiente figura: Luego, todo el desarrollo llevado a cabo hasta ahora es válido para cargas sísmicas aplicadas en la base de la viga o columna cantilever. 2.2: Viga de flexión con carga concentrada en el extremo libre: Una variación del caso estudiado anteriormente, estudiaremos el caso de una viga cantílever con masa distribuída, la cual posee en su extremo libre una masa rígida relevante, tal cual es el caso de loa Aerogeneradores en estudio, aspecto que se muestra en la siguiente figura:



En este caso, las condiciones de borde en el extremo empotrado son iguales a las obtenidas para la viga cantilever anteriormente estudiada; sin embargo, el corte y el momento en el extremo libre son diferentes de cero debido a la presencia de la masa concentrada, tal como se muestra en la figura anterior (vista b). En esta figura (diagrama de cuerpo libre), se muestran las fuerzas actuantes sobre el cuerpo rígido de masa m1 y momento de inercial j1. Notar que la fuerza rotacional es igual a j1*ü’(L,t) y la fuerza traslacional es igual a m1*ü(L,t). Recordemos las ecuaciones obtenidas cuando resolvimos la viga de flexión bajo vibraciones libres (separación de variables): Con estas ecuaciones a la vista, evaluamos las nuevas condiciones de borde para la viga: Luego, el equilibrio de fuerza y momento de la masa rígida requiere que las siguientes condiciones se cumplan: Finalmente, usando estas dos últimas expresiones en reemplazo de las condiciones de borde obtenidas en el extremo libre para una viga de flexión cantilever [φ’’(L)=φ’’’(L)=0], desarrollamos el análisis de vibraciones libres para obtener las frecuencias del sistema tal como se hizo en el punto 3.1.3. 2.3: Efectos de la deformación de corte y la inercia rotacional: Si se observan con atención las anteriores ecuaciones, se ha despreciado el efecto de la deformación de corte y la inercia rotacional. Si se desarrollan las ecuaciones considerando la deformación por corte, es decir, se utiliza la teoría de la viga de Timoshenko para una viga con propiedades uniformes, se obtiene la siguiente ecuación de equilibrio: Si consideramos que r = (I/A)^0.5 y definimos Ωn=ω’n/ω, podemos rescribir la ecuación anterior como:



Si además consideramos que n*L/r << 1, la ecuación anteror se reduce a: Para el caso de la teoria del Aerogenerador en estudio, se tiene que: (E/G)/Κ = 2.5/2 = 1.25 Y r/L = 0.019. Evaluando estos valores en la ecuación anterior para n = 1 @ 4, se obtiene:

2

'

*00802.01(1*

nnn

+= ωω

Evaluando: ω’1=0.996*ω1 ω’2=0.984*ω2 ω’3=0.966*ω3 ω’4=0.942*ω4 Lo anterior se expresa gráficamente en la siguiente figura: Se concluye que la corrección al incluir la deformación por corte e inercia rotacional podría afectar las frecuencias de modos superiores, pero no afecta en forma apreciable los dos primeros modos. 2.4: Viga de flexión con masa e inercia variables:

Este podría ser el caso habitual de chimeneas, e incluso las torres de los

Aerogeneradores son del tipo troncopiramidales, por lo cual es necesario estudiar el efecto de la variación de la masa y la inercia. Si recordamos ña ecuación geométrica o modal para vibraciones libres de una viga de flexión:



Se observa que la ecuación anterior es de cuarto orden en x, por lo cual es poco factible una solución analítica para ω2 y φ(x). Luego, el enfoque de la teoría de flexión si bien permite acercarse al entendimiento de este tipo de estructuras, es de poca aplicación práctica para problemas en los cuales se tiene EI(x) y m(x). Para resolver este tipo de problemas en la práctica, se utilizan el enfoque discreto con un número finito de sistemas de un grado de libertad, que permite aproximarse a la solución exacta. A este respecto, dos métodos aparecen como los más adecuados (A. Chopra, 1995):

• Método Rayleigh – Ritz. • Método de elementos finitos (FEM).

De estos métodos, el más difundido es el FEM, el cual posee la ventada de ser computacionalmente muy eficiente, aunque en muchos casos más aproximado. Al utilizar el método FEM, es necesario tener especial cuidado en la elementos utilizados en la modelación, dado que este aspecto incide fuertemente en la solución, tal como se desprende de la siguiente tabla: 2.5: Fórmulas del ACI para Chimeneas:

De acuerdo al comité 307 del ACI del año 1998, el primer y segundo periodos para una Chimenea tubular de hormigón armado, de inercia y masa variable en altura, puede aproximarse por las siguientes expresiones:



En donde: h: Altura de la chimenea sobre la base (ft) t(h): espesor en el extremo superior (ft) t(b): espesor en la base (ft) d(b): diámetro promedio en la base (ft) ρck: densidad de masa del hormigón (Kip-sec2/ft4) = (γ/g ; g:aceleración de la gravedad) Eck: módulo de elasticidad del hormigón (Kip/ft2) Veamos entonces como se llega a estas ecuaciones utilizando la teoría de flexión en cantilever derivada en 2.1.



Se observa que las ecuaciones del ACI incorporan factores de corrección que consideran la variación de las propiedades de inercia y masa en altura, aspecto no incluído en las expresiones de las frecuencias a partir de la teoría de la viga de flexión en cantilever (propiedades uniformes). Los factores de corrección han sido probablemente derivados a partir de la integración numérica de las expresiones considerando EI(x) y m(x) y ajustadas mediante el estudio de 12 Chimeneas reales. Un aspecto importante, es que el ACI elimina el método estático equivalente incluido hasta el año 1988, por considerar que este no es capaz de representar adecuadamente el comportamiento dinámico de las Chimeneas. Luego, para estudiar el comportamiento sísmico de estas estructuras, se deben llevar a cabo análisis dinámicos, ya sea modales espectrales o con registros reales de historia tiempo. Para realizar las modelaciones mediante el método de elementos finitos con masas concentradas en los nodos, el ACI recomienda un mínimo de 10 elementos a lo largo de la Chimenea, lo cual se encuentra muy de acuerdo con lo expuesto en el punto 2.4.



3. DINAMICA ESTRUCTURAL DE AEROGENERADORES

Se revisá en el presente capítulo la dinámica estructural que gobierna el funcionamiento de Aeorogeneradores de última generación de eje horizontal. 3.1: COMPONENTES MECANICAS Y EQUIPOS PRINCIPALES:

En términos generales y desde el punto de vista estructural, el Aerogenerador en estudio

se encuentra conformado por una Torre tronco cónica tubular de 77.781 m de altura y de diámetro 4.3 m en la base y 2.345 m en la cúspide, variando además el espesor del manto desde 26 mm hasta 12 mm. La Torre se encuentra anclada a la fundación mediante un anillo de pernos. Sobre la torre se apoya la Nacelle o góndola que posee los equipos mecánicos y eléctricos que permiten la generación de energía eléctrica a partir de la energía eólica. A esta última se conecta el rotor que contiene las 3 Aspas, las cuales posee un diámetro de 77 m.

En la siguiente figura se observa el detalle de la Góndola o Nacelle:



Se detallan a continuación un resumen de las especificaciones técnicas relevantes del Aerogenerador a efectos de su verificación estructural, las cuales han sido extraidas de la documentación técnica entregada por el fabricante del equipo: 3.1.1) Rotor:

Conformado por 3 palas o aspas construidos a base de resinas de poliéster reforzada con fibra de vidrio, y un buje central de fundición protegido por una carcasa de fibre de vidrio. La regulación de potencia viene determinada por el paso y velocidad variable, controlado por microprocesador. De esta forma, a bajas velocidades, la pala es orientada para presentar una gran superficie hacia el viento, y cuando la velocidad se incrementa, esta superficie se reduce reduce cambiando el ángulo de orientación. Las principales características son: • Posición: a barlovento • Regulación de Potencia: por paso variable • Longitud de cada aspa: 37.4 m • Diámetro del conjunto aspa-rotor: 77 m • Velocidad de rotación: 16,7 rpm • Altura del eje principal: 80 m • Alabeo: 13º • Peso de cada aspa: 6.8 Ton. (Total 3 aspas = 20.4 Ton) • Peso Rotor (sin aspas): 11.6 Ton. Los datos operacionales del Aerogenerador son: • Velocidad del Viento para arranque: 3 m/s • Velocidad del Viento a potencia nominal: 13 m/s • Velocidad del Viento para parada: 18 m/s • Máxima potencia alcanzada: 1.500 KW = 1.5 MW 3.1.2) Barquilla: Elemento que incorpora los siguientes sistemas: • Sistema de transmisión y generador. • Sistema de Frenado. • Sistema de Orientación. • Peso Barquilla: 55 Ton. El conjunto conformado por el Rotor y la barquilla se denomina Nacelle o góndola, el cual se muestra en la siguiente figura:



3.1.3): Sistema de Frenado:

Se tienen disponible dos sistemas independientes de frenado. El primero, aerodinámico, se utiliza para detener la turbina, dado que cuando las aspas giran 90º sobre su eje longitudinal el rotor no presenta superficie frente al viento. El segundo sistema, mecánico, incorpora un freno de disco hidráulico (posee energía independiente del suministro eléctrico). El sistema distingue dos tipos de frenado:

a) Frenado Normal (en operación): sólo se utiliza el sistema aerodinámico o regulación del paso de las aspas para un frenado controlado.

b) Frenado de Emergencia: en el cual utiliza ambos sistemas de frenado en situaciones críticas (Ej: para viento de parada).

