DYNA

Notre travail a consisté à développer un modèle tridimensionnel complet de l’OWT et ce, pour une éolienne offshore de type 10 MW DTU en utilisant le logiciel d’éléments finis (EF) disponible dans le commerce ABAQUS / