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EÓLICAS DE FUERTEVENTURA, A.I.E

PLIEGO DE PRESCRIPCIONES TECNICAS PARA LA REALIZACIÓN DE LOS TRABAJOS DE PINTADO DE FUSTES EN EL PARQUE EÓLICO DE CAÑADA DE LA

BARCA (AEROGENERADORES MADE AE 23‐30)

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Índice

1. OBJETO ___________________________________________________ 3 2. ALCANCE __________________________________________________ 3 2.1. Antecedentes _______________________________________________ 3 2.2. Croquis dimensional aerogeneradores made ______________________ 3 2.3. Alcance ____________________________________________________ 6

2.3.1. Pintura exterior fustes. _____________________________________ 6

2.3.2. Alcance ‐ Otros. ___________________________________________ 8

2.4. Prevención de Riesgos Laborales y Medio Ambiente. ________________ 9 2.5. Garantías y Penalizaciones. ____________________________________ 9

3. FACTURACIÓN Y PAGO ______________________________________ 10 4. PRESUPUESTO DE LICITACIÓN ________________________________ 10 5. ANEXOS __________________________________________________ 10

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1. OBJETO

El presente documento tiene por objeto servir de especificación técnica para la

REALIZACIÓN DEL PINTADO DE FUSTES de los 44 aerogeneradores marca Made (27 unidades MADE AE 23 y 17 unidades MADE AE 30), instalados en el parque Eólico de Cañada de La Barca (isla de Fuerteventura). La sociedad propietaria del Parque Eólico es Eólicas de Fuerteventura, A.I.E., sociedad participada por el Consorcio de Abastecimiento de Aguas de Fuerteventura (C.A.A.F.) y Enel Green Power España S. L. (E.G.P.E)

2. ALCANCE

2.1. ANTECEDENTES

En Noviembre de 2013, se realizó por parte de SGS, el “Estudio de medición de espesores” de una serie de fustes de aerogeneradores del Parque Eólico cañada La Barca afectados por corrosión (aquellos más afectados). Dicho estudio se adjunta al presente documento como Anexo I.

En Febrero de 2015 se presentó por parte del Centro Tecnológico Aimen el “Estudio de integridad estructural y métodos de reparación de torres afectadas por los efectos de la corrosión”, documento que se adjunta como Anexo II.

En diciembre de 2016 se repitió el “Estudio de medición espesores” por parte SGS

para poder hacer una comparativa con el anteriormente mencionado de 2013, adjunto como Anexo III.

2.2. CROQUIS DIMENSIONAL AEROGENERADORES MADE

Las dimensiones de los fustes de los Aerogeneradores MADE AE 23 son las siguientes:

de 10

.

de 10

Las dimensiones del fuste del aerogenerador MADE AE 30 vienen identificadas en el plano siguiente.

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2.3. ALCANCE Se considera dentro del alcance de este documento la reparación de los daños

observados en el fuste (virolas) y puertas de todos los aerogeneradores del Parque Eólico Cañada La Barca.

Será responsabilidad del ofertante visitar el emplazamiento para realizar una correcta valoración de los daños de forma previa a la presentación de la oferta técnico‐económica, teniendo en cuenta que el trabajo se considerará como un LLAVE EN MANO dentro de los umbrales establecidos en el presente Pliego de prescripciones Técnicas

Las actuaciones a realizar se detallan a continuación:

2.3.1. Pintura exterior fustes.

El procedimiento para la reparación de la pintura exterior de los fustes es el siguiente:

Tramos de fuste

Preparación de Superficies - Limpieza exhaustiva con agua dulce. - Cepillado muy minucioso de las zonas donde el substrato haya quedado al

descubierto, para eliminar el óxido y la pintura mal adherida, hasta conseguir la visual PSt 3 de ISO 8501‐2.

Imprimación

- Capa general de 75/80 micras secas con pintura epoxi modificada de aluminio y alto espesor (HEMPADUR GF 35870), en las zonas previamente parcheadas. Si se aplica a pistola se podrán aplicar estas micras, pero si se hace a rodillo dar dos capas.

Capa intermedia

- Capa general de 80/90 micras de espesor de película seca de pintura epoxi modificada de aluminio y alto espesor en toda la superficie exterior del fuste.

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Acabado

- Aplicación general, una vez seca para repintar la capa anterior, de una capa de

45/50 µm, de pintura de poliuretano alifático de alto contenido en sólidos, UNE 48.294, en toda la superficie exterior del fuste.

Sellado de juntas entre tramos Preparación de Superficies

- Limpieza exhaustiva mediante discos de fibra trenzada impregnada de abrasivo, en toda la zona de junta comprendida entre soldaduras de virolas, con diez centímetros de anchura mínimos.

Imprimación

- Capa general de 75/80 micras de espesor de película seca de pintura epoxi modificada de aluminio y alto espesor en la zona de unión entre tramos, con anchura de banda de 15cm.

Banda protectora

- Suministro y aplicación de una banda de 15 cm de anchura sobre la junta de unión de los tramos.

Se trata de una banda autoadhesiva de aluminio, impermeable y flexible, cubierta de un copolímero de betún autoadhesivo y reforzado con una malla de poliéster de alta resistencia al desgarro. Su color es plomo/grafito no presentando ningún inconveniente para ser pintada con la pintura de acabado final.

Capa intermedia

- Suministro y aplicación de una capa de imprimación Hempel´s PU MIOCOAT 447E0, de 40 µm de e.p.s. con el fin de permitir un buena adherencia de la pintura de acabado.

Capa acabado

- Suministro y aplicación de una capa de 45/50 μm e.p.s de pintura de poliuretano alifático de alto contenido en sólidos (UNE 48294) en las zonas de unión entre tramos.

de 10

Puertas

Preparación de Superficies

- Limpieza exhaustiva con agua dulce. - Cepillado muy minucioso de las zonas donde el substrato haya quedado al

descubierto, para eliminar el óxido y la pintura mal adherida, hasta conseguir la visual PSt 3 de ISO 8501‐2.

Imprimación

- Capa general de 85/100 micras secas con pintura epoxi modificada de aluminio y

alto espesor, en las zonas previamente parcheadas. A continuación aplicación de capa general en toda la superficie de la puerta (exterior e interior) y aplicación de doble capa general en los marcos.

Acabado

- Aplicación general, de una capa de 75/90 µm, de pintura de poliuretano alifático de

alto contenido en sólidos, UNE 48.294.

2.3.2. ALCANCE ‐ OTROS. Se considera incluido en el alcance:

- La mano de obra necesaria para la realización de los trabajos de reparación de

daños. El personal para la realización de estos trabajos será personal cualificado y podrá ser exigible la acreditación de esta cualificación en cualquier momento, por parte de la PROPIEDAD.

- Los materiales y consumibles necesarios para la reparación. Para la reparación estructural de los daños se utilizarán exclusivamente los materiales establecidos en el procedimiento indicado. En caso de querer utilizar materiales similares a éstos, los mismos deben ser autorizados expresamente por la PROPIEDAD.

- Los útiles y medios de elevación necesarios para efectuar la reparación, que

deberán estar perfectamente identificados en la oferta técnica.

- El desplazamiento a parque.

- Dietas.

- Informe final de reparación, incluyendo como mínimo, por cada aerogenerador:

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o Fotos o Estado anterior y posterior a la reparación o Procedimiento de reparación

La reparación no se considerará facturable hasta la aceptación, por parte de Eólicas

de Fuerteventura, del informe. Las operaciones de parada y arranque de aerogenerador, serán realizados por el

personal de la contrata de parque, y quedan explícitamente fuera del alcance ofertado.

2.4. PREVENCIÓN DE RIESGOS LABORALES Y MEDIO AMBIENTE.

En todas las actuaciones incluidas en este epígrafe, se deberá cumplir las directrices

que tiene establecidas ENEL GREEN POWER sobre Prevención de Riesgos Laborales y Gestión Medio Ambiental, estando para todo ello a lo especificado en las Condiciones Generales de Contratación del Grupo ENDESA y su Anexo IV España, quinta edición global de 01‐10‐2015, que se puede consultar en la página Web:

http://www.endesa.com/es/proveedores/Paginas/home.aspx

Cualquier subcontratación de servicios tendrá que ser previamente conocida y

aprobada por Eólicas de Fuerteventura.

El CONTRATISTA deberá disponer de certificado de calidad en base a la norma UNE/EN ISO 9001.

2.5. GARANTÍAS Y PENALIZACIONES.

Garantía de ejecución: El CONTRATISTA garantizará la realización de los trabajos y los materiales suministrados, según los procedimientos aportados por él mismo, previamente revisados y aprobados por Eólicas de Fuerteventura, por un periodo de 2 años, contados a partir de la fecha de la finalización de los trabajos que corresponda. Estas acciones deberán efectuarse en el plazo más breve posible, del modo que resulte menos perjudicial o molesto para Eólicas de Fuerteventura o, cuando ello no sea posible, reduciendo al mínimo dichos retrasos o el tiempo de disponibilidad total o parcial de las instalaciones. Cualquier incidencia que pueda ser causa de reclamación de garantía será notificada para que pueda ser verificada / acreditada por el CONTRATISTA antes de que se ejecute dicha reclamación.

de 10

Se establecerá un aval bancario para poder garantizar este punto. Este será de un 5% del total del importe de licitación, y tendrá duración de dos años.

Penalizaciones: El CONTRATISTA garantizará para cada trabajo el tiempo máximo de realización estableciéndose las siguientes penalizaciones:

o Trabajos en parque: penalización de un 2% del importe ofertado para los trabajos que sufran el retraso, por cada semana de retraso imputable al CONTRATISTA.

Los retrasos se medirán respecto al plazo máximo garantizado para cada trabajo.

3. FACTURACIÓN Y PAGO

Se estará a lo establecido en el artículo 216.4 y la Disposición Transitoria Sexta del Texto Refundido de la Ley de Contratos del Sector Público aprobado por Real Decreto Legislativo 3/2011, de 14 de noviembre.

4. PRESUPUESTO DE LICITACIÓN

El Presupuesto máximo de licitación de este servicio ascenderá a la cantidad total de 166.000,00.‐ €, además de 11.620,00.‐ € correspondiente al IGIC (sin perjuicio de la modificación que pudiera sufrir este importe como consecuencia de cambios normativos sobre dicho tipo impositivo).

5. ANEXOS

Para una mejor determinación en la elaboración de las ofertas a presentar por los licitadores, se adjuntan al presente Pliego los anexos ya mencionados en la estipulación 2 apartado 2.1 (ANTECEDENTES) y consistentes en: “Estudio de medición de espesores” de unos determinados de fustes de aerogeneradores del Parque Eólico Cañada La Barca afectados por corrosión (aquellos más afectados), dicho estudio se adjunta al presente documento como Anexo I; “Estudio de integridad estructural y métodos de reparación de torres afectadas por los efectos de la corrosión”, adjuntado como Anexo II; y por último un segundo “Estudio de medición espesores” para poder hacer una comparativa con el anteriormente mencionado de 2013, adjunto como Anexo III.

En Puerto del Rosario, a 25 de abril 2017.

1

ANEXO I

SGS Tecnos, S.A.

Ctra. El Cardón Nº 96. Las Torres,35010 Las Palmas G.C. Teléfono: 928 47 40 84

Fax: 928 47 40 83

MEDICIÓN DE ESPESORES

INFORME Nº: 921/ME/012/13-GC OT: GC/158/13 Fecha: 22/11/2013 Página nº 1 De 17

1.GENERAL

Peticionario: ENEL GREEN POWER Obra: Parque Eólico Cañadas de la Barca / Fuerteventura

Sistema: Aerogenerador Elemento: Torre

Plano - Material: A/C Ext: - mm Espesor: Varios mm

2. MATERIAL DE EXAMEN

Equipo: marca y modelo Olympus Nº de serie 110911107 Acoplante Eco-Gel

MG2-DL Cable: tipo y longitud: Coaxial 1m

Palpador Referencia Fabricante Tipo: Tamaño Frecuency Ang. real

1 D7906-SM Parametric Straight Beam 7,8 mm. 5Mhz 0º

2 - - - - mm. -Mhz -º

Bloque de calibración:

3. DATOS DEL EXAMEN

Zona de inspección

Se tomaron medidas de manara aleatoria y en las zonas que presentaban erosión.

Temperatura superficial

Menor de 60ºC.

Condición superficial

Tramos con pintura y sin pintura

Especificación/Procedimiento

ASME Code, sección 5, parrafo T-574, y art. 23, SE-797, Ed. 2013

Documentación de referencia

Procedimiento interno para la verificación de equipos y palpadores.

4. OBSERVACIONES

SUPERVISOR FECHA DE EXAMEN OPERATOR

Fdo: Pablo Lema

20/11/2013

al 22/11/2013 Fdo: Irad Barreto

Nivel II Nivel II

SGS Tecnos, S.A.


Fax: 928 47 40 83



Circular 1

Circular 11


Fdo: Pablo Lema

20/11/2013


Nivel II Nivel II

SGS Tecnos, S.A.


Fax: 928 47 40 83



Structural Element Element Orig thk.

Gauged

mm mm

Aerogenerador Nº 13 Circular 1 N/D 7,8


























Fdo: Pablo Lema

20/11/2013


Nivel II Nivel II

SGS Tecnos, S.A.


Fax: 928 47 40 83



Structural Element Element Orig thk.

Gauged

mm mm












Aerogenerador Nº 13 Circular 8 N/D 101,















Fdo: Pablo Lema

20/11/2013


Nivel II Nivel II

SGS Tecnos, S.A.


Fax: 928 47 40 83



Structural Element Element

Orig thk.

Gauged

mm mm







Fdo: Pablo Lema

20/11/2013


Nivel II Nivel II

SGS Tecnos, S.A.


Fax: 928 47 40 83




Orig thk.

Gauged

mm mm



























Fdo: Pablo Lema

20/11/2013


Nivel II Nivel II

SGS Tecnos, S.A.


Fax: 928 47 40 83




Orig thk.

Gauged

mm mm







Fdo: Pablo Lema

20/11/2013 al

22/11/2013 Fdo: Irad Barreto

Nivel II Nivel II

SGS Tecnos, S.A.

Ctra. El Cardón Nº 96.

Las Torres,35010 Las Palmas G.C. Teléfono: 928 47 40 84

Fax: 928 47 40 83




Orig thk.

Gauged

mm mm



























Fdo: Pablo Lema

20/11/2013


Nivel II Nivel II

SGS Tecnos, S.A.



Fax: 928 47 40 83




Orig thk.

Gauged

mm mm



























Fdo: Pablo Lema

20/11/2013


Nivel II Nivel II

SGS Tecnos, S.A.



Fax: 928 47 40 83




Orig thk.

Gauged

mm mm







Fdo: Pablo Lema

20/11/2013


Nivel II Nivel II

SGS Tecnos, S.A.



Fax: 928 47 40 83




Orig thk.

Gauged

mm mm



























Fdo: Pablo Lema

20/11/2013


Nivel II Nivel II

SGS Tecnos, S.A.



Fax: 928 47 40 83




Orig thk.

Gauged

mm Mm



























Fdo: Pablo Lema

20/11/2013 al


Nivel II Nivel II

SGS Tecnos, S.A.



Fax: 928 47 40 83




Orig thk.

Gauged

mm mm







Fdo: Pablo Lema

20/11/2013


Nivel II Nivel II

SGS Tecnos, S.A.



Fax: 928 47 40 83




Orig thk.

Gauged

mm mm








Aerogenerador Nº 44 Circular 2 N/D 7,7 Aerogenerador Nº 44 Circular 2 N/D 8,1


















Fdo: Pablo Lema

20/11/2013


Nivel II Nivel II

SGS Tecnos, S.A.



Fax: 928 47 40 83




Orig thk.

Gauged

mm Mm



























Fdo: Pablo Lema

20/11/2013


Nivel II Nivel II

SGS Tecnos, S.A.



Fax: 928 47 40 83




Orig thk.

Gauged

mm Mm







Fdo: Pablo Lema

20/11/2013 al


Nivel II Nivel II

1

ANEXO II

20/02/2015

REVISIÓN: 00

TÍTULO

ESTUDIO DE INTEGRIDAD ESTRUCTURAL Y MÉTODOS

DE REPARACIÓN DE TORRES EÓLICAS AFECTADAS

POR LOS EFECTOS DE LA CORROSIÓN Y LA EROSIÓN

- EÓLICAS DE FUERTEVENTURA -

Este documento fue generado por AIMEN y su contenido es confidencial. Este documento no puede ser difundido a terceros, ni usado para

otros propósitos que los que originaron su entrega, sin previo permiso escrito de AIMEN. En el caso de ser entregado en virtud de un

contrato, su uso y difusión estarán limitados al expresamente autorizado en dicho contrato. AIMEN no podrá ser considerada responsable

de eventuales errores u omisiones en la edición del documento.

ESTUDIO DE INTEGRIDAD ESTRUCTURAL Y MÉTODOS DE REPARACIÓN DE TORRES EÓLICAS AFECTADAS POR LOS EFECTOS DE LA EROSIÓN Y CORROSIÓN

NTC-000242 20/02/2015 Página 2 de 61

ÍNDICE

1. ANTECEDENTES ............................................................................... 3

2. OBJETIVOS ...................................................................................... 3

3. ALCANCE DE LAS ACTUACIONES ....................................................... 3

4. MADE AE-30 (TURBINE) | INFORMACIÓN Y DETALLES ....................... 5

5. CASOS DE CARGA .......................................................................... 10

6. DETERMINACIÓN DE LOS ESPESORES MÍNIMOS DE DISEÑO ............ 12

7. ANÁLISIS FEM................................................................................ 20

8. RESULTADOS FEM ......................................................................... 24

9. DISEÑO DEL SISTEMA DE REPARACIÓN PARA DAÑOS PORPICADURAS EN LA PAREDES DE LAS VIROLAS .................................. 33

10. DISEÑO DEL SISTEMA DE REPARACIÓN PARA DAÑOS PORCORROSIÓN EN LAS ZONAS DE LAS BRIDAS DE UNIÓN .................... 52

11. CONCLUSIONES ............................................................................. 59


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1. ANTECEDENTES

La empresa ENEL solicita al Centro Tecnológico AIMEN la realización de un estudio de

integridad estructural de una torre eólica, situada en el Parque Eólico 10MW Cañada de la

Barca (Fuerteventura), afectada por los efectos de la corrosión en ambiente marino y erosión

por arena en suspensión que han provocado pérdidas de espesor importantes. También

solicita asesoramiento en cuanto a métodos de reparación de las pérdidas de espesor

producidas y medidas de prevención para evitar la aparición de nuevos daños.

2. OBJETIVOS

El objetivo de este documento es describir las tareas ya realizados referentes al trabajo en

curso.

3. ALCANCE DE LAS ACTUACIONES

El alcance técnico ha implicado las siguientes actuaciones:

i. Estudio inicial: donde se han definido, acorde a la norma Europea IEC 61400-1 y a los

datos facilitados por el peticionario1, los casos de cargas para el aerogenerador en

estudio.

ii. Definidos dichos casos de carga se ha procedido, mediante cálculos analíticos, a la

determinación los espesores mínimos de diseño.

iii. Además, se ha procedido a la siguiente batería de análisis, utilizando herramientas

FEM:

a. Análisis estáticos: se verifican los valores de máxima tensión de Von Mises,

comparados frente a los valores admisibles especificados por la IEC-64100-1. Lo

mismo para el desplazamiento y giro máximo en la cabeza del fuste.

b. Estudios de pandeo: ha consistido en desarrollar una metodología avanzada de

cálculo a pandeo (análisis de buckling).

c. Análisis de vibraciones: se han realizado análisis modales para determinar las

frecuencias naturales de los primeros modos propios de la estructura.

Aclarar que todos estos análisis se han realizado para tres configuraciones de torre:

� Torre original, con espesores de diseño.

1 Documento: NI-AAR-11-001, Ed-Rev: 0-01, Asunto: Cargas Cimentación Aerogenerador AE-32


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� Torre con daño, con una reducción de espesor uniforme, de acuerdo a las

medidas tomadas en campo2.

� Torre con modelo de daño localizado.

iv. El siguiente paso ha sido el diseño de los sistemas de reparación para las zonas dañadas

por el efecto de la corrosión. La filosofía de diseño de estos sistemas de reparación ha

seguido dos líneas claramente diferenciadas, en función de la tipología de daño:

a. Daños por picaduras en la pared de las virolas: para este tipo de defecto se ha

optado por la utilización de un sistema basado en refuerzos de CFRP (carbon

fiber reinforced plastic). A través de un estudio paramétrico, y con la ayuda de

las herramientas de análisis FEM, se ha tratado de buscar la configuración

óptima de refuerzo así como de establecer las pautas de diseño de la

reparación para este tipo de daño. Además, también se ha estudiado la

posibilidad de utilizar una resina como método de reparación.

b. Daños por corrosión en la zona de las bridas de unión: para este tipo de

defecto se ha optado por un sistema de reparación basado en refuerzo

metálico. No obstante, también se ha estudiado la posibilidad de utilizar

refuerzos de CFRP o resina de reparación.

Figura 1 detalle las dos tipologías de daño: picadura en la pared de la virola (izqda.),

corrosión en la zona de las bridas de unión entre tramos (dcha.).

v. Por último, se ha elaborado una guía en la que se describe el proceso de reparación.

2 INFORME Nº: 921/ME/012/13-GC OT: GC/158/13, Medición de espesores, realizado por la empresa SGS.


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4. MADE AE-30 (TURBINE) | INFORMACIÓN Y DETALLES

Se resumen a continuación los datos generales de la torre objeto de estudio, extraídos a partir

de los datos proporcionados por el peticionario3 y de bases de datos de turbinas eólicas y

parques eólicos4.

4.1. definición de la geometría

La torre metálica tubular tiene una altura total de 30 m y de forma troncocónica con un

diámetro externo de 2,4 m en la base y 1,4 m en la parte superior.