3.1.4) Sistema de Orientación: Se dispone de un sistema de orientación eléctrico activo, permitiendo orientar la barquilla frente al viento por medio de 4 motorreductores, cuyos piñones engranan con la corona de orientación de la Torre. 3.2: COMPONENTES ESTRUCTURALES PRICIPALES:

En términos generales y desde el punto de vista estructural, el Aerogenerador en estudio

se encuentra conformado por una Torre tronco cónica tubular de 77.781 m de altura y de diámetro 4.3 m en la base y 2.345 m en la cúspide, variando además el espesor del manto desde 26 mm hasta 12 mm. La Torre se encuentra anclada a la fundación mediante un anillo de pernos. Sobre la torre se apoya la Nacelle o góndola que posee los equipos mecánicos y eléctricos que permiten la generación de energía eléctrica a partir de la energía eólica. A esta última se conecta el rotor que contiene las 3 Aspas, las cuales posee un diámetro de 77 m. 3.2.1) Torre: Corresponde a un elemento tronco cónico de acero tubular soldado dividido en 3 partes, las cuales quedan unidas por bridas apernadas. Sus características son las siguientes: • Diámetro / espesor base: 4.3 m / 26 mm. • Diámetro / espesor cúspide: 2.345 m / 12 mm. • Altura Torre: 77.781 m. • Altura Tramos: Tramo 1: 21.771 m/ Tramo 2: 26.77 m/Tramo 3: 28.323 m. • Peso Tramos: Tramo 1: 52.615 T/ Tramo 2: 41.56 T/Tramo 3: 30.224 T. • Peso Total: 124.419 Ton.



• Protección superficial: Epóxi-Zn. • Terminación superficial: pintura especial blanca, a base de resinas. Para acceder a la Nacelle, la Torre incorpora acceso en su parte inferior que pemite acceder a escaleras interiores. 3.2.2) Sistema de Anclaje: Para anclar la torre a las fundaciones, se considera una brida anular superior y otra inferior unida con dos filas de pernos de anclaje de 39 mm de diámetro, los cuales quedan inmersos en el pedestal circular de la fundación. Esta configuración permite disponer 132 pernos espaciados a 16 cm en forma radial. 3.2.3) Fundaciones: La fundación propuesta para el Aerogenerador corresponde a una zapata cuadrada de dimensiones 13.6x13.6 m y 1.4 m de canto promedio (variable de 1.35 a 1.45 m), la cual posee un pedestal circular de 5.3 m de diámetro que permita alojar los anclajes antes descritos. Las dimensiones de la zapata suponen tensiones máximas de 2 kg/cm2 estáticas. El sello de fundación queda ubicado de esta forma a 2 m de profundidad. Tanto los aspectos dimensionales, profundidad del sello de fundación, así como el refuerzo de la zapata serán verificados de acuerdo a los antecedentes geotécnicos del sello de fundación presente en la obra.



3.3: SISTEMA DE GENERACIÓN DE ENERGIA ELECTRICA: La potencia mecánica generada por el sistema de aspas se puede calcular mediante la suiguiente ecuación:

33

*2

***)( VkVACP p == ρλ

En donde: Cp(λ) = Coeficiente de Potencia = eficiencia en la corversión energética. λ = razón de velocidad de punta = (Ω*R)/V ρ = densidad del aire. A = Area frontal del sistema de Aspas. V = Velociad del viento nominal Ω = velocidad angular nominal del rotor con las Aspas R = Radio del Aspa.

En la siguiente figura se muestra una curva típica de la Potencia nominal en función de la velocidad del viento nominal para diferentes farbricantes de Aerogeneradores. Se observa la fuerte dependencia de la potencia con la velocidad del viento, por lo cual su determinación es un aspecto central en la generación eléctrica.



3.4: ANALISIS Y DISEÑO MECANICO SISTEMA AERODINAMICO

3.4.1) Criterios de Diseño de Las Aspas:

Para la dnteracciónede los esfuerzo máximos en las Aspas se utiliza hnteraccióneel método de Elementos Finitos, modelanto las Aspas como lámina delgada. Anteracciónse utiliza programas con posibilidad de anteraccde interacciónfluido estructuras (Ej: ANSYS), en los cuales permitan definir el campo de presiones basados en alguna de las siguientes teorías disponibles: Disco Actuador (Wison, 1974), Línea Sustentadora (Afjeh y Keith, 1986), Superficie Sustentadora (Simoes y Graham, 1991). En las siguientes figuras se muestra un modelo de elementos finitos típico:

Adicional a los esfuerzo máxmos por flexión, torsión y corte, se determinan los efectos de fatiga sobre las Aspas, aspecto central en su diseño.

Otro aspecto que se debe estudiar corresponde a las frecuencias propias del Aspa, dado que se debe evitar que las frecuecias coincidan entre sí provocando la dañina resonancia. En términos generales, el Aspa posee tres grados de libertad relevantes:

• Lag: movimiento dentro del plano de rotación (flexión en el eje fuerte). • Flap: movimiento fuera del plano de rotación (flexión en el eje debil). • Torsión: mvimiento de giro en torno al eje longitudinal. En la siguiente figura se aprecian los grados de libertad descritos (Flap-Lag-Torsión)

Desde el punto de vista de las frecuencias, los aspectos que deben controlarse son los siguientes:



• Flameo por acoplamiento de las vibraciones de flexión de batimiento (Flap) y de

torsión. Por ejemplo, es habitual que la frecuencia de torsión sea 10 veces la de flexión. • Resonancia por coincidencia entre la frecuencia de flexión del Aspa y de la fuerza de

excitación.

Se muestra en la siguiente figura los diferentes modos de vibrar para un sistema de tres Aspas de 70 m de longitud en función de la velocidad angular de rotación del rotor (rad/seg).

Tal como se puede observar en la figura anterior, existe una dependencia entre los modods de vibrar del Aspa y la velocidad angular del rotor, dependencia que se intensifica a medida que aumenta la velocidad de rotación. Esto se explica por el hecho que a medida que aumenta la velocidad de rotación del rotor, aumenta la fuerza centrífuga que fuerza al Aspa a volver a su su posición centrada, rigidizando el Aspa, y por lo tanto, aumentado las frecuencias de vibrar de todos los modos. Este aspecto será considerado más adelante al momento de plantear los modelos de análisis dinámicos.



3.4.2) Criterios de Diseño del Buje y Nacelle:

Las técnicas modernas de análisis utilizan el método de la Transformada Rápida de Fourier (FFT) para estudiar el desarrollo de la fatiga en el turbina, para lo cual es necesario definir un espectro de carga de fatigas y reglas de propagación de la fatiga (agrietamiento).

4. SOLICITACIONES DE DISEÑO 4.1: ACCION DEL VIENTO:

Debido a la tipología de la estructura en estudio, sin duda la carga de mayor relevancia la constituye el Viento, debido tanto a que esta carga se encuentra presente casi en todo momento, por la altura del Aerogenerador, así como por la gran superficie expuesta a las presiones del viento. En Chile existe en la actualidad la Norma NCh 432of.71 para el cálculo de cargas de viento sobre las construcciones (1971). Sin embargo, y tal como ha sido demostrado en diversos estudios llevados a cabo, esta corresponde a una norma antigua, la cual no permite un adecuado estudio de los efecto del viento en estructuras especiales tales como el caso de los Aerogeneradores. Uno de los aspectos que la norma no incorpora son los efectos dinámicos sobre estructuras flexibles, aspecto muy relevante a considerar en la obra en estudio. De acuerdo a lo anterior, aunque la norma Chilena de viento se tendrá a la vista para el desarrollo de los estudios en desarrollo, se ha considerado consultar la normativa internacional que mejor se acomode a los requerimientos particulares de los Aerogeneradores, es decir, estructuras flexibles de gran altura y con gran superficie expuesta al viento. Luego de una profunda revisión de la normativa internacional, así como de estudios llevados a cabo en Chile sobre la materia, se ha decidido considerar los aspectos incluidos en la Norma Europea IEC 61400-1. Otra norma consultada corresponden a la americana ANSI/ASCE, la cual de hecho ha sido propuesta por algunos autores chilenos para actualizar la norma NCh 432.Of71.

