ANSYS Conference & 33. CADFEM Users’ Meeting 2015 24. – 26. Juni 2015, Messe Bremen

Explizite Analyse des Rammvorgangs von Pfählen für Offshore-Windenergieanlagen

Andreas Künzel1

1 SDC Statik und Dynamik Dipl.-Ing. Andreas Künzel, Berlin, E-Mail: sdc.kuenzel@web.de 2 JÖRSS BLUNCK ORDEMANN GmbH, Hamburg, E-Mail: lueddecke@j-b-o.de

, Falk Lüddecke2

Summary

For the installation of offshore windenergy plants (WEP), piles have to be driven into the seabed. For water depths up to approximately 25 m, monopile foundations are commonly used, where a single pile of about the same diameter as the tower of the WEP is driven into the soil. The standard construction method in the past was to connect the tower base with a flange connection to a transition piece, which is then put over the pile head. The connection of the transition piece to the pile is done by a grouted joint connection which is established by filling the gap between the larger diameter of the transition piece and the smaller diameter of the pile with a special concrete. This type of construction showed several weak points amongs others the occurrence of damages during operation time. In the approach discussed here, this several drawbacks are overcome by connecting the tower base directly to the pile which is equipped with a flange on its top. Thus, a transition piece is no longer necessary. However, questions appear regarding stress and lifetime reduction due to the ram process, particularly in the flange area. In the present contribution, the procedure of the proof of fatigue strength and its theoretical concepts are introduced, followed by a detailed description of the finite element model in LS-Dyna which is used to represent all necessary parts of the pile driving system consisting of the ram, the anvil and the pile. Initial geometric imperfections of the flanges and the anvils surface are accounted for and turned out to essential for the results of the analysis. The simulations are done with the help of the Workbench LS-Dyna extension.

Keywords

Offshore Windenergie, Rammanalyse, Ermüdung, Fatigue, offshore wind energy, offshore foundation, LS-Dyna

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1. Aufgabenstellung

Für die Bereitstellung verlässlicher Quellen erneuerbarer Energieträger ist die Nutzung von Offshore-Windenergie von essentieller Bedeutung. In Deutschland entfällt der größte Teil der vorhandenen und zukünftigen Windenergienutzung auf den Bereich der Deutschen Bucht in der Nordsee.

Fig. 1: Offshore Windparks in der Nordsee (Quelle [1])

Offshore Windenergieanlagen müssen in geeigneter Weise konstruktiv im Meeresboden verankert werden. Je nach Wassertiefe kommen dafür unterschiedliche Gründungsstrukturen in Frage. Auf diese Gründungsstrukturen wird dann die eigentliche Windenergieanlage, bestehend aus Turm, Gondel und Rotorblättern montiert. In Wassertiefen bis ca. 25 m kommen in der Regel Monopfahl (engl. Monopile) - Gründungen zum Einsatz (Fig. 2).

Fig. 2: Gründungsstrukturen von Offshore Windenergieanlagen: Jacket (Prototyp onshore), Monopile, Tripod (Prototyp onshore)

Dabei wird ein einzelner Pfahl von in etwa gleichem Durchmesser wie dem des Turmfußes der Windenergieanlage in den Meeresboden eingebracht. Die Regelbauweise bestand in der

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Vergangenheit darin, den Turm mit einer Flanschverbindung an ein Übergangsstück, das Transition Piece, anzuflanschen, das über den Gründungspfahl gestülpt wird. Die Verbindung zwischen beiden Komponenten wird durch das Vergießen des entstehenden Zwischenraums mit einem hochfesten Vergussmörtel erreicht (Fig. 4). Diese Verbindung ist technisch aufwändig und hat sich in der Vergangenheit als kritisch hinsichtlich der kombinierten Dauerbelastung aus Biegemoment (aus den horizontalen Wind- und Wellenlasten) und Normalkraft (aus dem Eigengewicht) erwiesen, die schon zu einer Vielzahl von Sanierungsfällen geführt hat [3]. In dem der hier beschriebenen Aufgabenstellung zu Grunde liegenden Ansatz wird der Turm direkt an den mit einem Flansch versehenen Gründungspfahl angeschlossen. Somit kann auf das Transition Piece verzichtet werden.