Para fines de transporte, la torre fue dividida en tres partes, las cuales están conectadas entre

sí por medio de dos bridas unidas con pernos totalmente pretensados. El espesor de la chapa

de la torre oscila entre los 12 mm del tramo inferior, los 10 mm correspondientes al tramo

intermedio y los 8 mm del tramo superior.

tower

hub height 30 (aprox.) m

type metallic -

shape conical -

corrosion protection HEMPADUR* HI-BUILD 4563 (curing agent) -

Tabla 1 datos generales de la torre

Figura 2 imagen de la turbina MADE-Endesa/AE-30 330/56 x 330 kW

3 DOSSIER FINAL CONTROL DE CALIDAD Y FABRICACIÓN Y MONTAJE, Parque Eólico 10MW Cañada de la Barca (Fuerteventura). MADE, Sistemas Eléctricos, S.A. 4 http://www.thewindpower.net


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4.2. parámetros de diseño

Se muestran en las siguientes tablas una serie de detalles técnicos de la turbina, que pueden

resultar útiles para el estudio.

power

rated power 330,0 kW

cut-in wind speed 4,0 m/s

rated wind speed 13,0 m/s

cut-out wind speed 25,0 m/s

Tabla 2 datos de funcionamiento de la turbina

rotor

diameter 30,0 m

swept area 707,0 m2

number of blades 3 -

rotor speed, max. - rpm

power density 1 466,8 W/m2

power density 2 2,1 m2/kW

Tabla 3 datos generales de la turbina

weight

single blade 1200 (aprox.) kg

hub - kg

rotor - kg

nacelle - kg

hub + rotor+ nacelle (FEM) 155715 kg

tower 15654 kg

total weight 348256 kg

Tabla 4 datos de masas de la torre

4.3. datos del emplazamiento

La ubicación del parque es onshore, situado en la zona norte de la Isla de Fuerteventura

(Canarias), próximo al Parque Natural de Jandía, a una altitud aproximada de 160m sobre el

nivel del mar. Se muestra a continuación una imagen del emplazamiento exacto.

5 Valor de masa introducida en el modelo FEM para obtener las mismas cargas en cimentación que las indicadas en la siguiente referencia 6 Documento: NI-AAR-11-001, Ed-Rev: 0-01, Asunto: Cargas Cimentación Aerogenerador AE-32


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Figura 3 ubicación del parque7

4.4. tipo de turbina y condiciones de viento

Los tipos o clases de turbinas, en términos de velocidad de viento y parámetros turbulencia, se

definen en la Tabla 1 de la norma IEC-64100-18. En el presente estudio se ha considerado una

turbina de Clase I A, para la determinación de los casos de carga. Cabe mencionar que la vida

útil de diseño de una turbina se establece en 20 años.

Wind turbine class I II III S

Vref (m/s) 50 42.5 37.5 Values

specified

by the

designer

A Iref (-) 0.16

B Iref (-) 0.14

C Iref (-) 0.12

Tabla 5 parámetros básicos para tipos de turbinas

Donde,

Vref es la velocidad de referencia media en para un periodo de 10 min.

A designa la categoría para características de turbulencia altas

C designa la categoría para características de turbulencia medias

D designa la categoría para características de turbulencia bajas

Iref es el valor esperado de intensidad de turbulencia a 15 m/s

7 http://sigpac.mapa.es/fega/visor 8 IEC 61400-1 Ed.3: Wind turbines - Part 1: Design requirements," International Electrotechnical Commission, IEC, 2005.


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Se muestra en la siguiente tabla las condiciones de viento consideradas para la determinación

de los distintos casos de carga y correspondientes análisis estructurales.

rated hub-height wind speed, VHUB 13 m/s

wind class IEC IA

air density 1,225 kg/m3

characteristic turbulence intensity at 15 m/s 16 %

hub height 32 m

annual average wind speed at hub height, VAVE 10 m/s

Reference wind speed average over 10 min, Vref 50mm/s

Tabla 6 parámetros útiles para la definición de casos de carga

4.5. definición del material

El acero utilizado en la fabricación de la torre, de acuerdo a los datos facilitados por el

peticionario9, se trata de un acero estructural EN-10025 S275JR. En las siguientes tablas e

muestran los valores de resistencia y propiedades mecánicas para este tipo de acero:

propiedades mecánicas del acero

módulo de elasticidad E 210000 MPa

coeficiente de Poisson ν 0,3

densidad ρ 7850 kg/m3

coef. de expansión térmica α 12·10E-06o C-1

Tabla 7 propiedades mecánicas del acero estructural

norma de referencia grado

límite elástico fy mínimo

(MPa)

espesor t (mm)

<16

EN 10 025 S275 275

Tabla 8 límite elásticos fy mínimo en función del espesor de la chapa y el grado del

acero

norma de referencia grado

esfuerzo de tracción fu

(MPa)

espesor t (mm)

<16

EN 10 025 S275 410

Tabla 9 límite de rotura fu mínimo en función del espesor de la chapa y el grado del

acero

9 OSSIER FINAL CONTROL DE CALIDAD Y FABRICACIÓN Y MONTAJE, Parque Eólico 10MW Cañada de la Barca (Fuerteventura). MADE, Sistemas Eléctricos, S.A.


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Además, de acuerdo al artículo 7.6.2.2 de la IEC 61400-110, se deberán aplicar los siguientes

coeficientes de parciales de seguridad para los materiales:

coeficientes parciales de seguridad para material

γm 1,1 para comprobación de resistencia

γm 1,2 para comprobación de inestabilidad

Tabla 10 coeficientes de parciales de seguridad para los materiales de acuerdo al

artículo 7.6.2.2 de la IEC 61400-1

En los análisis FEM ha elegido una Ley Constitutiva Elástico Lineal para el modelado del

comportamiento del acero.

10 IEC 61400-1 Ed.3: Wind turbines - Part 1: Design requirements," International Electrotechnical Commission, IEC, 2005.


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5. CASOS DE CARGA

Los casos de carga de diseño se crean combinando varias situaciones de carga que se aplicarán

al diseño pertinente. Las mismas que están en función de las condiciones de operación de la

turbina eólica.

Generalmente se categorizan en dos condiciones de operación:

� Condiciones operacionales

� Condiciones temporales.

Las Condiciones Operacionales son las operaciones o de trabajos normales, tales como: las

condiciones de producción de energía, al ralentí, cut-in, cut-out, etc. Mientras que las

Condiciones Temporales incluyen casos como el de transporte, instalación, fallas, reparación y

pruebas.

Una vez que se definan las condiciones de operación de la turbina eólica, se toman en cuenta

las cargas externas que actúan sobre ella son principalmente:

� peso propio de los diferentes elementos, incluyendo el rotor, la góndola y el sistema

de transformación.

� las acciones de viento (empuje y arrastre) sobre las palas del rotor, y,

� la presión del viento sobre la torre.

Las cargas de viento se pueden categorizar como:

� acción de viento en condiciones normales.

� acción de viento en condiciones externas.

Por lo tanto, se definen acorde a tabla 2 de la norma IEC 61400-1, los siguientes casos de

cargas para el aerogenerador en estudio:

design

situation DLC wind condition

other

conditions

type of

analysis

partial

safety factor

1) Power

production 1.1 NWM VIN < VHUB < VOUT

For

extrapolation

of extreme

events

U N

6) Parked

(standing still

or idling)

6.1 EWM 50-year

recurrence period - U N

Tabla 11 casos de carga para el diseño de acuerdo a la IEC 61400-1

En cuanto a los coeficientes parciales de seguridad para mayoración de cargas especificados

por la IEC-64100-1 en su apartado 7.6.2.1., son los que se muestran en la siguiente tabla:


NTC-000242 20/02/2015 Página 11 de 61

Load case type Safety factor for loads, γγγγf

Abnormal 1,10

Normal 1,35

Tabla 12coeficientes parciales de seguridad para casos de carga de acuerdo a la IEC

61400-1

No obstante, aclarar que se han aplicado los mismos coeficientes de mayoración de cargas que

los utilizados para el cálculo de la cimentación, ya que era dato de partida aportado por el

peticionario.11

Por lo tanto, a efectos de verificación estructural de la torre del aerogenerador, objeto de

estudio, las combinaciones de carga que se han considerado son las siguientes:

COMBO 1: CP + 1,5 VN

COMBO 2: CP + 1,5 VE

Donde: CP = carga permanente (P.P. de la torre + rotor + góndola), VN = viento en condiciones

normales (en torre y rotor), VE = viento en condiciones extremas (en torre y rotor).

Se detalla en el anexo i, que se adjunta al presente documento, la determinación detallada de

cargas de viento, para condiciones normales y condiciones extremas. Se puede comprobar

como los valores de las reacciones en la cimentación obtenidos en dicho anexo se corresponde

con los facilitados por el peticionario.

Documento: NI-AAR-11-001 anexo i

fuerza de empuje, Q (kN) 384 383

momento de vuelco, M (kN·m) 11070 10460

Tabla 13valores de fuerzas actuantes en la cimentación

Figura 4 esquema de fuerzas actuantes sobre la cimentación

11 Documento: NI-AAR-11-001, Ed-Rev: 0-01, Asunto: Cargas Cimentación Aerogenerador AE-32


NTC-000242 20/02/2015 Página 12 de 61

6. DETERMINACIÓN DE LOS ESPESORES MÍNIMOS DE DISEÑO

En este apartado se han estudiado, mediante cálculos analíticos, los espesores mínimos de

diseño necesarios para garantizar la integridad estructural de la torre.

La comprobación se ha realizado en términos de resistencia y estabilidad.

Del análisis realizado en el apartado anterior, se sabe que el caso de carga más desfavorable es

el COMBO 2. Las comprobaciones se harán, por tanto, para dicho caso de carga.

6.1. comprobación de resistencia

En este punto se han determinado los espesores mínimos para cumplir resistencia.

Para poder determinar los esfuerzos internos que actúan en la torre, se toma una sección a

una distancia z de la coronación de la torre.

Figura 5 diagrama de cuerpo libre de una sección de la torre.

Los esfuerzos internos, en función de la altura serán:

�� = �� + �� Ec. 6.1.1.

�� = �� + �� Ec. 6.1.2.

�� = �� Ec. 6.1.3.

�� = �� + ��− �� + �� − � − �� +�� Ec. 6.1.4.


NTC-000242 20/02/2015 Página 13 de 61

Nota:

� dado el caso de carga que se está estudiando, no aparecerá momento torsor

provocado por el rotor (este torsor se tienen en cuenta en casos de parada de

emergencia, por ejemplo)

� no se tienen en cuenta los efectos de los momentos de segundo orden,

Una vez han sido determinados los esfuerzos internos, se estudian las tensiones principales en

dos puntos críticos de la sección. Se toma, por tanto, la tensión principal máxima como tensión

de diseño.

Figura 6 localización de los puntos críticos A y B.

Los componentes de tensión en el punto A son:

!� = "��#��+ $��%&'()�*�+ ,-�� Ec. 6.1.5.

.�/ = 0��%&�*�+ ,1�� Ec. 6.1.6.

Los componentes de tensión en el punto B son:

!� = "��#�� Ec. 6.1.7.

.�/ = 0��%&�*�+ ,1�� + 2��3��-�� Ec. 6.1.8.

donde A(z) es el sección transversal de la torre, Dext(z) es el diámetro exterior, J(z) es el

momento polar de inercia de la sección, Q(z) es el primer momento de área de la sección, I(z)


NTC-000242 20/02/2015 Página 14 de 61

es el momento de inercia de la sección, t(z) es el espesor de la sección. Todas estas variables

con función de la altura, z, de la torre.

Dado que, en este caso, el efecto del flector es más dimensionante que el del cortante nos

centraremos en el estudio del punto A.

El procedimiento seguido ha sido el siguiente:

� se ha dividido la torre en 30 estaciones, de 1 m.

� se establece como valor de tensión admisible el límite elástico del material con el

correspondiente factor de minoración especificado en el apartado 4.5.

� mediante el uso de una macro, se “busca” el valor mínimo de espesor t(z) que cumpla

que el valor de tensión en el punto A de la sección (en este caso, mínima tensión

principal, ya que el punto A se corresponde con una zona de fibras comprimidas) no

sobrepase el valor admisible.

� esto se hace para cada una de las 30 estaciones, obteniendo así la distribución

óptima/mínima de espesores en función de la altura.

Se muestran en la Tabla 13 los resultados obtenidos.