Se revisan a continuación en forma detallada, aquellos aspectos teóricos necesarios para defenir en forma adecuada la acción del viento sobre el Aerogenerador.



4.1.1) Acción del Viento sobre un cilindro:

Las caraterísticas de un flujo dependen, en gran medida, de la relación entre las fuerzas de inercia y las fuerzas viscosas que se encuentran presentes en el flujo. El número de Reynolds corresponde a una medidad adimensional de esta relación, definido por: Voo = Velocidad característica D = Dimensión característica. ν = Viscodiad cinemática = 1,5*10-5 m/s2. Si se observa la figura anterior, en el borde de ataque del cilindro se forma un punto de estancamiento. A cada lado del punto de estancamiento el fluido se acelera alrededor de la superficie frontal del cilindro, produciendo una caída de la presión. Se forma una delgada capa límite adyacente a la superficie del cilindro. Los efectos directos de la viscosidad del fluido sólo se evidencian dentro de la capa limite. Se resume a continuación la dependencia del tipo de flujo con el Número de Reynolds:

• 4<Re<60: Empieza a desprenderse la corriente en la zona posterior y se crea un par de vórtices en la estela (recirculación). La resistencia de presión deja de ser nula.

• 60<Re<5000: Aparecen efectos no estacionarios. Los vórtices se van desprendiendo alternativamente (de la pared inferior y superior) formando una calle ancha y pulsante, llamada calle de torbellinos de Von Karman).

• 350.000>Re>5000: La estela se hace turbulenta. La resistencia se debe principalmente al efecto de los torbellinos turbulentos. Hasta aquí régimen Sub crítico.

• Re>350.000 (caso de Aerogeneradores): Se produce una caída de resistencia debido a que la capa límite pasa a ser turbulenta, lo que hace que el punto de separación se desplace (120º v/s 82º para el caso laminar). Se reduce el espesor de la estela, aumenta la presión en la parte posterior y baja la resistencia de presión Cp. Régimen Super crítico.



La anterior descripción se resume en la siguiente figura:



4.1.2) Acción estática del Viento: a) Presión ejercida por el viento de velocidad V: Se obtiene de igualar la energía cinemática del viento y la energía de presión sobre el obstáculo:

Ec = m*V2/2 = Ep = m*P/r r: densidad del aire = γ/g = 0.125 Kg*s2/m2 de lo cual se deduce: P = V2/16 P: en kg/m2 V = Velocidad máxima instantánea en m/s según NCh432.Of71 asociada a 20 años de registros. Si no se dispone de esta información usar Tabla 1 (H < 100 m) = o Velocidad que tiene una probabilidad de 2% en ser excedida en 50 años según ANSI/ASCE (Americana). Similar definición establece el Eurocódigo e Islas del Caribe. El periodo promedio de medición es de 10 minutos. b) Variación de la velocidad del Viento V(z): Viene dada por la Ley de Hellmann: V(z) = Vh*(z/h)α Vh: Velocidad medida a la altura h α: factor de rugosidad. c) Variación de la presión del viento con la altura: De las relaciones anteriores: P(z)/P(h) = [V(z)/V(h)]2 = (z/h)2α Luego: P(z) = P(h)* (z/h)2α NCh432.Of71: P(h) = 70 kg/m2 / h = 4 m / a = 0,16 = Para campo abierto / frente al mar. P(h) = 55 kg/m2 / h = 0 m / a = 0,28 = Para Ciudad o equivalente.



4.1.3) Acción dinámica del Viento: a) Estructuras dinámicamente sensibles: De acuerdo a la normativa internacional consultada (Americana, Europea, Caribeña y Argentina) las estructuras que son dinámicamente sensibles corresponde a aquellas con periodos fundamentales mayores a 1 seg., las cuales son consideradas flexibles. Más aún, la norma Argentina recomienda para estructuras con periodos fundamentales por sobre 2 segundos análisis dinámico de la respuesta de la estructura frente a cargas de viento. Estructuras flexibles tales como: Torres, Chimeneas, Postes de Transmisión, mástiles, edificaciones altas (H/b > 4). b) Aumentos bruscos de la Velocidad del Viento: Ráfagas de Viento Para cuantificar el aumento brusco de la velocidad del viento por sobre la promedio anual, se incorpora un factor de amplificación de la presión estática que evalúa la posibilidad de coincidencia entre el periodo de la ventisca de viento y el periodo fundamental de la estructura.



Para evaluar el factor de ráfaga se tienen las siguientes expresiones: CHILE: R = 1 + a*b*(c+d)

0.5

a: cercanía entre duración del ritmo de la ventisca y el periodo de la estructura. b: factor de forma / c: factor de altura. / d = S*E/ξ ξ: factor de amortiguamiento. USA: G = 0,9*[(1+7*Iz*Q)/1+7*Iz)] Para estructuras rígidas (T1<1 seg.) = [(1+7*Iz*(Q2+R

2)]/[1+7*Iz] Para estructuras flexibles (T1>1seg.)

ARGENTINA: G = 1 + 1,234*K*(B+r)

0.5/J Para 1 seg. < T1 < 2 seg.

La definición conceptual del factor de ráfaga es el siguiente: Si el desplazamiento máximo del cilindro es: Xmax(z) = X’(z) + X’’max(z) X’(z) : desplazamiento medio debido a la velocidad media del viento. X’’(z): desplazamiento fluctuante máximo debido a la turbulencia. Luego, se define al factor de ráfaga como: G(z) = 1+X’’(z)/X’(z) ó Xmax(z) = G(z)*X’(z) Hipótesis: La contribución de los modos superiores respecto del primero a la respuesta se considera despreciable. Luego: G(z) = G = constante. Comentarios al Factor de Ráfaga: • Para estructuras rígidas el factor debiera ser inferior a 1. No es el caso de R, pero si el de

G. • En la norma chilena R no considera efectos de vórtices, galope u otros. • Se debe asignar un amortiguamiento equivalente, para lo cual se indica la siguiente tabla

(Norma Argentina):



c) Vórtices de Von Karman: (Theodore Von Karman,1881 – 1963) ebido a la presencia de un obstáculo cilíndrico, se produce una estela de torbellinos que inducen una vibración perpendicular a la dirección del viento. Si la frecuencia de esta oscilación transversal coincide con el primer modo de flexión de la estructura se produce resonancia. La velocidad crítica que producirá esta resonancia es la siguiente: Vcr = d/(S*T) = 14,6 m/s (Torre) Red = 3,39*106

= 5,1 m/s (Aerogenerador) Red = 1,19*106 d: ancho de la superficie maestra promedio = 3,32 (m) S: Número de Strouhal = 0,2 para cilindros lisos. T: Periodo fundamental de la estructura = 1,14 seg (Torre sin la Nacelle) = 3,25 seg (Aerogenerador completo)

d) Vibraciones autoinducidas: Efecto de vórtices que se desprenden en resonancia con la estructura. Esto puede amplificar el efecto que produciría simplemente el desprendimiento de vórtices. Un ejemplo de estas oscilaciones se dio en el puente Tacoma (7 de Noviembre de 1940), en el cuál las frecuencias de las ráfagas de viento coincidieron con la frecuencia del modo de torsión del tablero. El puente colapsó para un viento de 68 Km/hr, cuando había sido diseñado para 160 Km/hr. e) Galope o martilleo (buffeting):



Efecto de excitación de una construcción por la turbulencia en la estela de otra construcción. Esto provoca no sólo excitaciones dinámicas sino también modifica sustancialmente las presiones estáticas sobre la construcción. f) Galope: Efecto observado en líneas eléctricas cubierta por una capa de hielo. Son propensas a este fenómeno estructuras livianas y flexibles, con formas simples. g) Agitación (flutter): Tipo de inestabilidad que involucra el acoplamiento entre dos modos de vibración, por Ej.: flexión y Torsión (Aspas del generador). Es un fenómeno típico de estructuras largas y esbeltas, tales como puentes colgantes. h) Evaluación de la acción dinámica: La resultante de la acción dinámica sobre un cilindro se obtiene de la combinación vectorial de las componentes dinámicas paralela y perpendicular al viento:

• Componente paralela a la dirección del viento: Norma Argentina indica: Tz = 0,8*Ce*G*qcr*d ; Ce: coeficiente de forma Norma Chilena: Tz = C*P*d ; C: coeficiente de forma

• Componente perpendicular a la dirección del viento: (Fuerzas de Deriva) Se asume que las fuerzas de deriva debidas a los torbellinos de Von Karman tendrán d istribución triangular y su efecto se asimila a fuerzas estáticas, dadas por la expresión: Lz = (0,08/ξ)*qcr*(z/h)*d ; qcr = Vcr2/16 ξ: Amortiguamiento crítico (definido en letra b) Luego la fuerza dinámica total es: Fz = (Tz2 + Lz2)0.5 4.1.4) Representación probabilística del viento: Dadas las características tan dispersas y aleatorias de la energía eólica, la única manera de estudiar si un emplazamiento es adecuado o no, es utilizando la estadística. Para ello se recurre a la representación de la velocidad del viento como una variable aleatoria con una cierta función de distribución. Para esto se utiliza normalmente la distribución de Weibull (como



veremos más adelante, esta misma distribución se utiliza para el estudio probabilístico de terremotos). Distribución de Weibull: Se trata de una distribución de 2 parámetros: c es el parámetro de escala y k es el factor de forma.



4.1.5) Definición Vientos de Diseño para Aerogeneradores: Consultada la bibligrafía internacional, la tendencia actual para definir los perfiles de

viento a ser considerados para el diseño de Aerogeneradores, es utilizar la norma IEC 64100-1 edición 2 de 1999 (International Electrotechnical Commission). De acuerdo a esta norma, existen dos situaciones para el viento:

• Condición de viento normal de operación. • Condición de viento extremo.

a) Perfiles de viento normal (NW): i) Viento normal de operación (NWP: normal wind profile): V(z) = Vbuje*(Z/Zbuje)0.2 = 6.614*Z0.2 buje = 15 m/s = velocidad del viento a la altura del eje del buje. Zbuje = 80 m = altura del eje del buje.



ii) Viento de ráfaga bajo operación normal (NTM: normal Turbulence model):

Corresponde a variaciones aleatorias de la velocidad del viento normal respecto del promedio obtenido durante 10 minutos de medición, e incluye variaciones en la magnitud y dirección de la velocidad del viento.

• Desviación estándar mediciones: s1 = I15*(15 m/s + a*Vbuje)/(a+1) = 2.7 m/s • Para Viento Clase I y categoría A de turbulencia: I15 = 0.18 y a = 2

Luego, considerando el efecto de turbulencia se obtiene el siguiente perfil de viento:

V(z) = 7.804*Z0.2 En donde: Vbuje = 15 + 2.7 = 17.7 m/s (18% aumento debido a turbulencia)



b) Perfiles de viento extremo (EW): i) Modelo de Viento extremo (EWM: extreme wind model): Ve50(z) =1.4* Vref*(Z/Zbuje)

0.11 = 43.227*Z0.11 para viento Clase I: Vref = 50 m/s (es decir Vextremo = 1.4*50 = 70 m/s = 252 Km/hr

ii) Ráfaga de operación extrema (EOG: extreme operating gust): La magnitud de la velocidad del viento de ráfaga para un periodo de retorno de N años es:

Vgust(N=50) = b*[s1/(1 + 0.1*D/A1) = 13 m/s

b = 6.4 para N = 50 años y 4.8 para N = 1 año s1 = 2.7 m/s y D = 77 m (diámetro del rotor)

A1 = 0.7*Zbuje para Zbuje < 30 m y 21 m para Zbuje > 21 m. Luego, la velocidad del viento en el tiempo viene dada por:



c) Coeficientes de forma: (Cd) Los coeficientes de forma se evalúan según la geometría del obstáculo y la magnitud del número de Reynolds. Errores en la estimación de este valor llevará a errores importantes en las solicitaciones de viento. i) Torre: Corresponde a un obstáculo tipo cilindro liso Recordando que: Re(z) = V(z)*D(z)/n y n = 1.5*10-5 m2/s D(z) = 4.3 m para z = 0 m y 2.345 m para z = 76.871 m



Del gráfico anterior se observa que: Para viento Normal: 2.1*106 < Re < 3.1*106 Para viento Extremo: 1.1*107 < Re < 1.5*107 Con estos valores podemos evaluar el coeficiente de arrastre Cd de los gráficos siguientes:

Del gráfico anterior se observa lo siguiente:



Para Viento Normal: 2.1*106 < Re < 3.1*106 0.5 < Cd < 0.6 Para Viento Extremo: 1.1*107 < Re < 1.5*107 Cd = 0.70 @ 0.75 Según lo anterior, y para efectos de diseño, se ha considerado tomar los siguientes valores: Para Viento Normal: Cd = 0.70 Para Viento Extremo: Cd = 0.80 (para L/D = 20/40 Cd/Cdi = 0.76/0.82)

ii) Aspas: Corresponde a un obstáculo codal aerodinámico

El coeficiente de arrastre depende fuertemente del ángulo de ataque (o alabeo) del perfil. Por otra parte, el ángulo de ataque se determina maximizando el cuociente CL/Cd, siendo CL el coeficiente de sustentación (Lift) y Cd el coeficiente de arrastre (drag).

Para el caso del Aspa, el número de Reynolds viene dado por: Re = V*c/n , en donde “c” corresponde a la cuerda del perfil, valor que es variable a lo largo del Aspa.

R = 38.5 m → cmin = 0.02*R = 0.8 m / cmax = 0.08*R = 3.1 m @ x=0.25*R = 9.6 m → ccircular = 2.1 m @ 0.07*R = 2.7 m / Bmax = 0.14*cmax = 0.43 m



• Viento Normal (15 m/s): 0.8*106 < Re < 3.1*106 • Viento Extremo (70 m/s): 3.7*106 < Re < 1.4*107

De la figuras mostradas más abajo se puede observar lo siguiente:

• Para Reynolds entre 106 y 107 el valor de CL se es máximo para a = 12º @ 15º • Para valores de α < 13º el valor de Cd < 0.06 y CL = 0.8 @ 1.1 • Para valores de α > 13º el coeficiente de arrastre aumenta considerablemente.



Basado en lo anterior se han considerado los siguientes criterios: 1) Viento Normal de operación: a = 13º (Alabeo según fabricante)

• Para zona circular L = 3 m: Cd = 0.70 • Para zona variable L > 3 m: Cd = 0.2

2) Viento Extremo: Teóricamente a = 0º, para el cual Cd = 0.025.

• Para zona circular L = 3 m: Cd = 0.80 • Para zona variable L > 3 m: Cd = 0.2



iii) Buje-Nacelle: Corresponde a un obstáculo alargado de sección frontal esférica

Basados en la figura presentada más abajo se tomará conservadoramente: Cd = 1.2 Es importante hacer notar que errores en la determinación de Cd para el sistema Buje-

Nacelle, no afectarán mayormente los resultados (a diferencia del caso de las Aspas y Torre).



d) Evaluación de solicitaciones: (M,Q)

i) Presiones de Viento básica : Pb(z) = (V(z)2)/16 (Kg/m2) ii) Fuerza de Viento de diseño : Pd(z) = Pb(z)*A(z)*Cd (Ton) iii) Corte en la base de la torre : Qd = S(Pd)i (Ton) iv) Momento en la torre : M(z) = Pd(z)*Z (Tm) v) Momento en la base de la torre : Md = S[(Pd)i * Zi] (Tm)



4.2: ACCION SISMICA: Uno de los aspectos más frecuentes que el ingeniero estructural debe enfrentarse en la

profesión, es la verificación de equipos y/o estructuras fabricadas en diferentes paises del mundo, los cuales no necesariamente incluyen solicitaciones del tipo sísmica y todas las consideraciones de seguridad que este tipo de solicitaciones conlleva. Los Aerogeneradores no escapan a esta realidad, por lo cual es necesario desarrollar criterios de diseño estructural que incorporen de una forma racional las cargas sísmicas propias de nuestro pais. De esta forma, es necesario determinar las magnitudes de la acciós sísmica, y como ellas serán combinadas con el resto de solicitaciones normales y/o eventuales.

Para la definición de la carga sísmica en el caso de los Aerogeneradores, es posible

seguir 2 caminos:

• Recurrir a la normativa local que mejor se ajuste al tipo de estructura en estudio. • Desarrollar estudios de Riesgo sísmico para el área de emplazamiento de la Obra.

La elección de un camino u otro, obedece a diversas consideraciones tales como:

• Envergadura de la Obra: (en geometría y/o económica). • Costos elevados para detenciones prolongadas de producción. • Comportamiento estructural: (rígida, semi rígida, flexible. Muy flexible). • Riesgo moderado a elevado para el entorno debido a fallas (impacto ambiental). • Importancia de la obra (Hospital, biblioteca, etc.). • Experiencia en el comportamiento estructural frente a cargas sísmicas. • Son esperables sismos de elevada intensidad en la vida útil de la estructura. La obra bajo estudio posee 3 características relevantes:

• Alta inversión inicial (200 Millones de dólares). • Estructura flexible (periodos en torno a 3 segundos). • Costos elevados para detenciones prolongadas. • Para la zona de emplazamiento son esperables sismos de elevada intensidad.

Dado lo anterior, es recomendable llevar a cabo estudios de Riesgo sísmico para el emplazamiento de la obra en estudio. Sin embargo, dado que un estudio de este tipo se aleja del objetivo para el cual ha sido realizado el presente informe, se considera utilizar aquellos



espectros de diseño promedio definidos por la normativa local. En todo caso, se exponen a continuación una breve visión del estudio de riesgo sísmico ha ser considerado para la obra.

4.2.1) Breve revisión de los estudios de Riesgo Sísmico:

El posible lugar de emplazamiento de la obra, La ciudad costera de Caldera, se ubica en la

segunda región de Atacama de Chile en las coordenadas 27º05’06” de latitud Sur y 70º21’35” de longitud Oeste. Diversos estudios llevados a cabo en Chile han permitido conocer en detalle las características geológicas, tectónicas y sismogénicas de Caldera, las cuales se resumen a muy grandes rasgos a continuación. a) Aspectos Sismotetónicos y Sismológicos: a.1) Tectónica Regional y Local: Chile se ubica en un margen continental activo en la zona de convergencia de las placas de Nazca y Sudamericana, en donde la primera subduce bajo la segunda en casi todo el territorio, con una velocidad relativa de convergencia de aproximadamente 10 cm/año, lo cual lleva asociado un contacto sismogénico interplaca fuertemente acoplado, que genera una fuerte actividad sísmica. Al norte de los 27º de latitud Sur (zona de emplazamiento de Caldera) se verifica una transición desde una subducción normal (20º a 30º) hacia una subducción subhorizontal (0º a 10º) que abarca hasta los 33º de latitud Sur. De acuerdo a estudios recientes utilizando una red temporal de 10 estaciones digitales ubicadas en el fondo marino (frente a las costas de Caldera) y 28 estaciones terrestres (Septiembre a Noviembre de 1998) se logró determinar que a los 27.5º de latitud Sur el ángulo de subducción se encontraba en torno a los 16º, menor a los obtenidos en el Norte de Chile, el cual disminuye gradualmente en dirección N-S (Cobo, 2000) .

Otro aspecto relevante obtenido de los estudios mencionados, es que el contacto sismogénico en esta zona de Chile se extiende hasta unos 50 Km de profundidad y a unos 200 a 250 Km de la fosa. La zona en estudio, ha demostrado ser capaz de generar grandes terremotos interplaca Subductivos, en donde la mayoría de los cuales han presentado maremotos destructores asociados. La sismicidad reciente indica una intensa actividad de eventos de magnitudes moderadas (mb ∼ 5) cuya distribución espacial se ubica principalmente desde la línea de costa hacia la fosa. Otras fuentes sismogénicas presentes en Chile tales como Sismos Intraplaca de Profundidades Intermedias (Chillán 1939, Calama 1939, La Ligua 1965, Punitaqui 1997), o Sismos Intraplaca Superficiales (Corticales – Las Melosas 1958, Chusmiza 2001) no han demostrado afectar la zona de emplazamiento de Caldera, por lo cual no son considerados en el presente trabajo.



a.3) Sismicidad Histórica:

En la siguiente tabla se resumen los eventos sísmicos relevantes que han afectado la zona de emplazamiento de la obra:

Año Magnitud Localidades afectadas Observaciones

1796 Ms = 7.7 Copiapó, Huasco, Coquimbo

Dejó en ruina las localidades afectadas.

1819 Ms=8.3 Copiapó y alrededores Fue acompañado por un maremoto que abarcó desde Caldera hasta Constitución.

1859 Ms=7.6 Caldera y Copiapó

Afectó seriamente las construcciones en Copiapó. En Caldera el maremoto asociado averió buques de la bahía.

1909 Ms=7.6 Copiapó

Ms=7.5 La Serena, Ovalle y Vicuña

Provocó importantes derrumbes.

Ms=7.8 Copiapó, Chañaral y Caldera

Destrucción de Ciudades afectadas. Presentó un maremoto moderado que hundió el muelle del ferrocarril en Caldera.

1922 Ms=8.5 Chañaral, Caldera, Vallenar, Huasco, Copiapó y Freirían.

Destrucción de cidudades afectadas. Tuvo un maremoto asociado que afectó las costas Chilenas entre Antofagasta y Chañaral que fue inundada al menos 5 veces por el mar, el que penetró más de un kilómetro tierra adentro.

1983 Ms=7.4 Región de Copiapó Profundidad focal: 50 Km aproximadamente.

Ms: Magnitud de Richter. Para los terremos de 1922 y 1983 se ha estimado que los largos de ruptura se aproximadamente 350 Km y 150 Km respectivamente.

El terremoto histórico Chileno más representativo del tipo de sismo Interplaca Subductivo, es el Gran terremoto de Valdivia del 22 de Mayo de 1960. La magnitud de este evento se ha estimado en Mw = 9.5 según la escala de Kanamori (Magnitud momento, creada a raíz que la Escala de Richter se satura para este tipo de sismos).



b) Terremotos de Diseño:

En base a lo anteriormente expuesto, así como a la información adicional aportada más adelante, se procede a estimar los terremotos de diseño que afectarán el lugar de emplazamiento de la obra. En general, para obras de relevancia (ya sea por su tamaño, volumen de inversión o peligrosidad), se definen tres estados de carga sísmica:

• Terremoto de Colapso: Corresponde al mayor terremoto posible de afectar el sitio en

estudio. Se estima que podría suceder a lo más una vez en la vida útil de la estructura. En el caso de los Aerogeneradores, el nivel de desempeño esperado corresponde a deformaciones de los anclajes dúctiles, o pequeños pandeos locales, con detenciones del sistema en forma momentánea para la revisión estructural respectiva. De acuerdo a lo establecido en el estudio de las magnitudes de sismos históricos, se establece la magnitud del Terremoto de Colapso como Ms = 8.5.

• Terremoto de Servicio: Corresponde a un evento sísmico que podría suceder varias

veces en la vida útil de la estructura. En el caso de los Aerogeneradores, el nivel de desempeño esperado corresponde a daños menores de fácil reparación que no impliquen detención del sistema de generación de energía. Se entiende que este terremoto evita o reduce a un mínimo el tiempo de interrupción del sistema. La magnitud del Terremoto de Servicio se puede definir como Ms = 8.0.

• Terremoto de Construcción: Corresponde a un evento sísmico que podría ocurrir

durante el periodo de montaje de los Aerogeneradores. La magnitud del Terremoto de Construcción se puede definir como Ms = 7.5. Sin embargo, y dado que durante el periodo de construcción la situación más vulnerable se debe a los efectos del viento sobre la torre sin la Nacelle (Rotor y Turbina), no se considera este tipo de terremotos en el presente trabajo.

Debido a la flexibilidad de la estructura (3.1 seg.), es necesario considerar dos tipos de fuente sismogénica: la primera de campo cercano y la segunda de campo lejano que sea capaz de excitar los perdiodos más largos.

b.1) Estimación Terremoto de Colapso (o potencial esperado):

Se revisa a continuación si la definición del Terremoto de Colapso considerado en el punto 3.1.2 es compatible con la caracterización sismogénica de la región de copiapo mencionada en el punto 3.1.1 letra a).

De acuerdo a los estudios realizados en la región de Copiapo, el área de la zona

que faltaría por activarse corresponde a 200 Km (N-S) por 50 Km de profundidad. Considerando la relación entre el área de acoplamiento sísmico y la magnitud (Ms) del sismo que desarrollaron [Utsu y Seki, 1954]:



( ) 0.6*02.1log += sMA

y considerando que A = (200*105 cm)*(50*105 cm) = 1014 cm2, luego: log(A) = 14, se obtiene que:

Ms = 7.84 Se concluye que es adecuado y conservador considerar un Terremoto de Colapso Ms = 8.5

b.2) Estimación de un Potencial Tsunami (Maremoto):

Si se considera que el momento sísmico es un parámetro adecuado para representar el tamaño de un sismo, dado por el área de falla (A), la rigidez de la roca (µ), y el promedio del desplazamiento a lo largo de la falla (D), en donde el momento sísmico queda definido como Mo = µ *A*D, es posible utilizando la formulación de Kanamori (1977), establecer la relación entre Mo y Ms de la siguiente forma:

( ) 1.16*5.1log += so MM

Para ser consecuentes con la definición de Terremoto de Colapso dada en b.1, lo cual se ha basado en la sismicidad histórica de la región, podemos evaluar el momento sísmico asociado, cuyo valor es Mo=7.1*1021 (N-m). Existen relaciones entre el potencial destructivo de un Tsunami y el momento sísmico que se resumen a continuación [Taladier, 1993]:

Momento Sismico Mo (N-M) Potencial Destructivo

Mo < 1021 No genera Tsunami 1021 < Mo < 5*1021 Tsunami pequeño

5*1021 < Mo < 2*1022 Tsunami potencial destructivo

Mo > 2*1022 Tsunami grande y destructivo

De acuerdo a esta tabla, asociado al Terremoto de Colapso, debiera producirse un Tsunami potencialmente destructivo en la Ciudad costera de Caldera. Esto se ratifica por el hecho que en el Terremoto de 1922 se generó un Tsunami de proporciones con olas de 7 y 9 metros de altura, lo cual es concordante con la tabla anterior dado que su Mo = 7*1021 (N-m).



Finalmente, y de acuerdo a la Carta de inundación por Tsunamis para el Puerto de Cadera desarrollado por el SHOA (Servicio Hidrográfico y oceanográfico de la armada de Chile), la cual se encuentra referida al evento sísmico del año 1922, la penetraciçon máxima del Tsunami no supera los 300 m.

Luego, y dado que el emplazamiento de las Obras se ubica a más de 10 Km de la costa, se descarta cualquier riesgo sobre esta por efectos de Tsunami.

b.3) Caractarización probabilística de la ocurrencia de sismos:

Además de la descripción espacial de ocurrencia de sismos, que identifica los lugares donde principalmente ocurren, es necesario contar también con una descripción temporal de su ocurrencia. A este respecto, existen varios enfoques susceptibles de ser utilizados, algunos de los cuales se listan a continuación: • Relación de Gutenberg y Richter. • Distribución de Poisson. • Distribución de Weibull bi-paramétrica. • Cadenas de Markov.

Para el presente estudio se ha considerado adecuado desarrollar la 2ª y 3ª formulación, dado que ellas han sido estudiadas y aplicadas a estudios de peligro sísmico en el Norte de Chile (Susa, 2004). La relación de Gutenberg y Richter no posee los parámetros (a,b) debidamente ajustados al Norte de Chile (Existe información adecuada para la zona Central de Chile). i) Distribución de Poisson:

Su principal fortaleza radica en su simplicidad, permitiendo una primera aproximación al problema. En esta modelación se supone que los sucesos ocurren de manera aleatoria en el tiempo y que no existe dependencia alguna entre la ocurrencia de ellos. Su principal debilidad radica en el hecho que los eventos son independientes, es decir, la función de distribución no tiene memoria.

Supondagamos que la observación se realiza en un intervalo de tiempo [to,t1],

cuya duración es τ unidades de tiempo. El proceso de Poisson puede describirse mediante la variable aliatoria N que representa el número de sucesos en [to,t1]. La función de probabilidad N es:

[ ] 0,.....,2,1,0........!*)*( *

>==−

λτλ λ

nn

enNPtn

T



donde λ es el parámetro de la distribución de Poisson. Se demuestra fácilmente que la media y la varianza N son, respectivamente:

E[N] = λ*τ ; Var[N] = λ*τ Por lo que λ puede interpretarse como el número medio de sucesos por unidad de tiempo. El tiempo t entre sucesos de un proceso de Poisson de parámetro λ responde a una distribución exponencial con el mismo parámetro λ. La densidad de probabilidad de t será:

∞≥≤= − tparaetf tt 0.............*)( *λλ

En consecuencia, el periodo de retorno o recurrencia (T) y su desviación media (σ) son:

λσ

λ1............1

== yT

Este periodo de retorno puede utilizarse para estimar la probabilidad que ocurra un vento en un intervalo de tiempo τ=T. La forma que adquiere la función de probabilidad acumulativaes:

tetP *1)( λ−−= Susa (2004) analizó la información de los grandes terremotos históricos ocurridos en el Norte de Chile y Sur del Perú, zona que fue subdividiada en 8 subzonas (asociadas a sistemas de fallas), siendo la relevante para nuestros estudios la zona 4 comprendidas entre 25.4º y 28.9º de latitud sur (definida según sismo de 1922). En este estudio se han considerado 6 secuencias sísmicas. En el estudio mencionado se han obtenido los siguientes resultados para los periodos de recurrencia de sismos mayores considerando las dos secuencias más representativas:

Secuencia Zona 4 λ T(años) σ(años) 1796-1819-1855-1922-1983 0.021390 46.8 20.8

1819-1855-1922-1983 0.018293 54.7 16.4 En la siguiente figura se muestra un comparativo de la Probabilidad Poisson para cada una de las secuencias consideradas.



De la figura anterior se puede observar lo siguiente: • Para el año 2013 (Dt = 30 años), la probabilidad de ocurrencia de un sismo

mayor varía entre 45% y 50%. • Para el año 2053 (Dt = 70 años), la probabilidad de ocurrencia de un sismo

mayor varía entre 70% y 77%.

ii) Distribución bi-paramétrica de Weibull:

El modelo Weibull queda definido por una función de peligro que depende exponencialmente del tiempo. En este caso, la probabilidad acumulativa de que un evento ocurra en un tiempo t es dada por:

1* 1

1)( +−

+

−= mtk m

etP donde k y m son los parámetros que definen esta distribución. El mismo autor anterior (Susa, 2004) han estudiado las mismas secuencias señaladas anteriormente obteniendo los siguientes resultados:

Secuencia Zona 4 k m T(años) σ(años)

1796-1819-1855-1922-1983 2.293*10-5 1.97 47.0 17.2 1819-1855-1922-1983 2.201*10-9 4.28 55.1 12.0

En la siguiente figura se muestra un comparativo de la Probabilidad Weibull para cada una de las secuencias consideradas. De la figura anterior se puede observar lo siguiente: • Para el año 2013 (Dt = 30 años), la probabilidad de ocurrencia de un sismo

mayor varía entre 40% y 60%. • Para el año 2053 (Dt = 70 años), la probabilidad de ocurrencia de un sismo

mayor varía entre 95% y 100%. b.4) Relaciones de atenuación de aceleraciones:

Diversos estudios han demostrado de manera empírica que las aceleraciones tienden a reducirse a medida que nos alejamos del hipocentro del sismo, por lo cual se dice que la aceleración se atenúa con la distancia al hipocentro. En el caso de los sismos de tipo interplaca subductivo, diversos autores han desarrollado expresiones de atenuación que han sido mejoradas en la medida que mejora la base de datos.



Entre las fórmulas más utilizadas internacionalmente se encuentra la de Youngs et al (1997). Sin embargo, esta fórmula presente las siguientes limitaciones: • No puede aplicarse con adecuada precisión a una zona específica, dado que

incorpora sismos de diversas regiones del mundo de características muy disímiles. Así por ejemplo, agrupa registros sísmicos obtenidos en Japón, México, Chile, Cascadia, Islas Salomón, etc.

• No todos los mecanismos están correctamente identificados. Así por ejemplo, para Chile se incluye en la base de datos interplaca tipo thrust el registro del terremoto de 1958 en Las Melosas, sismo que en realidad se ha demostrado ser del tipo intraplaca Cortical.

En el caso de Chile, diversos autores han obtenido expresiones de atenuación, tales como: Golsack et al (1976), Saragoni et al (1981), Fresard (1985), Ridell y Villablanca (1986), Martín (1990), Shaad (1991), Medina (1998) y Ruiz (2002). Para el presente estudio se ha considerado utilizar la formulación presentada por Ruiz(2002) dado que incorpora aspectos tan relevantes como: tipo de mecanismo de falla subductivo, aceleraciones horizontales y verticales, velocidades horizontales y verticales, desplazamientos horizontales y verticales, y tipo de roca o suelo duro. Según Ruiz (2002), para el caso de sismos interplaca subductivos (tipo “thrust”), la atenuación de la aceleración horizontal máxima respecto del hipocentro del sismo puede aproximarse por la siguiente expresión (para roca o suelo duro: 360 < Vs < 760 [m/seg]):

( ) ⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡

+= 2086.1

*283.1

max ....30

*995.1segcm

Rea

sM

h

En donde R representa la ditancia desde el hipocentro al lugar de estudio, expresada en km, y Ms representa a la magnitud de Richter. b.5) Definición Terremoto de Colapso: Basados en los perfiles de ubicación de hipocentros de los sismos mayores que han afectado a Caldera, así como la ubicación del emplazamiento de los Aerogeneradores, se detallan a continuación los parámetros de definición del sismo de Colapso: • Magnitud del sismo de Colapso: Ms = 8.5. • Distancia epicentral al emplazamiento de los Aerogeneradores: D = 30 [Km]. • Profundidad focal del sismo: H = 30 [Km]. • Distancia Hipocentral: R = √(D2 + H2) = 42.4 [Km].