Fig. 3: Rammvorgang Quelle: [1]

Dies bedeutet jedoch, dass direkt auf den Flansch gerammt werden muss (Fig. 3), der jedoch hohe Spezifikationen hinsichtlich der Geometrietreue für die dauerfeste Flanschverbindung mit dem Turm erfüllen muss. Damit ergeben sich Fragestellungen hinsichtlich der Beanspruchung und eventueller Lebensdauerminderungen des Pfahls durch den Rammvorgang. Des Weiteren ist zu prüfen, ob es zu unerwünschten Kollisionen der Flanschinnenkante mit dem Rammwerkzeug kommen kann.

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Fig. 4: Offshore Windenergieanlage mit Monopile Gründung, Prinzipskizze Grouted Connection, Transition Piece

Fig. 5: Draufsichtauf einen Schraubflansch eines Monopiles

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Fig. 6: Schnittdarstellung eines Schraubflansches eines Monopiles, vgl. Fig. 5

2. Vorgehensweise

Gegenstand der hier vorgestellten Untersuchungen sind die Nachweise in den Grenzzuständen ULS (Ultimate Limit State - Grenzzustand der Tragfähigkeit) und FLS (Fatigue Limit State - Grenzzustand der Ermüdungsfestigkeit). Grundsätzlich betreffen die Nachweise und damit auch die zu Grunde liegenden strukturmechanischen Berechnungen, den gesamten Pfahl und den gesamten Rammvorgang, der aus mehreren tausend Rammschlägen besteht. Die einzelnen Nachweise werden mit Hilfe der Kombination von Spezialprogrammen erbracht:

• GRLWEAP [4] für die Rammbarkeitsanalyse und die Berechnung der Schadensakkumulation aus dem Rammvorgang,

• expliziten Simulationen mit LS-Dyna für die Analyse des Rammvorgangs am Pfahlkopf und des sich dadurch einstellenden Spannungszustands welcher sich unmittelbar auf den Rammschlag folgend einstellt und

• ANSYS (implizit) für den Nachweis von Details wie etwa Wandöffnungen im Pfahlkopfbereich Die Berechnungen der Anzahl der voraussichtlich notwendigen Rammschläge und der daraus resultierenden Ermüdungsbelastung im Pfahl werden in der Regel von einem Geotechnischen Büro durchgeführt. Sie erfolgen an einem weitgehend reduzierten Modell des Pfahls und des Baugrundes. Im Rahmen dieses Vortrages wird die explizite Simulation des Rammvorgangs mit LS-Dyna erörtert. Sie dient der Ermittlung der Interaktion zwischen Rammwerkzeugen und dem Pfahl, den maximal auftretenden Spannungen (Hotspots) im Flanschbereich und der Analyse der auf den Impakt folgenden Flanschbewegung.

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3. Nachweisführung

Prinzipiell sind bei der Nachweisführung zwei Grenzzustände zu betrachten:

• Grenzzustand der Tragfähigkeit (Ultimate Limit State, ULS) • Grenzzustand der Ermüdung (Fatigue Limit State, FLS)

Beim Grenzzustand der Tragfähigkeit erfolgt der Nachweis nach dem Format, Ed ≤ Rd, wobei Ed = Ek ∙ γF den Bemessungswert der Einwirkung und Rd = Rk ∙ γM den Bemessungswert des Bauteuilwiderstands repräsentiert. Im vorliegenden Fall sind die einwirkungsseitigen und widerstandsseitigen Teilsicherheitsfaktoren γF und γM den einschlägigen Regelwerken, beispielsweise der DIN EN 1990 und DIN EN 1993 zu entnehmen. Der Bauteilwiderstand Rk ist in der Regel als blechdickenabhängige Streckgrenze der DIN EN 10025 zu entnehmen. Die Einwirkung Ek resultiert aus der Berechnung mittels LS Dyna. Da die Berechnung eine Reihe an Nichtlinearitäten enthält, wurde das Nachweisformat wie folgt umgestellt: Ek ≤ Rk ∙ γM / γF Hierdurch erfolgte die Ermittlung der Beanspruchungen auf Basis von charakteristischen Einwirkungen. Damit wird ein unzulässiges Verfälschen der Beanspruchungsermittlung vermieden und die Nachweisführung mit einer Art „globalem“ Sicherheitsfaktor, bestehend aus einwirkungsseitigen und widerstandsseitigen Teilsicherheitsbeiwert, geführt. Der Nachweis im Grenzzustand der Ermüdung erfolgt basierend auf der Palgren/Miner Regel:

Hierbei ist: D der akkumulierte Schaden, ni die Anzahl der tatsächlich einwirkenden Zyklen bzw. Lastwechsel und Ni die ertragbare Anzahl an Zyklen bzw. Lastwechsel. und erfolgt nach folgenden Nachweisformat:

Der Referenzwert der Ermüdung ∆σRef kann kerbfallabhängig den nachfolgend exemplarisch dargestellten Wöhlerlinien entnommen werden.

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Fig. 7: Wöhlerlinien-Diagramm zur Bestimmung der Ermüdungsfestigkeit

Die Korrekturwerte fi seien nachfolgend der Vollständigkeit halber genannt.

Fig. 8: Korrekturwerte der Ermüdungsfestigkeiten, beispielsweise nach [5]

Gemäß der Palmgren/Miner Regel werden alle Zyklen, die im Bauteil auftreten zu einem Gesamtschaden akkumuliert. Der Gesamtschaden D muss stets kleiner als 1 sein. Im Falle des Erreichens D=1 ist der Bruch oder der Kollaps des Bauteils rechnerisch erreicht.

Durch jeden Rammschag wird der Flansch ausgelenkt und schwingt schwach gedeämft aus. Die Berechnung nach LS Dyna liefert für jeden Rammschlag an ausgewählten, bemessungskritischen Punkten des Flansches Spannungszeitreihen, die dann mittels Rainflow Counting ausgewertet bzw. in Markov Matrizen überführt werden.

Durch Auswertung der Einzelschäden je Rammschlag und Akkumulation aller Rammschläge kann der Schaden aus der Installation ermittelt werden. Dieser Schaden sollte in der Regel D < 0,5 betragen, da zusätzlich ein Schaden aus dem anschließenden Betrieb der Anlage zu erwarten ist.

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Es gilt: DGesamt = Ddriving + Doperation

Wobei:

Ddriving der Schaden aus dem Rammen selbst und

Doperation der Schaden aus dem späteren Betrieb der Anlage ist.

4. Modellbildung

Im Modell abzubilden sind die Komponenten Pfahl (mit Flansch), Anvil (Adapterstück) und Hammer bzw. der davon bewegliche Teil (Ram). Der Pfahlflansch sowie der Anvil sind dabei so zu modellieren, dass die bei der Herstellung (Flansch) bzw. dem Betriebseinsatz (Anvil) auftretenden Imperfektionen hinsichtlich der Ebenheit der Oberflächen in den Kontaktbereichen berücksichtigt werden können. Diese wurden im vorliegenden Fall als Welligkeit in Form eines über 120° des Umfangs laufenden Sinuswelle abstrahiert. Das Modell wurde deswegen als Drittelmodell aufgebaut (Fig. 9). An den vertikalen Modellflanken wurden entsprechende Symmetriebedingungen aufgebracht. Am Pfahlfuss wurden die vertikalen Freiheitsgrade gesperrt.

4.1 Komponenten

Zum Ausgangszeitpunkt der Simulation befindet sich der Hammer wenige Millimeter oberhalb des Anvils und bewegt sich mit der Geschwindigkeit v0 abwärts. Der Rammschlag erfolgt über den Kontakt des Hammers mit dem Anvil, welcher zum Ausgangszeitpunkt auf dem Flansch des Pfahls sitzt.

Fig. 9: Modellkomponenten

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Die Vernetzung erfolgte mit Rücksicht auf die Güte der Kraftübertragung und Spannungsapproximation in den Kontaktbereichen sowie unter Berücksichtigung der zu erwartenden Hotspots im Flanschbereich (Fig. 10). Für die Abbildung der rotationssymmetrischen Lagerung wurden alle Freiheitsgrade in Richtung normal zu den Schnittflächen gesperrt. Die Lagerung des Modells am Pfahlfuß erfolgt entweder fixiert oder mit diskreten Balkenelementen die die Nachgiebigkeit des Bodens abbilden.

Fig. 10: Vernetzung Flansch

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4.2 Imperfektionen

Die im spezifizierten und im Produktionsprozess messtechnisch ermittelten Imperfektionen der Ebenheit von Flansch und Anvil werden in Form einer Welle in der Geometriemodellierung der Komponenten berücksichtigt. Zum Ausgangszeitpunkt besteht deswegen nur ein auf der Umfangslinie punktförmiger Kontakt, über den die Rammenergie übertragen wird (Fig. 11). Da die im Verlauf des Rammvorgangs auftretenden Spannungsspitzen stark durch die Form der Imperfektionen beeinflusst werden, ist die korrekte Abbildung im Modell von großer Bedeutung.

Fig. 11: Modellierung der Imperfektionen von Flansch (grün) und Anvil (rot), Nullebene (blau)

Fig. 12: Abbildung der Imperfektionen im Modell (Darstellung zur Illustration überhöht)

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5. Ergebnisse der Simulation

5.1 Wellenausbreitung im Pfahl

In der Folge des Rammschlages breitet sich die Druckwelle im Pfahl vom Flansch in Richtung Pfahlfuß aus. Dort wird die Welle reflektiert und läuft zurück zum Pfahlkopf (Fig. 13). Dies führt am Pfahlkopf zu weiterer stoßartiger Kraftübertragung. Deren Größe ist jedoch von den Lagerungsbedingungen abhängig: Je weicher die Lagerung am Pfahlfuß, desto diffuser ist die reflektierte Druckwelle und desto geringer ist die Amplitude des Rückstoßes.

Fig. 13: Druckwellenausbreitung im Pfahl nach dem Impakt (dargestellt: Modell mit fixierter Lagerung am Pfahlfuß)

Die Berechnungen über einen Betrachtungszeitraum von 50 ms, der den Rückprall einschließt, bestätigten die Vermutung, dass die Lagerungsbedingungen am Pfahlfuß für die bemessungsrelevanten Spannungsspitzen am Pfahlkopf nicht von Bedeutung sind. In den zur Bemessung herangezogenen Simulationen reichte deswegen ein Betrachtungszeitraum von 10 ms aus.

5.2 Kontaktkräfte

Die Ausbreitung der Druckwelle kann über die Betrachtung des Verlaufs der Kollisionskraft nachvollzogen werden. Nach dem initialen Schlag des Hammers auf den Anvil nach ca. 0,1 ms sorgt die Druckwelle nach ca. 2 ms für die Übertragung der Rammenergie in den Pfahl. Für die Kontrolle der Kraftübertragung wurde die Kontaktfläche am Flansch in zwei Bereiche eingeteilt, einen Äußeren (in Fig. 10 blau dargestellt), in dem die Rammenergie planmäßig übertragen wird, sowie einen Inneren im Bereich des Lochkreises des Flansches (in Fig. 10 rot dargestellt), der planmäßig lastfrei bleiben soll. In Fig. 14 ist zu erkennen, dass dieser Bereich (Kurve B) auch tatsächlich frei von Kontaktkräften bleibt während die gesamte Rammenergie über den äußeren Ring (Kurve A) übertragen wird.

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Fig. 14: Verlauf der Kontaktkräfte über die Zeit

5.3 Spannungen

Ausgewertet werden die Von-Mises Vergleichsspannungen an den einzelnen Hotspots im Flanschbereich, die u.A. am Übergang vom Flansch in den vertikalen Wandbereich auftreten. In Fig. 15 ist gut zu erkennen, dass die größten Spannungswerte im Bereich der durch die Imperfektionen definierten initialen Kontaktfläche auftreten.