NTC-000242 20/02/2015 Página 15 de 61

flexión

axial

flexión + axial

(compresión)

z (mm) D_ext (mm) t_inicial (mm) R_int (mm) R_ext (mm)

Iyy (mm4) x_max (mm) Mf (N·mm) sigma_fexion (MPa)

A (mm2) P (N) sigma_axil (MPa)

sigma_total (MPa)

t_minimo (mm)

coronación 0 1400

8

692 693,32215

1,38E+09 693,3221539 4,01E+08 201,41

5754,17 2,796E+05 48,588

250,00

1,322154

1000 1433,33333 708,66667 710,66092

2,24E+09 710,6609173 6,88E+08 218,48

8892,262 2,803E+05 31,518

250,00

1,994251

2000 1466,66667 725,33333 727,94418

3,15E+09 727,9441805 9,79E+08 226,39

11920,1 2,814E+05 23,609

250,00

2,610847

3000 1500 742 745,17763

4,10E+09 745,1776289 1,27E+09 230,94

14846,22 2,830E+05 19,063

250,00

3,177629

4000 1533,33333 758,66667 762,36759

5,11E+09 762,3675897 1,57E+09 233,88

17684,75 2,850E+05 16,117

250,00

3,700923

5000 1566,66667 775,33333 779,51873

6,18E+09 779,5187339 1,87E+09 235,94

20444,48 2,875E+05 14,060

250,00

4,185401

6000 1600 792 796,63255

7,29E+09 796,632549 2,17E+09 237,45

23120,29 2,903E+05 12,555

250,00

4,632549

7000 1633,33333 808,66667 813,71435

8,46E+09 813,7143502 2,48E+09 238,59

25727,34 2,935E+05 11,406

250,00

5,047684

8000 1666,66667 825,33333 830,76506

9,69E+09 830,7650565 2,79E+09 239,49

28260,1 2,970E+05 10,509

250,00

5,431723

9000 1700 842 847,78917

1,10E+10 847,7891665 3,11E+09 240,21

30732,54 3,009E+05 9,790

250,00

5,789167

10000 1733,33333 858,66667 864,7889

1,23E+10 864,788904 3,43E+09 240,80

33148,21 3,051E+05 9,204

250,00

6,122237

11000 1766,66667

10

873,33333 879,79514

1,37E+10 879,7951391 3,75E+09 241,30

35589,14 3,097E+05 8,703

250,00

6,461806

12000 1800 890 896,7511

1,51E+10 896,7511003 4,08E+09 241,70

37895,57 3,146E+05 8,302

250,00

6,751100

13000 1833,33333 906,66667 913,68813

1,66E+10 913,6881322 4,41E+09 242,04

40154,45 3,198E+05 7,964

250,00

7,021466

14000 1866,66667 923,33333 930,60623

1,82E+10 930,6062267 4,74E+09 242,32

42359,68 3,253E+05 7,678

250,00

7,272893

15000 1900 940 947,50688

1,98E+10 947,5068819 5,08E+09 242,56

44514,14 3,310E+05 7,436

250,00

7,506882

16000 1933,33333 956,66667 964,39284

2,15E+10 964,3928436 5,42E+09 242,77

46628,92 3,370E+05 7,228

250,00

7,726177

17000 1966,66667 973,33333 981,26387

2,33E+10 981,2638663 5,76E+09 242,95

48697,82 3,433E+05 7,050

250,00

7,930533

18000 2000 990 998,12108

2,51E+10 998,121081 6,10E+09 243,10

50723,19 3,499E+05 6,898

250,00

8,121081

19000 2033,33333 1006,6667 1014,9655

2,69E+10 1014,965518 6,45E+09 243,23

52707,21 3,567E+05 6,768

250,00

8,298852

20000 2066,66667 1023,3333 1031,7993

2,89E+10 1031,799333 6,81E+09 243,34

54659,79 3,638E+05 6,655

250,00

8,465999

21000 2100

12

1038 1046,6525

3,08E+10 1046,652455 7,16E+09 243,45

56666,04 3,712E+05 6,551

250,00

8,652455

22000 2133,33333 1054,6667 1063,4639

3,28E+10 1063,463926 7,52E+09 243,53

58539,63 3,788E+05 6,470

250,00

8,797259

23000 2166,66667 1071,3333 1080,2648

3,49E+10 1080,264786 7,88E+09 243,60

60371,66 3,865E+05 6,402

250,00

8,931453

24000 2200 1088 1097,0569

3,71E+10 1097,056878 8,24E+09 243,65

62171,47 3,945E+05 6,345

250,00

9,056878

25000 2233,33333 1104,6667 1113,8398

3,93E+10 1113,839766 8,61E+09 243,70

63933,23 4,027E+05 6,298

250,00

9,173099

26000 2266,66667 1121,3333 1130,6141

4,16E+10 1130,614102 8,97E+09 243,74

65658,67 4,110E+05 6,260

250,00

9,280768

27000 2300 1138 1147,3805

4,40E+10 1147,380483 9,34E+09 243,77

67349,38 4,196E+05 6,230

250,00

9,380483

28000 2333,33333 1154,6667 1164,1395

4,64E+10 1164,139462 9,71E+09 243,79

69006,89 4,284E+05 6,208

250,00

9,472795

29000 2366,66667 1171,3333 1180,8953

4,89E+10 1180,89526 1,01E+10 243,81

70660,19 4,374E+05 6,190

250,00

9,561927

pedestal 30000 2400 1188 1197,6363

5,14E+10 1197,6363 1,05E+10 243,82

72221,15 4,464E+05 6,181

250,00

9,636300

Tabla 14 espesores mínimos en función de la altura de la torre, para la comprobación de resistencia


NTC-000242 20/02/2015 Página 16 de 61

6.2. comprobación de estabilidad

En el punto anterior se han determinado los espesores mínimos para cumplir resistencia de la

torre. Dicha comprobación es necesaria para garantizar que la torre soporta las condiciones de

viento extremas. Sin embargo, debido a que la optimización del peso de la torre es una

premisa fundamental en el diseño de este tipo de elementos, la resistencia a pandeo gobierna

generalmente el diseño, comprometiendo el espesor.

La comprobación de pandeo se ha hecho mediante el Método de la Tensión Admisible de

Pandeo Local12. El método implica:

i. calcular la tensión elástica crítica de pandeo de un tubo cilíndrico de acero, con un

módulo de elasticidad ES, un espesor de pared tw, y un radio medio rm, en compresión

axial (Ec. 6.2.2.).

ii. calcular los coeficientes de reducción de la tensión crítica para bending (Ec. 6.2.3.) y

carga axial (Ec. 6.2.4).

iii. introducir esos valores en la ecuación (6.2.1), teniendo en cuenta el límite elástico fy

del material para poder obtener la tensión admisible de pandeo local.

iv. la mínima tensión principal de la estructura (notar que se está comprobando la fibra

más comprimida de la sección transversal) no debe exceder el valor hallado en el

punto anterior, a fin de evitar pandeo local de la sección.

!456789�: =;<=<>?@ A1 − 0.423% HIJKLMN,

O.PQ?@ 2R < TU!6�0.75TU!6� , ?@ 2R ≥ TU!6�

Z Ec. 6.2.1.

!6�9�96[8 8[\�96 = 0.605 \̂ �_�̀ Ec. 6.2.2.

TU = 0.1887+ 0.8113T� Ec. 6.2.3.

?�b� =;<=<>

�.cdefg�.�f�̀ �_R , �̀�_ < 212

�.hefg�.�f�̀ �_R , �̀�_ ≥ 212Z Ec. 6.2.4.

Nota:

Siguiendo este método, y a través de un procedimiento análogo al seguido en el apartado

anterior, se halla el espesor mínimo para cumplir los requisitos de pandeo local.

12 Burton, T. Sharpe, D. Jenkins, N., & Bossany, E. 2001. Wind Energy Handbook. West Sussex, England: John Wiley & Sons Ltd.


NTC-000242 20/02/2015 Página 17 de 61

Se muestran en la Tabla 14 los resultados obtenidos.

Se muestra en la Fig. 5 una comparativa entre los espesores mínimos para cumplir resistencia y

los espesores mínimos para cumplir pandeo local.


NTC-000242 20/02/2015 Página 18 de 61

flexion + axial (compresion) check buckling

z (mm) D_ext (mm) t_inicial (mm) R_int (mm) R_ext (mm) sigma_total (MPa) R_medio (mm)/t (mm) alpha_0 alpha_B sigma_cr sigma_buckling t_minimo (mm)

coronación 0 1400

8

692 694,3602162 139,94 293,693484 0,352792 0,474920 432,593867 139,940542 2,360216

1000 1433,333333 708,6666667 711,7453113 161,85 230,687875 0,384936 0,500999 550,744161 161,845021 3,078645

2000 1466,666667 725,3333333 728,9664992 179,57 200,142228 0,479087 0,577383 634,798571 179,569875 3,633166

3000 1500 742 746,2224148 188,06 176,228827 0,499394 0,593859 720,937669 188,064495 4,222415

4000 1533,333333 758,6666667 763,432117 194,09 159,701463 0,515040 0,606552 795,546877 194,085677 4,765450

5000 1566,666667 775,3333333 780,601543 198,56 147,672071 0,527399 0,616579 860,352258 198,555439 5,268210

6000 1600 792 797,732953 201,96 138,648700 0,537277 0,624593 916,344688 201,961474 5,732953

7000 1633,333333 808,6666667 814,8320782 204,63 131,661832 0,545319 0,631118 964,972142 204,632741 6,165411

8000 1666,666667 825,3333333 831,9001552 206,75 126,182309 0,551885 0,636444 1006,876489 206,749851 6,566822

9000 1700 842 848,9418161 208,46 121,793907 0,557318 0,640852 1043,155632 208,460213 6,941816

10000 1733,333333 858,6666667 865,9593912 209,85 118,242917 0,561834 0,644516 1074,482962 209,854303 7,292725

11000 1766,666667

10

873,3333333 880,9799635 211,25 114,711531 0,566435 0,648249 1107,560845 211,250035 7,646630

12000 1800 890 897,9544882 212,17 112,386519 0,569527 0,650758 1130,473665 212,174228 7,954488

13000 1833,333333 906,6666667 914,9104955 212,93 110,481258 0,572099 0,652844 1149,968808 212,934778 8,243829

14000 1866,666667 923,3333333 931,8480228 213,55 108,940048 0,574205 0,654553 1166,237778 213,552168 8,514689

15000 1900 940 948,7685602 214,05 107,701180 0,575915 0,655940 1179,652816 214,049872 8,768560

16000 1933,333333 956,6666667 965,6748 214,45 106,700323 0,577308 0,657070 1190,718048 214,452902 9,008133

17000 1966,666667 973,3333333 982,5665216 214,77 105,916819 0,578405 0,657960 1199,526206 214,769003 9,233188

18000 2000 990 999,4448359 215,01 105,319185 0,579246 0,658643 1206,332923 215,010471 9,444836

19000 2033,333333 1006,666667 1016,310753 215,19 104,881754 0,579864 0,659144 1211,364177 215,187407 9,644086

20000 2066,666667 1023,333333 1033,16637 215,31 104,570940 0,580305 0,659501 1214,964690 215,313229 9,833036

21000 2100

12

1038 1048,037561 215,58 103,911577 0,581242 0,660262 1222,674156 215,580431 10,037561

22000 2133,333333 1054,666667 1064,871519 215,61 103,849524 0,581331 0,660334 1223,404736 215,605597 10,204853

23000 2166,666667 1071,333333 1081,695199 215,59 103,891935 0,581270 0,660285 1222,905323 215,588397 10,361866

24000 2200 1088 1098,510386 215,54 104,016657 0,581093 0,660140 1221,438982 215,537822 10,510386

25000 2233,333333 1104,666667 1115,316657 215,45 104,224661 0,580797 0,659900 1219,001329 215,453509 10,649991

26000 2266,666667 1121,333333 1132,114643 215,34 104,507149 0,580395 0,659575 1215,706305 215,339064 10,781310

27000 2300 1138 1148,904923 215,20 104,856541 0,579900 0,659173 1211,655452 215,197610 10,904923

28000 2333,333333 1154,666667 1165,688028 215,03 105,266252 0,579321 0,658703 1206,939524 215,031873 11,021361

29000 2366,666667 1171,333333 1182,468054 214,86 105,696471 0,578715 0,658211 1202,026883 214,857996 11,134721

pedestal 30000 2400 1188 1199,233761 214,63 106,252650 0,577934 0,657578 1195,734886 214,633449 11,233761

Tabla 15 espesores mínimos en función de la altura de la torre, para la comprobación de estabilidad


NTC-000242 20/02/2015 Página 19 de 61

Figura 7 dimensionamiento del espesor de las virolas de la torre.

0

5

10

15

20

25

30

0 2 4 6 8 10 12

tow

er

he

igh

t (m

)

wall thickness (mm)

dimensioning of the tower wall thickness according to the strength and stability check

strength

local buckling


NTC-000242 20/02/2015 Página 20 de 61

7. ANÁLISIS FEM

Como se comentó en el apartado 3, se ha procedido a la siguiente batería de análisis,

utilizando herramientas FEM:

i. Análisis estáticos.

ii. Estudios de pandeo.

iii. Análisis de vibraciones.

La herramienta utilizada para evaluar los modelos numéricos de la torre ha sido el software FE

comercial de ABAQUS.

Las principales características de los modelos numéricos se listan en la siguiente tabla.

Pre/post software ABAQUS 6.12-1

FE solver ABAQUS 6.12-1

Element type A 4-node doubly curved general-purpose shell, finite membrane strains.

Number of elements 25000 (aprox.)

Type of analysis

a.-) Linear static analysis.

(Automatic step time increment, max TS = 0.1·dfin, min TS = 1E-5·dfin, max. number of increments =

100.)

b.-) Linear perturbation analysis: Buckle.

(Eigensolver: Lanzos, number of eigenvalues requested = 5, Nlgeom = off).

c.-) Linear perturbation analysis, Frequency.

(Eigensolver: Lanzos, number of eigenvalues requested = 5, Nlgeom = off, include acoustic-

structural coupling where applicable).

Tabla 16 características generales de los modelos de elementos finitos

7.1. aplicación de las cargas y condiciones de contorno.

El caso de carga, tanto en los análisis estáticos como en los de pandeo, se ha estudiado la

combinación de carga más desfavorable, es decir el COMBO 2.

Las cargas aplicadas en el modelo FEM, han sido las siguientes:

� peso propio de la torre y de los demás elementos como la góndola o el rotor. Se aplica

como una aceleración g = 9.81m/s2,

� acción del viento sobre la torre. Se divide la superficie exterior de la torre en dos

mitades, y se introduce como una presión en la cara de barlovento. Además, se aplica

como un campo de presiones que varía en función de la altura (tal y como se explica en

al anexo i),

� acción de viento sobre el rotor. Se introduce como una fuerza puntual.

Nota: para tener en cuenta el peso propio del rotor y de la góndola, se ha introducido una masa puntual,

de 19,2 Tn, a una cierta distancia (1,5 veces el diámetro mínimo de la torre) de la coronación. Esta masa


NTC-000242 20/02/2015 Página 21 de 61

puntual se aplica a un Reference Point (RF) que se une, mediante un coupling rígido, a la

brida de coronación. Sobre este RF es sobre el cual se aplica, además, la carga de viento sobre el rotor.

Figura 8 detalle del RP y el coupling utilizados para representar el

rotor.

Figura 9 detalle de la aplicación de la presión del viento sobre la torre.

Para la aplicación de las condiciones de contorno (apoyo), se ha empotrado la brida inferior de

la torre.


NTC-000242 20/02/2015 Página 22 de 61

En cuanto a las uniones entre tramos, debido a que la unión se hace mediante

tornillos pretensados, se ha supuesto una unión rígida nodo a nodo.

7.2. modelos analizados.

Todos los análisis (estáticos, pandeo y vibraciones) se han realizado para tres configuraciones

de torre:

A. torre original, con espesores de diseño,

B. torre con daño, con una reducción de espesor uniforme,

C. torre con modelo de daño localizado.

Para la aplicación de los espesores en el modelo (B) lo que se ha hecho es el promedio de los

valores de las medidas tomadas en campo13. El espesor aplicado en el modelo FEM a cada uno

de los tramos se resume en la siguiente tabla.

espesor promedio(mm)

tram

o s

up

eri

or Circular 1

7,885 Circular 2

Circular 3

Circular 4

tram

o

inte

rme

dio

Circular 5

9,810 Circular 6

Circular 7

Circular 8

tram

o

infe

rio

r Circular 9

11,660 Circular 10

Circular 11

Tabla 17 espesores promedio para cada tramo, a partir de las

medidas tomadas en campo

En el modelo de daño localizado, lo que se ha hecho es:

a. suponer una picadura teórica de radio R=100mm,

b. con una pérdida de espesor de 2mm,

c. la picadura se sitúa en el tramo intermedio, cercana a la brida de unión entre el tramo

inferior y el tramo intermedio, situada en la zona comprimida (punto A de la sección,

tal y como se describió en el apartado 6.1)

13 INFORME Nº: 921/ME/012/13-GC OT: GC/158/13, Medición de espesores, realizado por la empresa SGS.


NTC-000242 20/02/2015 Página 23 de 61

En la siguiente figura se muestra un detalle de la discretización de este daño.

Figura 10 detalle del modelado de una picadura teórica.

Aclarar en este punto que aunque se ha tenido en cuenta el hueco de la puerta, dado que no

es objeto de este estudio y por carecer de información detallada de la misma, no ha sido

modelado con todo el detalle que requeriría. Por tanto, no se tendrán en cuenta los resultados

(tensiones y deformaciones) obtenidos en dicha zona.


NTC-000242 20/02/2015 Página 24 de 61

8. RESULTADOS FEM

Se detallan en este apartado los resultados obtenidos en los diferentes análisis FEM realizados.

8.1. análisis estáticos.

Estos análisis se centran en la obtención de los valores de tensiones y desplazamientos para

cada uno de las configuraciones de torre mencionadas en el apartado anterior.

8.1.1. tensiones de VM (Von Mises).

En la Fig. 9 se muestran los trazados de tensiones, obtenidos para las tres configuraciones

estudiadas. Para facilitar la visualización, se han filtrado los valores, estableciendo como valor

máximo el valor de tensión admisible (límite elástico del material, con su correspondiente

coeficiente de ponderación). Del análisis de resultados se pueden extraer las siguientes

conclusiones:

� como se comentó anteriormente, la zona de la puerta no es objeto de estudio, por lo

que se desprecian los valores de tensiones que se obtienen por encima del valor

admisible.

� de manera global, las tres configuraciones cumplen los criterios de resistencia

establecidos,

� se observa como, de manera local, la configuración de daño localizado supera el valor

de tensión admisible, lo que haría necesario una reparación de dicha zona.


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Figura 11 resultados de tensiones de VM obtenidos en los análisis estáticos. Configuración A (izquierda), configuración B (centro) y configuración C (derecha),


NTC-000242 20/02/2015 Página 26 de 61

En la figura 10 se muestra más en detalle los resultados de tensiones de VM

obtenidos en la zona de la picadura teórica.

Figura 12 detalle de los resultados de tensiones de VM en la zona la picadura teórica.

8.1.2. desplazamientos y giros.

Además de los valores de tensiones también se han estudiado los valores de máximo

desplazamiento y máximo giro de la sección superior de la torre, a fin de poder establecer la

pérdida de rigidez provocada por los daños. Se detallan en la tabla 17 y en la Fig. 11 los

resultados obtenidos. Del análisis de resultados se pueden extraer las siguientes conclusiones:

� no parece que los daños sobre la torre afecten a la rigidez global de la estructura.

desplazamiento horizontal

máx. (mm) ∆ desplazamiento (%) giro máx. (deg) ∆ giro (%)

torre original (A) 380,60 - 1,55 -

torre con daño

uniforme (B) 389,61 2,37% 1,58 1,55

torre con daño

localizado (C) 380,67 0,02% 0,01 0,01

Tabla 18 propiedades mecánicas del acero estructural


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Figura 13 resultados de desplazamientos horizontales máximos obtenidos en los análisis estáticos. (factor de escala de deformación = 10). Configuración A (izquierda), configuración B (centro) y configuración C

(derecha),


NTC-000242 20/02/2015 Página 28 de 61

8.2. análisis de buckle.

Estos análisis se centran en, básicamente, la obtención de los dos primeros modos de pandeo

de la torre y la obtención del coeficiente de pandeo, el cual indica el coeficiente por el cual

habría que multiplicar las cargas para que se produjese pandeo.

Del análisis de resultados se pueden extraer las siguientes conclusiones:

� en los tres casos el primer modo de pandeo es el mismo (pandeo local de la zona de la

puerta).

� en los tres casos el coeficiente lamba de pandeo obtenido es superior a la unidad, lo

cual indica que las cargas aplicadas no van a producir pandeo de la torre.

� en cuanto al segundo modo de pandeo obtenido, en el modelo de daño aparece un

modo diferente. Este se corresponde con un modo de pandeo local en la zona de

daño. En este caso, el coeficiente lamba de pandeo obtenido es superior a la unidad, lo

cual indica que las cargas aplicadas no van a producir pandeo.


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Figura 14 resultados primer modo de pandeo y coeficientes de pandeo para dicho modo. (factor de escala de deformación = 500). Configuración A (izquierda), configuración B (centro) y configuración C (derecha),


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Figura 15 resultados segundo modo de pandeo y coeficientes de pandeo para dicho modo. (factor de escala de deformación = 500). Configuración A (izquierda), configuración B (centro) y configuración C (derecha),


NTC-000242 20/02/2015 Página 31 de 61

8.3. análisis modal.

Estos análisis se centran en, básicamente, la obtención del primer modo de vibración de la

torre y la obtención del valor propio o frecuencia natural asociada a dicho modo. La

comparación de los valores de frecuencias obtenidas entre los diferentes modelos nos da una

referencia de la pérdida de rigidez provocada por el daño.

Del análisis de resultados se pueden extraer las siguientes conclusiones:

� en los tres casos el primer modo de pandeo se corresponde con el primer modo de

flexión.

� de manera general, se observa que la disminución en el valor de la frecuencia en los

modelos con daño respecto del modelo original es baja. Además, en este sentido,

parece tener más peso el efecto del daño localizado.

frecuencia natural asociada

al primer modo de

vibración (Hz)

periodo asociado al

primer modo de

vibración (s)

∆ frecuencia (%)

masa modal efectiva

asociada al primer

modo de vibración (%)

torre original (A) 0,97951 1,021 - 71,5%

torre con daño

uniforme (B) 0,96896 1,032 -1,08% 72,1%

torre con daño

localizado (C) 0,93867 1,065 -4,17% 71,9%

Tabla 19 resumen de resultados obtenidos en el análisis modal


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Figura 16 resultados primer modo de pandeo y coeficientes de pandeo para dicho modo. (factor de escala de deformación = 500). Configuración A (izquierda), configuración B (centro) y configuración C (derecha),


NTC-000242 20/02/2015 Página 33 de 61

9. DISEÑO DEL SISTEMA DE REPARACIÓN PARA DAÑOS POR

PICADURAS EN LA PAREDES DE LAS VIROLAS

Como se comentó en el apartado 3, el siguiente paso ha sido el diseño de los sistemas de

reparación para las zonas dañadas por el efecto de la corrosión. La filosofía de diseño de estos

sistemas de reparación ha seguido dos líneas, en función de la tipología de daño:

i. Daños por picaduras en la pared de las virolas.

ii. Daños por corrosión en la zona de las bridas de unión.

En ambos casos el diseño ha sido asistido por la ayuda de herramientas de análisis FEM.

La herramienta utilizada para evaluar los modelos numéricos ha sido, de nuevo, el software FE

comercial de ABAQUS.

Las principales características de los modelos numéricos se listan en la siguiente tabla.

Pre/post software ABAQUS 6.12-1

FE solver ABAQUS 6.12-1

Element type

Tower: C3D8 (An 8-node linear brick). BELZONA 1311: C3D8H (An 8-node linear brick, hybrid, constant pressure).

Composite patch: S4 (A 4-node doubly curved general-purpose shell, finite membrane

strains).

Number of elements Tower: 350000* BELZONA 1311: 2300* Composite patch: 4000*

Type of analysis

a.-) Linear static analysis by submodeling techniques.

(Automatic step time increment, max TS = 0.1·dfin, min TS = 1E-5·dfin, max. number of

increments = 100.)

*the exact dimension depends on the model configuration

Tabla 20 características generales de los modelos de elementos finitos

9.1. aplicación de las cargas y condiciones de contorno.

Se ha estudiado la combinación de carga más desfavorable, es decir el COMBO 2.

En estos modelos sólo se ha analizado la zona próxima al daño. Para ello se han utilizado

técnicas de submodelado. Esto es, se utilizan los resultados obtenidos en el modelo FEM global

y se aplican como condiciones de contorno (desplazamientos impuestos) en las fronteras del

modelo local.


NTC-000242 20/02/2015 Página 34 de 61

Figura 17 resultados de desplazamientos obtenidos en el modelo global (izqda.) que

se aplican como condiciones de contorno en las fronteras del modelo local (dcha.).

9.2. descripción general del tipo de daño

El modelo de daño analizado es el descrito en el apartado 7.2:

a. una picadura teórica de radio R=100mm,

b. con una pérdida de espesor de 2mm,

c. la picadura se sitúa en el tramo intermedio, cercana a la brida de unión entre el tramo

inferior y el tramo intermedio, situada en la zona comprimida (punto A de la sección,

tal y como se describió en el apartado 6.1)

Se establece este daño teórico como umbral máximo de daño (puntos a. y b.) a reparar

mediante el método planteado en este apartado.

A fin de establecer un umbral mínimo (puntos 1. y 2.), se comprueba el sistema aquí propuesto

para una picadura con las siguientes dimensiones:

a. una picadura teórica de radio R=50mm,

b. con una pérdida de espesor tal que no se garantice el espesor mínimo del tramo de

virola (de acuerdo a los espesores mínimos especificados en el apartado 6.1)


NTC-000242 20/02/2015 Página 35 de 61

Figura 18 detalle del modelo local con picadura de R =100mm (izqda.) y modelo con

picadura de R = 50mm (dcha.).

9.3. selección y diseño del tipo de refuerzo

Para este tipo de defecto se ha optado por la utilización de un sistema basado en refuerzos de

CFRP (carbon fiber reinforced plastic).

Además también se ha estudiado la posibilidad de utilizar una resina.

9.3.1. reparación mediante resina.

Se ha seleccionado la resina cerámica BELZONATM 1311 del fabricante Belzona Polymerics Ltd.

Es un sistema de reparación diseñado para la reconstrucción de metales dañados por erosión o

corrosión. Se trata de un producto en pasta, de dos componentes, basado en la mezcla de una

aleación de acero de silicio con polímeros y oligómeros reactivos de alto peso molecular.

Se muestran los valores de resistencia y propiedades mecánicas, utilizadas en el análisis FEM,

para este tipo de resina:

Young’s modulus E 5003 MPa

Poisson coefficient ν 0,2

Tensile strength (maximum) σt 17,2 MPa

Compressive strength (maximum) σc 69 MPa

Elongation εr 0,60 %

Tabla 21 propiedades mecánicas y valores de resistencia de la resina BELZONATM

1311

Se muestran en la siguiente figura los resultados de tensiones obtenidos mediante FEM para

los casos de virola sin daño, virola con daño por picadura y daño reparado con la resina

cerámica BELZONATM 1311.


NTC-000242 20/02/2015 Página 36 de 61

En la Fig. 19 se muestran los valores picos de tensiones de VM. Se puede observar como la

resina logra bajar el valor pico de 282 MPa a un valor de 277 MPa. Esto supone una reducción

de un 2%.

Para facilitar la visualización del campo de tensiones en el entorno del daño se muestran en la

Fig. 20 las tensiones de VM pero filtradas por 230 MPa. Todas las zonas en gris representan las

zonas por encima de este valor. Se puede observar como la resina apenas puede reducir el

volumen de material por encima de este nivel de tensiones.

Queda claro que la reparación mediante este sistema no es válida para este tipo de daño y es

necesario, por tanto, el estudio de otro tipo de solución.


NTC-000242 20/02/2015 Página 37 de 61

Figura 19 valores de tensiones de VM para virola sin daño (izda.), virola con daño por picadura (centro) y virola reparada con resina


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Figura 20 valores de tensiones de VM para virola sin daño (izda.), virola con daño por picadura (centro) y virola reparada con resina


NTC-000242 20/02/2015 Página 39 de 61

9.3.2. reparación mediante refuerzos de CFRP.

El motivo de realizar el diseño en términos de estudio paramétrico es poder tener en cuenta

todas las variables que entran en juego en el diseño de este tipo de reparación y, de esta

manera, poder determinar la solución más idónea, así como establecer las pautas de diseño del

sistema en función de la magnitud del daño. Se detallan a continuación los parámetros que se

han tenido en cuenta:

1. Selección de material para el parche.

Dado que el material a reparar es acero, la fibra que se elige es carbono en lugar de

vidrio por motivos obvios de rigidez. Se opta por lograr un grado de stiffness ratio a

través del material en lugar de mediante espesor de parche.

Se debe prestar atención, a la hora de la aplicación del parche, al hecho de que las

fibras de carbono generan problemas de corrosión galvánica con el acero y, por esta

razón, se requerirá de la presencia de una capa intermedia de fibra de vidrio (tipo mat,

no estructural) entre la estructura principal y el parche.

La resina seleccionada ha sido una resina epoxi.

2. Secuencias de apilado

Otro aspecto fundamental en el diseño de cualquier pieza de material compuesto es el

diseño del propio material. Esto implica las orientaciones de cada una de las telas. A

priori, en la reparación de un material metálico (comportamiento isótropo), la

selección de un laminado cuasi-isótropo (comportamiento transversalmente isótropo)

parece la más óptima; especialmente, si las cargas no son claramente direccionales. No

obstante, en este caso, se estudiará también la opción de un laminado ortótropo y así

como uno cuasi-ortótropo.

3. Stiffness ratio

En cuanto a las propiedades mecánicas del parche, el valor de su módulo de tracción en

la dirección de la carga no es tan importante por sí mismo, tanto como lo es en

combinación con el espesor del parche. Es por tanto la relación de rigidez

( ) ( )( )patch patch steel steelE t E t⋅ ⋅ la que determina la efectividad del parche.

4. Dimensiones

De la experiencia propia aportada por AIMEN así como de estudios de otros autores 14 se

sabe que las dimensiones de la superficie del parche ha de ser de 2-3 veces las

dimensiones de la superficie del daño.

14 Alan Baker, Francis Rose, Rhys Jones, Advances in the Bonded Composite Repair of Metallic Aircraft

Structure, 2002 Elsevier Science Ltd


NTC-000242 20/02/2015 Página 40 de 61

De estos mismos estudios se extrae que un parche con forma rectangular ofrece mayores

ventajas respecto de un parche con forma circular o elíptica y de dimensiones similares.

Además, se puede lograr una mejora adicional mediante el corte de las esquinas del

rectángulo generando un parche con forma octogonal. Esto disminuye el nivel de

tensiones de la capa de adhesivo en los bordes del parche, que es la principal razón que

conduce al fallo por desunión.

La superficie antes mencionada se refiere a la longitud activa del parche, es decir, la

superficie a lo largo de la cual el parche tiene su espesor máximo. Para evitar tensiones

elevadas de pelado en los bordes del parche, se recomienda disminuir gradualmente su

espesor hacia los bordes, haciendo un biselado. Esto se consigue fácilmente variando

gradualmente la longitud de las capas del parche. A efectos de fabricación, las capas más

externas se deben superponer a las más interiores, es decir, las capas más próximas a la

placa deben ser más cortas que las siguientes.

5. Método de fabricación

También de la experiencia propia y de estudios de otros autores se extrae que el

método de fabricación más adecuado en este caso sería el de Hand Lay-Up en lugar de

infusión mediante bolsa de vacío. Entre las ventajas de este método se pueden

destacar:

� En comparación con otros métodos, se requiere un menor nivel de

especialización del personal de aplicación.

� A la hora de ejecución, no hay necesidad de materiales consumibles, como los

de los métodos de infusión al vacío o bolsa de vacío.

� Es la manera más práctica de aplicar a superficies verticales o inclinadas.

� Cuenta con un menor coste de materiales y consumibles.

6. Modos de fallo

Se deberá garantizar siempre la perfecta adherencia de los sustratos a fin de evitar el fallo

adhesivo en la unión. También se debe tratar de evitar el fallo cohesivo de del adhesivo así

como el fallo interlaminar del composite.

Por otro lado, de nuevo de la experiencia propia y de estudios de otros autores se sabe

que, cuando el sistema de reparación mediante parches se utiliza para la rehabilitación de

placas corroídas, tendrá lugar fluencia local de la placa en las áreas cercanas a los bordes

del parche, sin importar el valor de stiffness ratio utilizado.

La siguiente tabla resume todos los casos estudiados en el estudio paramétrico.


NTC-000242 20/02/2015 Página 41 de 61

model abv. description shape dimensions (RTOTAL) material nº plies stacking sequence tappering angle

02 no damage - - - - - -

03 with damage - - - - - -

04 resin reinforcement - - BELZONA 1311 - - -

05 patch reinforcement octagonal R = 300mm HLU-CE 8 (0,90,45,-45)s 9,5 deg

06 patch reinforcement octagonal R = 300mm HLU-CE 10 (0,90,0,90,0)s 9 deg

07 patch reinforcement octagonal R = 300mm HLU-CE 10 (0,-45,90,45,0)s 9 deg

08 patch reinforcement octagonal R = 375mm HLU-CE 8 (0,90,45,-45)s 4,5 deg

09 patch reinforcement octagonal R = 300mm HLU-CE 10 (0,36,-36,72,-72)s 9 deg

10 patch reinforcement octagonal R = 300mm HLU-CE 10 (0,36,-36,72,-72)s 4,5 deg

11 patch reinforcement octagonal R = 300mm HLU-CE 12 (0,60,-60,30,-30,90)s 4,3 deg

12 patch reinforcement octagonal R = 300mm HLU-CE 10 (0,90,0,90,0)s 4,5 deg



15 patch reinforcement octagonal R = 300mm HLU-CE 12 (0,90,0,45,-45,0)s 4,3 deg

Tabla 22 descripción de los modelos utilizados en el estudio paramétrico


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Se explica a continuación brevemente la tabla anterior:

• Para poder comparar y cuantificar la efectividad de la reparación se analizan primero

los modelos sin daño y con daño (modelos 02 y 03 respectivamente).

• Se analizó también un modelo con reparación mediante resina (ya explicado

anteriormente).

• Todos los parches tendrán una forma octogonal.

• Las dimensiones totales del parche serán las de un octógono inscrito en una

circunferencia de R = 300 mm. Puesto que se ha fijado la longitud total, la longitud

activa del parche dependerá del ángulo de bisel utilizado. (Nota: también se estudió

una configuración de R = 375mm que no mostró ofrecer ninguna mejora sustancial).

• Se ha escogido la fibra unidireccional L(X)440-C 10[0]s del fabricante Devold ATM. La

matriz escogida ha sido la resina epoxi LH 288 del fabricante HAVEL Composites. El

método de fabricación será mediante Hand Lay-Up. (Nota: la abreviatura utilizada

para designar el material es HLU-CE).

Se detallan en la siguiente tabla las propiedades mecánicas de cada una de las capas

del laminado utilizado15

composite properties|HLU-CE (orthotropic linear elastic)

Ex 112290 Young's Tensile Modulus in X direction [MPa] Dir 1 comp

Ey 5500 Young's Tensile Modulus in Z direction [MPa] Dir2 comp

Ez 5500 Young's Tensile Modulus in Y direction [MPa] Dir3 comp

nxy 0,376 Poisson Ratio ZX Dir12

nyz 0,376 Poisson Ratio YZ Dir32

nxz 0,591 Poisson Ratio XY Dir13

Gxy 2200 Shear Modulus ZX [MPa] Dir12

Gyz 1200 Shear Modulus YZ [MPa] Dir32

Gxz 2200 Shear Modulus XY [MPa] Dir13

ro 1,70E-09 mass density [Tonne/mm3]

strength properties

S1T 1691 Tensile Strength in X direction [MPa] Dir 1 comp

S1C -557 Compression Strength in X direction [MPa] Dir 1 comp

S2T 25 Tensile Strength in Z direction [MPa] Dir2 comp

S2C -107 Compression Strength in Z direction [MPa] Dir2 comp

S12,s 51 Shear strength ZX [MPa] Dir12 Tabla 23 propiedades mecánicas y valores de resistencia del composite utilizado

• Se estudian configuraciones con diferente número de capas a fin de evaluar el efecto

del Stiffness Ratio. Es espesor de cada capa es de 0,625mm.

• Se estudian diferentes de secuencias de apilado a fin de estudiar el efecto del

comportamiento del laminado (cuasi-isótropo, ortótropo, cuasi-ortótropo). El Stiffness

Ratio también dependerá de la secuencia de apilado del laminado.

15 Fuente: base de datos de resultados experimentales de AIMEN.


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• Se estudia efecto del ángulo de bisel sobre las tensiones de la capa de adhesivo así

como sobre la fluencia local de la chapa en las áreas cercanas a los bordes del parche.

Se pasan a analizar los resultados obtenidos para los diferentes casos.

A continuación se muestra el análisis de sensibilidad a la secuencia de apilado y al número de

capas. En la Fig. 21 se muestran las tensiones de VM para cada uno de los modelos analizados.

Para facilitar la visualización, se ha filtrado por un valor máximo de 230 MPa.

Aunque, a priori, la opción de un laminado cuasi-isótropo parecía más adecuada, en este caso

parece que un parche ortótropo, con apilado [0, 90], se comporta mejor. Se puede apreciar

como el parche 06 logra reducir el nivel de tensiones en la zona de la picadura por debajo de

los 230 MPa.


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submodel dimensions (RTOTAL) nº plies stacking sequence material behaviour

05 R = 300mm 8 (0,90,45,-45)s quasi-isotropic

06 R = 300mm 10 (0,90,0,90,0)s orthotropic

07 R = 300mm 10 (0,-45,90,45,0)s quasi-orthotropic

09 R = 300mm 10 (0,36,-36,72,-72)s quasi-isotropic

11 R = 300mm 12 (0,60,-60,30,-30,90)s quasi-isotropic

15 R = 300mm 12 (0,90,0,45,-45,0)s quasi-orthotropic

Tabla 24 casos analizados

Figura 21 valores de tensiones de VM para virola casos analizados


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A continuación se muestra el análisis de sensibilidad al Stiffness Ratio. En la Fig. 22 se muestran

las tensiones de VM para cada uno de los modelos analizados. Para facilitar la visualización, se

ha filtrado por un valor máximo de 230 MPa.

El modelo 12 es el que parece comportarse mejor, ya es el único que logra reducir el nivel de

tensiones en toda la zona de la picadura por debajo de los 230 MPa. Se puede concluir que un

Stiffness Ratio próximo a la unidad es el más adecuado. Esto es coherente con

recomendaciones encontradas en la literatura.


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submodel dimensions (RTOTAL) nº plies stacking sequence material behaviour SR

05 R = 300mm 8 (0,90,45,-45)s quasi-isotropic 0,488

07 R = 300mm 10 (0,-45,90,45,0)s quasi-orthotropic 0,525

10 R = 300mm 10 (0,36,-36,72,-72)s quasi-isotropic 0,611

11 R = 300mm 12 (0,60,-60,30,-30,90)s quasi-isotropic 0,733

12 R = 300mm 10 (0,90,0,90,0)s orthotropic 1,041

15 R = 300mm 12 (0,90,0,45,-45,0)s quasi-orthotropic 1,157 Tabla 25 casos analizados



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A continuación se muestra el análisis de sensibilidad al ángulo de bisel (tapering angle). En la

Fig. 23 se muestran las tensiones de VM para cada uno de los modelos analizados. Para facilitar

la visualización, se ha filtrado por un valor máximo de 230 MPa.

Dado que la configuración de parche ortótropo con Stiffness Ratio próximo a la unidad es hasta

ahora la más óptima, el efecto del bisel se ha centrado en él. El modelo 14 es el que parece

comportarse mejor, ya que logra reducir el nivel de tensiones en las áreas cercanas a los bordes

del parche. Se puede concluir que un ángulo de bisel reducido (2o-3o) suaviza la transmisión de

esfuerzos. Este valor de 2o-3o es coherente con las recomendaciones encontradas en la

literatura.


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submodel dimensions (RTOTAL) stacking sequence material behaviour tappering angle

06 R = 300mm (0,90,0,90,0)s orthotropic 9 deg

12 R = 300mm (0,90,0,90,0)s orthotropic 4,5 deg

13 R = 300mm (0,90,0,90,0)s orthotropic 3,5 deg

14 R = 300mm (0,90,0,90,0)s orthotropic 2,5 deg Tabla 26 casos analizados



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Se resumen a continuación las conclusiones extraídas en este estudio:

� Se recomienda el uso de un laminado ortótropo (esto es, laminado cruzado y

simétrico) a [0, 90].

� El material del parche deberá ser CFRP.

� El método de fabricación recomendado es el de Hand Lay-Up.

� Se utilizará el número de capas necesarias para lograr un Stiffness Ratio lo más

próximo posible a la unidad. (Nota: para la determinación del Stiffness Ratio se

tomará siempre el valor de pérdida de espesor por corrosión).

� El parche deberá ser octogonal con unas dimensiones de longitud activa de 2 veces la

superficie del daño a reparar.

� Se recomienda la fabricación del parche con un ángulo de bisel reducido, de en torno

a los 2o-3o.

9.3.3. resultados del análisis de la picadura de R = 50mm

En este apartado se va a analizar el efecto de la reparación de la picadura que, previamente, se

ha definido como mínima para reparar mediante este método (apartado 9.2.). Los criterios de

diseño se han basado en los establecidos en el apartado anterior:

� laminado ortótropo [0, 90, 0, 90, 0]s.

� material HLU-CE.

� parche con forma octogonal

� con unas dimensiones de longitud activa de R =100mm (2 veces la superficie del daño

a reparar).

� ángulo de bisel de 2,5o.

� con esta longitud activa y este ángulo de bisel nos da un parche de dimensiones

totales de R = 240 mm.

Figura 24 detalle del modelo geométrico (izqda.) y detalle de la malla (dcha.)

empleados en el análisis FEM.


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A continuación se muestran los resultados del análisis FEM. En la Fig. 23 se observan las

tensiones de VM para los modelos con daño y con daño reparado. Para facilitar la visualización,

se ha filtrado por un valor máximo de 250 MPa (valor establecido como admisible de material).

Se observa como el sistema de reparación elimina por completo las áreas de material con nivel

de tensiones por encima del valor admisible.

Figura 25 tensiones de VM en el modelo con daño (izqda.) y en el modelo con daño

reparado (dcha.).

9.3.4. guía práctica de aplicación del parche

Con el fin de conseguir una unión fiable y duradera entre el parche y el sustrato metálico, se

deberá realizar una correcta preparación de la superficie del sustrato metálico en el área de

aplicación. El tratamiento superficial generalmente implica los siguientes procedimientos:

� eliminación de residuos orgánicos con disolventes (por ejemplo, acetona)

� eliminación de pintura

� granallado si es posible hasta la calidad típica de Sa2½, o pulir utilizando ya sea papel

abrasivo (lija) o incluso mejor disco abrasivo eléctrico o cepillo rotativo de alambre,

� eliminación de los residuos utilizando chorro de agua a presión

� secado y limpieza de nuevo de posibles residuos orgánicos en la superficie del metal,

mediante disolventes orgánicos

� posible pintura con imprimación inhibidora de la corrosión

� Aplicar el parche una vez realizado en tratamiento superficial y no más tarde de 4

horas generándose de nuevo oxidación en la superficie metálica.

Se ha de poner una especial atención en el caso de que el refuerzo se utilice para rehabilitar

chapa dañada por corrosión. En este caso, tras haber eliminado completamente el

recubrimiento anterior (pintura, corrosión, etc.), la superficie final para la colocación del

parche ha de estar totalmente lijada o granallada, limpia y seca de manera que se garantice

que se han eliminado todos los rastros de corrosión antes de aplicar el parche.


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Los procedimientos mencionados anteriormente son simples, puede llevarse a cabo in situ y

no requieren equipo especial y personal capacitado para su realización.

La aplicación del parche incluye todos los pasos requeridos por el método de fabricación

seleccionado. En todos los casos, se debe tener cuidado de cumplir con las instrucciones dadas

por el proveedor de los materiales, con el fin de lograr la mejor calidad del parche posible

(evitar vacíos de aire y áreas secas) y para asegurar una adecuada ventilación que garantice la

seguridad frente a cualquier tipo de emisiones de partículas volátiles producidas durante el

procedimiento.

A la hora de la fabricación del parche es necesario utilizar la proporción correcta de mezcla,

base-endurecedor de la resina, donde deberemos seguir las proporciones indicadas en su ficha

técnica. La relación de la mezcla debe seguirse de forma rigurosa. Se ha de mezclar la resina y

el catalizador uniformemente. El endurecedor se debe elegir en función del tiempo de gel que

más nos interese en la aplicación.

En el trabajo específico con resinas epoxi se deben tener en cuenta ciertas características

específicas de estos materiales. Siempre se deben mezclar pequeñas cantidades de epoxi

porque cuanto mayor es la cantidad, mayor es el calor generado (reacción exotérmica) y más

corta será la vida útil y el tiempo de curado. Del mismo modo, una capa gruesa de epoxi se

curará más rápidamente que una capa más fina.