Luego, evaluamos la expresión para las aceleraciones horizontales máximas

obtenidas en el punto 3.1.6:

ahmax = 1038 [cm/seg2 ] = 1.058 [g] b.6) Espectro de Colapso:

Basados en los perfiles de ubicación de hipocentros de los sismos mayores que han afectado a Caldera, así como la ubicación del emplazamiento de los Aerogeneradores, se detallan a continuación los parámetros de definición del sismo de Colapso:

4.2.2) Definición Espectro de Diseño: Para la definición del espectro de Diseño con una probabilidad de excedencia de 10% en 50 años, se utizará el espectro elástico definido por la norma Chilena NCh2369 of 2003 “Diseño sísmico de estructuras e instalaciones industriales”. En la siguiente figura se muestra gráficamente el espectro de respuesta elástico de diseño:





4.3: CARGAS OPERACIONALES: Las cargas operaciones más relevantes informadas por el fabricante son las siguientes:

• Frenado del Rotor (introduce un momento flector). • Frenado del sistema de orientación (introduce un momento torsor). • Fijación del rotor frente a cargas de viento (introduce momento flector).

De acuerdo a la información entregada por el fabricante, se tiene la siguiente matriz de cargas operacionales: Luego, se obtienen las siguientes solicitaciones operacionales:

• Mfreno = 180 Tm. • Morientación = 100 Tm • Fbuje = 3.5 Ton



4.4: COMBINACIONES DE CARGA: Las combinaciones de carga, así como los factores de mayoración son determinadas en base a la norma Europea IEC 61400-1 y a la norma Chilena NCh2369. Las situaciones consideradas críticas son las siguientes:

• Operación normal + condiciones externas normales. • Operación normal + condiciones externas extremas. • Falla de operación + condiciones externas.

Para efectos de verificación y/o diseño de la torre, anclajes y fundaciones, las siguientes combinaciones de carga se consideran como las mas críticas, las cuales corresponden a condiciones eventuales incluyendo viento y/o sismo: Para el diseño de la Torre (Tubo de Acero – Tensiones admisibles): Comb1: CP(z) + S(x) + NW(x) + Freno(y) Comb2: CP(z) + EW(x) CP: Carga permanente / S(x): Sismo dirección horiz.. x / NW(x): Viento normal en x Freno: Momento en la dirección y / EW(x): Viento extremo en x. Para estas combinaciones, las tensiones admisibles se pueden aumentar en 33,3%. Para el diseño de los anclajes torre-fundación: (Tensiones admisibles): Comb3: CP(z) + S(x) - S(z) + NW(x) Para estas combinaciones, las tensiones admisibles se pueden aumentar en 33,3%. Para el diseño estabilidad y tensiones de la fundación: (Tensiones admisibles): Comb4: CP(z) + S(x) + S(z) + NW(x) Comb5: CP(z) + S(xy) – S(z) + NW(xy) Comb6: CP(z) + S(xy) + S(z) + NW(xy) XY: Dirección Diagonal respecto de la zapata cuadrada. Para el diseño refuerzo de la fundación: (Cargas ültimas): Comb7: 1,2*CP(z) + 1,1*S(x) + 1,1*S(z) + 1,1*NW(x) Comb8: 1,2*CP(z) + 1,1*S(xy) + 1,1*S(z) + 1,1*NW(xy)



5. MODELOS DE ANÁLISIS ESTRUCTURAL 5.1: MODELOS DE ANALISIS:

• Modelo 3D FEM-Shell Torre: Para estudio de frecuencias.

• Modelo 3D FEM-Shell Aerogenerador: Para estudio de frecuencias, deformaciones de ovalación del cilindro y tensiones en el manto de la torre.

• Modelo 3D FEM-Frame Aerogenerador: Para estudio de frecuencias, esfuerzos de corte

y flexión en la torre, interacción suelo-estructura. 5.2: MODELOS DEL ASPA: a) Arquitectura del Aspa: Para un Aerogenerador de 1.5 MW se tiene lo siguiente:

La siguiente imagen muestra un Aspa rela para un Aerogeneradore de 1.5 MW.



b) Correcciones Propiedades del Aspa por efecto “Giro del Rotor”:

De acuerdo a lo visto en la presentación anterior, las frecuencias propias de las aspas se ven modificadas debido al efecto de rotación de estas (ver figura acápite 3.4.1). Se observa un efecto de rigidización de los modos de vibrar (aumento de frecuencias) a medida que aumenta la frecuencia rotacional del rotor (aumenta la fuerza centrífuga). Para cuantificar este efecto, se recurre habitualmente al teorema de Southwell, el cual se puede expresar por la siguiente relación (Obtenida del Informe de R.T. Yntema de 1955 para la N.A.C.A):

ωRn2 = ωNRn

2 + Kn*Ω2

ωRn: frecuencia asociada al modo n del aspa dinámica (rad/seg) Kn: coeficiente de Southwell. ωNRn: frecuencia asociada al modo n del aspa estática (rad/seg) Ω: Velocidad angular del aspa (rad/seg). Experimentalmente, se ha demostrado que el primer modo de vibración de las aspas es el más importante de estimar, porque las deflexiones y los esfuerzos asociados a este dan cuenta de la mayor parte de su dinámica. Luego, el coeficiente Kn se calcula como (n=1):

K1 = Ko1 + K11*e en donde: e = d/L =1.1/37.4 = 0.03 Los coeficientes Ko1 y K11 dependen de cómo se distribuye la masa a lo largo del aspa, los cuales son evaluados utilizando los siguientes 2 gráficos (Yntema,1955):



Observando cuidadosamente las figuras anteriores, se puede concluir que el valor de K1 varia entre 1.29 y 1.31. Luego, para efectos de nuestro diseño tomaremos el valor más alto, es decir, K1 = 1.31. Luego, la expresión para la frecuencia del modo 1 del aspa (flexión o flap) es:

ωR1 = [ωNR12 + 1.31*Ω

2]0.5 En los siguientes dos gráficos se muestra la dependencia del modo de flexión del aspa con la velocidad angular del rotor:





Luego, evaluando para la velocidad angular nominal del rotor, y considerando una frecuencia típica para aspas de Aerogeneradores de 1.5 MW, se obtiene:

Ω=1.75 rad/seg y ωNR1= 4 rad/seg → ωR1 = 4.47 rad/seg → ωR1/ωNR1 = 1.118 Para incorporar el efecto de aumento de la frecuencia de flexión del aspa en el modelo dinámico, se propone una corrección en la rigidez de flexión del elemento en cantilever. Sabemos que la frecuencia de una viga en cantilever varía linealmente con la raíz cuadrada de la inercia, por lo cual la siguiente expresión es válida:

ωR1 /ωNR1 = 1.118 = (IR1/INR1)0.5 → IR1 = 1.25*INR1

5.3: MODELO DE LA NACELLE: Este elemento se modela como como una estructura rígida con propiedades de masa y ejes reales, tal como se muestra en la siguiente figura:



5.4: RESULTADOS DE LOS MODELOS ESTRUCTURALES

a) Modelo FEM-Shell Torre sin Nacelle: T1 = 1.14 seg. T2 = 0.27 seg. T3 = 0.11 seg. %Mm = 44.5% %Mm = 20.8% %Mm = 7.8%

b) Modelo FEM-Shell Aerogenerador:

En este modelo se estudiaron dos posiciones de las Aspas consideras críticas:



Los resultados de los análisis modales son los siguientes: T1 = 3.1 seg. T2 = 1.40 seg. T3 = 0.41 seg. T4 = 0.16 seg. %Mm = 57% %Mm = 0.6% %Mm = 15.7% %Mm = 6.0% Flexión Torre Flexión Aspa Flexión torre Flex. torre+giro Nacelle Nota: El modo de torsión con T=0.34 seg posee un %Mm = 0.2%. %Masa Modal incorporada con 100 modos = 89% en ambas direcciones horizontales

(Para 10 minutos de procesamiento en un P4 2.26 GHz).

Qbasal = 25.5 (Ton) > Qmin = 0.25*I*Ao*P/g = 0.12*P = 0.12*212 = 25.4 (Ton)

b) Modelo FEM-Frame Aerogenerador:

T1 = 3.11 seg. T2 = 1.40 seg. T3 = 0.41 seg. T4 = 0.155 seg. %Mm = 57.5% %Mm = 0.2% %Mm = 14% %Mm = 4.0% Flexión Torre Flexión Aspa Flexión torre Flex.torre+giroNacelle Notas:

• El modo de torsión con T=0.34 seg posee un %Mm = 0.4%.