Fig. 15: Spannungsverlauf im Flansch

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Fig. 16: Verlauf der maximal auftretenden Vergleichsspannungen aus Fig. 15, ausgewählt Elemente auf 60°, 0° und 120° im Übergang Flansch - Wand

5.4 Flansch - Anvil Kollision

Es ist weiterhin zu zeigen, dass es im Verlauf des Rammvorgangs zu keinerlei Kollisionen des inneren Randes des Flansches mit der Unterseite des Anvils kommt (Fig. 17). Um dies zu vermeiden ist der innere Bereich des Flansches mit dem Lochkreis mit einem geringen Spiel gegenüber der Anvilunterseite versehen (vgl. Fig. 6). Gleichwohl können größere Auslenkungen zu einer Kollision führen. Im Prinzip ist die Aussage bereits mit der Betrachtung der Kontaktkraft nach Abschnitt 4.2 zu treffen. Jedoch lässt sich in einfacher Weise ein anschaulicher Nachweis führen, wenn der zeitliche Verlauf der Y-Koordinate der Flanschinnenkante mit dem der Anvilunterseite verglichen wird (Fig. 17). In Zeitverlauf der Y-Koordinaten in Fig. 18 ist zu erkennen, dass es zu keiner Berührung kommt.

Fig. 17: Situation am inneren Rand des Flansches (vgl. Fig. 10)

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Fig. 18: Y-Koordinate der Flanschinnenkante (A) und der Anvilunterseite (B)

6. Nachweis der Ermüdungsfestigkeit

Mit dem im Abschnitt 3 vorgestellten Ansatz zur Ermittlung der Schädigung infolge Ermüdung (FLS) konnte für den vorliegenden Fall eine Schädigung aus dem Rammvorgang von D ≈ 0,35 ermittelt werden, die in Kombination mit der Schädigung aus der vorgesehenen Betriebszeit zu einen Wert der Gesamtschädigung unter 1,0 führt. Der Nachweis konnte damit erbracht werden.

7. Zusammenfassung

Vorgestellt wurde der Nachweis der Ermüdungsfestigkeit von Flanschverbindungen für das durch Einrammen von Offshore Pfählen in den Meeresgrund auf der Basis von expliziten Simulationen des Rammvorgangs selbst. Um die auftretenden Belastungen in Form von Spannungsspitzen beim Rammen zu ermitteln, wurde ein explizites FE-Modell entwickelt, das alle wesentlichen Details der Geometrie bis hin zu den real auftretenden Imperfektionen abbildet. Es diente ferner dazu, das Design der Flanschverbindung hinsichtlich der auftretenden Belastungen besser bewerten zu können. So konnte besipielsweise festgestellt werden , das die Beanspruchungshöhe im Flansch stark von den baulichen Toleranzen des Flansches und des Anvil abhängen. Daher sollte bei der Ermittlung der Beanspruchungen der Berücksichtigung der baulischen Toleranzen besondere Bedeutung beigemessen werden. Für die erforderlichen Nachweise ist die korrekte Einordnung der Ergebnisse der FE-Simulationen in den Kontext der geltenden Normenwerke ebenfalls besonders wichtig

4 References

[1] Menck MHU500T with 4.7m pile sleeve, www.menck.com/products/hammers [2] Offshore-Windenergie.net, Internationales Wirtschaftsforum Regenerative Energien (IWR) [3] Schaumann, Lochte-Holtgreven, Lohaus, Lindschulte: Durchrutschende Groutverbindungen in

OWEA - Tragverhalten, Instandsetzung, Optimierung. In: Stahlbau 79 (2010), Heft 9, Verlag Ernst & Sohn, Berlin

[4] GRLWEAP - Introduction to GRLWEAP, Goble Raushe Likins adn Associates inc., 2010 [5] IIW Recommendations for Fatigue Design of Welded Joints and Components, IIW document

IIW-xxxx-13, ex XIII-2460-13/XV-1440-13