También es necesario tener en cuenta las condiciones ambientales de trabajo. Se conseguirán

buenos resultados cuando el área de trabajo esté bien ventilada y a la temperatura adecuada.

Para obtener los mejores resultados con la resina epoxi, el producto debe ser utilizado en

condiciones secas con humedad baja (inferior a 65%) y la temperatura entre 15°C y 30°C.

Como guía general, por cada 10°C de elevación o descenso de la temperatura ambiental, el

tiempo de trabajo se reduce a la mitad o se duplica respectivamente.

Dado que el parche planteado es de fibra de carbono, se recomienda colocar inicialmente una

capa de fibra de vidrio (un tejido tipo mat, no estructural) en contacto con la superficie del

sustrato metálico. De esta manera las fibras de carbono se separan del metal y se evita la

corrosión galvánica. También se recomienda la laminación de una última capa de fibra de

vidrio que actúa como una capa protectora del medio ambiente circundante.

Dado que el método de fabricación seleccionado es el de Hand Lay-Up, se recomienda que la

primera capa de resina que se extiende sobre la superficie del metal sea más gruesa que las

que se encuentran entre las siguientes capas de fibras. El método de aplicación de resina se

realiza mediante brocha o rodillo siendo la distribución uniforme de esta primera capa de

resina muy importante para lograr una unión efectiva.


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10. DISEÑO DEL SISTEMA DE REPARACIÓN PARA DAÑOS POR

CORROSIÓN EN LAS ZONAS DE LAS BRIDAS DE UNIÓN

La metodología de análisis (características de los modelos numéricos, aplicación de las cargas y

condiciones de contorno) han sido las mismas que las que se han detallado en el apartado

anterior.

Para este tipo de defecto se ha optado por un sistema de reparación basado en refuerzo

metálico. No obstante, también se ha estudiado la posibilidad de utilizar refuerzos de CFRP.

El modelo de daño analizado es el descrito en a continuación:

a. una picadura teórica a lo largo de todo el perímetro de la brida,

b. con una pérdida de espesor constante de 1,5mm,

c. la pérdida de espesor afecta a todo el canto de la brida y se prolonga 10mm más hacia

cada lado de las bridas, afectando también a las paredes de las virolas contiguas,

d. en este caso, el daño se ha situado en la brida de unión del tramo intermedio con el

tramo inferior,

Se establece este daño teórico como umbral máximo de daño (puntos a., b. y c.) a reparar

mediante el método planteado en este apartado.

La siguiente figura muestra un detalle del daño estudiado.

Figura 26 detalle del daño por corrosión en la zona de las bridas

10.1. refuerzo mediante zuncho de CFRP

El diseño del zuncho de CFRP se ha basado en los criterios de diseño establecidos en el

apartado 9.3.2., con la salvedad de que un lugar de utilizar un parche con forma octogonal se

aplicaría un parche perimetral a modo de zunchado.


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La siguiente figura muestra un detalle del refuerzo estudiado.

Figura 27 detalle de la reparación mediante CFRP

En las Fig. 28 y Fig. 29 se muestran las tensiones de VM para el modelo con daño y modelo

reparado mediante zuncho. Para facilitar la visualización, se ha filtrado por un valor máximo de

250 MPa (valor establecido como admisible de material). Las zonas en gris representan las

zonas en las que el material alcanza un nivel de tensiones por encima de este valor.

Se observa como la reparación no mejora el comportamiento de la estructura frente a fluencia

local, quedando descartada la reparación mediante este método.


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Figura 28 modelo con daño (izda.) y modelo reparado (dcha.)


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10.2. reparación mediante refuerzo metálico

En este punto se ha estudiado la posibilidad de rehabilitar la zona mediante una serie de

cartelas metálicas en la zona interior de la torre.

Figura 30 detalle de la reparación mediante

refuerzo metálico

En la Fig. 31 se muestra las tensiones de VM para el modelo con daño y modelo reparado

mediante refuerzos metálicos. Para facilitar la visualización, se ha filtrado por un valor máximo

de 250 MPa (valor establecido como admisible de material). Las zonas en gris representan las

zonas en las que el material alcanza un nivel de tensiones por encima de este valor.

Se observa como la reparación mejora el comportamiento de la estructura frente a fluencia

local.


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Junto con este documento se adjuntará un croquis 2D explicativo (anexo ii), para la correcta

ejecución de los refuerzos. No obstante, se aclara brevemente a continuación cómo sería el

sistema:

� una cartela a modo de rigidizador situada equidistante entre cada uno de los taladros

de la brida,

� ancho y canto de la cartela de la misma medida que el ancho de la brida,

� espesor de la cartela del mismo espesor que el espesor máximo de virola,

� se hará preparación de los bordes de la cartela para poder soldar con penetración

completa.


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11. CONCLUSIONES

Se ha realizado un estudio inicial estructural donde se han definido, acorde a la norma Europea

IEC 61400-1 y a los datos facilitados por el peticionario, los casos de cargas para el

aerogenerador objeto de estudio. A partir de dichas cargas y mediante cálculos analíticos se

han determinado los espesores mínimos para garantizar la resistencia y la estabilidad de la

estructura.

Además, mediante análisis FEM, se ha procedido al estudio estructural de la torre. Este estudio

ha contemplado análisis estáticos, de pandeo y de vibraciones.

Se concluye, tanto del análisis de resultados analíticos como del análisis de resultados FEM,

que en el caso de un daño localizado, es necesario un estudio más exhaustivo.

Se realizó un estudio pormenorizado de las dos tipologías de daño detectadas en la torre, para

el posterior diseño de un sistema de reparación.

En el caso de un daño por picaduras en la pared de las virolas se determina que el método más

apropiado de reparación es mediante la aplicación de parches de CFRP. Se establecen las

directrices de diseño para la reparación de este tipo de defecto, y se resumen a continuación:

� Se recomienda el uso de un laminado ortótropo (esto es, laminado cruzado y

simétrico) a [0, 90].

� El material del parche deberá ser CFRP. La resina que se recomienda para la ejecución

del laminado es una resina epoxi.

� El método de fabricación recomendado es el de Hand Lay-Up.

� Se utilizará el número de capas necesarias para lograr un Stiffness Ratio lo más

próximo posible a la unidad. (Nota: para la determinación del Stiffness Ratio se

tomará siempre el valor de pérdida de espesor por corrosión).

� El parche deberá ser octogonal con unas dimensiones de longitud activa de 2 veces la

superficie del daño a reparar.

� Se recomienda la fabricación del parche con un ángulo de bisel reducido, de en torno

a los 2o-3o.

En este documento también se establece una guía práctica de aplicación del sistema de

reparación, que pasa a resumirse a continuación:

� Eliminación de residuos orgánicos con disolventes (por ejemplo, acetona),

� eliminación de pintura.


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� Se ha de poner una especial atención en el caso de que el refuerzo se utilice para

rehabilitar chapa dañada por corrosión. En este caso, tras haber eliminado

completamente el recubrimiento anterior (pintura, corrosión, etc.), la superficie final

para la colocación del parche ha de estar totalmente lijada o granallada, limpia y seca

de manera que se garantice que se han eliminado todos los rastros de corrosión antes

de aplicar el parche.

� Granallado si es posible hasta la calidad típica de Sa2½, o pulir utilizando ya sea papel

abrasivo (lija) o incluso mejor disco abrasivo eléctrico o cepillo rotativo de alambre.

� Eliminación de los residuos utilizando chorro de agua a presión.

� Secado y limpieza de nuevo de posibles residuos orgánicos en la superficie del metal,

mediante disolventes orgánicos.

� Posible pintura con imprimación inhibidora de la corrosión.

� Aplicar el parche una vez realizado en tratamiento superficial y no más tarde de 4

horas generándose de nuevo oxidación en la superficie metálica.

� Dado que el método de fabricación seleccionado es el de Hand Lay-Up, se recomienda

que la primera capa de resina que se extiende sobre la superficie del metal sea más

gruesa que las que se encuentran entre las siguientes capas de fibras. El método de

aplicación de resina se realiza mediante brocha o rodillo siendo la distribución

uniforme de esta primera capa de resina muy importante para lograr una unión

efectiva.

� La aplicación del parche debe incluir todos los pasos requeridos por el método de

fabricación seleccionado. En todos los casos, se debe tener cuidado de cumplir con las

instrucciones dadas por el proveedor de los materiales, con el fin de lograr la mejor

calidad del parche posible (evitar vacíos de aire y áreas secas) y para asegurar una

adecuada ventilación que garantice la seguridad frente a cualquier tipo de emisiones

de partículas volátiles producidas durante el procedimiento.

� Dado que el parche planteado es de fibra de carbono, se recomienda colocar

inicialmente una capa de fibra de vidrio (un tejido tipo mat, no estructural) en

contacto con la superficie del sustrato metálico. De esta manera las fibras de carbono

se separan del metal y se evita la corrosión galvánica. También se recomienda la

laminación de una última capa de fibra de vidrio que actúa como una capa protectora

del medio ambiente circundante.

Asimismo, se establecen los umbrales máximo y mínimo para los cuales el sistema planteado

es válido. Estos son los definidos a continuación:

i. una picadura con una superficie de radio máximo RMAX=100mm y radio mínimo

RMIN=50mm,

ii. con una pérdida de espesor máxima de 2mm, y una pérdida de espesor mínima tal que

no se garantice el espesor mínimo del tramo de virola (de acuerdo a los espesores

mínimos especificados en el apartado 6.1).

En el caso de que el daño se encuentre fuera de dichos umbrales se requeriría un estudio de

Análisis de Fallos y el diseño de un nuevo sistema de reparación.


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En el caso de un daño por corrosión en la zona de las bridas de unión se determina que el

método más apropiado de reparación es mediante la ejecución de refuerzos metálicos. Se

establecen las directrices de diseño y realización de los refuerzos para la rehabilitación por

este tipo de defecto. Se detalla brevemente a continuación cómo sería el sistema:

� una cartela a modo de rigidizador situada equidistante entre cada uno de los taladros

de la brida,

� ancho y canto de la cartela de la misma medida que el ancho de la brida,

� espesor de la cartela del mismo espesor que el espesor máximo de virola,

� se hará preparación de los bordes de la cartela para poder soldar con penetración

completa.

Asimismo, se establece el umbral máximo para el cual el sistema planteado es válido. Dicho

umbral sería el siguiente:

� una picadura teórica a lo largo de todo el perímetro de la brida,

� con una pérdida de espesor constante de 1,5mm,

� la pérdida de espesor afecta a todo el canto de la brida y se prolonga 10mm más hacia

cada lado de las bridas, afectando también a las paredes de las virolas contiguas,

� en este caso, el daño se ha situado en la brida de unión del tramo intermedio con el

tramo inferior,

En el caso de que el daño se encuentre fuera de dichos umbrales se requeriría un estudio de

Análisis de Fallos y el diseño de un nuevo sistema de reparación.

Dado que la naturaleza de los esfuerzos a los que está sometida la estructura son,

fundamentalmente, de fatiga se recomienda que: en un estudio futuro, se contemple este

aspecto, a efectos de cuantificar el grado de mejora del sistema de reparación en cuanto a vida

a fatiga, así como la durabilidad del propio sistema.

Porriño, a 20 de Febrero de 2015.

1

ANEXO III

eÓlicas de fuerteventura, a.i.e de la€¦ · mediciÓn de espesores informe nº: 921/me/012/13-gc...

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