• %Masa Modal incorporada con 63 modos = 99.6% en ambas direcciones.

• Qb(x/y) = 25.0 (Ton) < Qmin = 0.25*I*Ao*P/g = 0.12*P = 0.12*212 = 25.4 (Ton)

• N(z) = 37.1 (Ton)

5.5: EFECTOS DE INTERACCION SUELO-ESTRUCTURA De acuerdo al informe de mecánica de suelos ejecutado para la obra (basados en Sondajes en Roca):





Evaluando se tiene:

• L = B = 13.6 m → ke = 7.5 kg/cm3 • Kd = 45 kg/cm3 → Kd = 8.3*106 T/m3 • Kv(q) = 1.8*ke → Kv(q) = 13500 T/m3 • K(q) = 2* Kv(q)*Irr (T-m/rad) → K(q) = 7.7*107 • Irr = 2850 m4

CONCLUSION: EFECTO DE RESORTES ES DESPRECIABLE



6. VERIFICACION ELEMENTOS ESTRUCTURALES

6.1: VERIFICACION TORRE:

En el siguiente gráfico se muestran las solicitaciones máximas de momento flector en altura para las condiciones de Sismo de diseño y Viento extremo: Se observa que las solicitaciones de Viento extremo son muy superiores a las de Sismo, con excepcion de los últimos 5 metros de la torre. Se resumen a continuación las verificaciones estructurales respecto de los espesores del manto (Pandeo Local) así como de la estabilidad general de la Torre (Pandeo general):



Se observa que los espesores y calidades definidas para el manto de la Torre son los adecuados. Sin embargo, dado que la calidad de acero especificada (A52-34ES) posee problemas de Stock en Chile, en el caso que sea necesario utilizar un acero de inferior calidad, por ejemplo A42-27ES, será necesario realizar refuerzos al manto inferior. Un aspecto pendiente por falta de información corresponde a la verificación bajo cargas sísmicas de la conexión de la Nacelle a la Torre, debido al fuerte cabeceo que se produce en uno de los modos de vibrar importante de la estructura.



6.2: VERIFICACION ANCLAJE DE LA TORRE: Se resume a continuación el diseño de los Pernos de anclaje de la Torre de acuerdo a los criterios definidos por Paul Buthod (1977) Se observa que el diámetro de pernos especificado, el cual considera espesor adicional por corrosion es el mínimo requerido para resistir las cargas máximas. Un aspecto importante a modificar en las bridas de los pernos de anclaje, corresponde a la incorporación de sillas de anclaje que permitan que los pernos se alarguen debido a un carga superior a la considerada, existiendo la posibilidad de inspección y ajuste de los pernos. Los criterios para definir las sillas deben estar de acuerdo a lo establecido en la norma NCh2369 of 2003 figura Nº A.1.



6.3: VERIFICACION DE LA FUNDACION: Se resume a continuación las verifiaciones realizadas sobre las fundaciones especificadas para el proyecto. Se observa que el parámetro que controla el diseño corresponde al área de compresiones. Debido a que la estructura es de tipo Pendular sin ninguna redundancia estructural, se considera un buen criterio restringir el área de compresiones a un mínimo de 80%, por lo cual las dimensiones de la fundación son adecuadas. Esto permite reducir las deformaciones tanto transitorias como remanentes, aspecto de vital importancia para estructuras altas, muy flexibles, y con equipos mecánicos y eléctricos sobre la estructura soportante, tal como es el caso de los Aerogeneradores de última generación.



7. CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES Respecto de los diseños llevados a cabo, cabe puntualizar lo siguiente: • En general, las solicitaciones que controlan el diseño de Aerogeneradores de 80 m de altura

y torre metálica corresponde a los cientos extremos definidos por la Norma IEC 64100-1. • En cuanto a la carga sísmica, se observa un cabeceo transversal de la Nacelle en el punto

de conexión a la torre el cual debe ser verificado, dado que los esfuerzos superan aquellos debidos a las cargas de viento.

• En el caso que se requiera utilizar aceros de calidad normal, y de adecuado Stock en Chile

(A42-27ES), se deberá considerar pequeños aumentos en los espeseros del manto. • Los anclajes se encuentran en buenas condiciones para resistir las cargas elásticas

máximas. • Similar aspecto se observa en las fundaciones, cuyo diseño viene controlado por la mínima

área de compresiones que controle los giros instantáneos y remanentes. Debido a la presencia de roca en el sello de fundación, la interacción suelo-estructura ha resultado poco relevante, por lo cual la torre puede ser adecuadamente modelada considerando empotramiento en la base.

En cuanto al comportamiento dinámico de la estructura, se concluye lo siguiente: • Dada la tipología de los Aerogeneradores, esta debe ser analizada como una viga en flexión

con masa distribuída con masa concentrada en el extremo libre, debiéndose considerar la masa rotacional del sistema Nacelle – Rotor.

• El comportamiento dinámico viene controlado principalmente por 3 modos principales:

primer modo de flexión de la Torre, segundo modo de flexión de la Torre, tercer modo de flexión de la torre con giro del sistema Nacelle – Rotor.

• La influencia de la rotación de las Aspas, ha sido incorporada en los modelos de una forma

simplificada pero suficiente para efectos de representar la rigidización que se produce en los modos de vibrar principales (flexión y torsión). La influencia de este efecto en el análisis global no supera el 5%.

• Dado que con el modelo de FEM-Shell del Aerogenerador no fue posible alcanzar el 90%

de la masa equivalente total (sólo el 90%), fue necesario adicionar masa de la fundación (asociada a grados de libertad horizontal) utilizado Vectores de Ritz para la resolución de



las ecuaciones dinámicas. Para el caso del Modelo FEM-frame, se alcanó un 99% de la masa modal equivalente total.

• El modo de torsión ha resultado poco relevante para los análisis. • En cuanto a las frecuencias propias de los sistemas involucrados, se obtiene una adecuada

seguridad, toda vez que la frecuencia de rotación de las Aspas(1.2 seg.), se encuetra alejada de la frecuencia propia de flexión de la torre (3.1 seg.).

Además, se deben considerar las siguientes recomendaciones constructivas: • Se debe modificar el sistema de anclaje de la torre a la zapata, incorporando una silla

anular que permita el alargamiento de los pernos y su respectiva inspección. • En el caso de considerar Aceros de calidad normal (A42-27ES), se deberán considerar

pequeños aumentos en los espesores de los mantos de la torre. Finalmente, y debido a la flexibilidad de la estructura se deberá verificar lo adecuado del espestro de diseño sísmicos incluido en la normativa NCh2369, lo cual debe basarse en un estudio de riesgo sísmico considerando fuentes sismogénicas de campo lejano que logren excitar el primer modo de flexión de la torre (3.1 seg.). Una posibilidad para esto es considera un terremoto de diseño en la ciudad de Antofagasta (9.0 a 9.5 Richter), cuya distancia Hipocentral es superior a los 400 Km.



8. REFERENCIAS [Ref. 1]: INN, 2003, “NCh 2369-2003: Diseño sísmico de estructuras e instalaciones industriales”, Norma Chilena oficial. [Ref. 2]: INN, 1971, “NCh 432.Of71: Cálculo de la acción del viento sobre las construcciones”. Norma Chilena Oficial. [Ref. 3]: ACI 318-02, 2002, “Código de diseño de Hormigón Armado”, Norma Chilena Oficial. [Ref. 4]: IEC 61400-1, 1999-02, “Wind turbine generator systems – Part 1: Safety requirements”, International Electrotechnical Commission. [Ref. 5]: DIN 4133, 1999, “Norma de Viento Alemana”. [Ref. 7]: Chopra., A., 1995, “Dynamics of Structures”. [Ref. 8]: Clough,. A. And Penzien, 1995, “Dynamics of Structures”. [Ref. 9]: Wolf, J., 1992, “Foundation Vibration Analysis Using Simple Physical Models”. [Ref. 10]: Holmgren, C., 2005, “ Diseño Sísmico de Torres Soporte de Turbinas Eolicas”, Facultad de Ciencias Fisicas y Matematicas, Depto. De Ingenieria Civil, Universidad de Chile. [Ref. 11]: Castillo, V., 1999, “ La Norma de Viento en las Construcciones”, Facultad de Ciencias Fisicas y Matematicas, Depto. De Ingenieria Civil, Universidad de Chile.

Documents

Informe Aerog CI72C RCQ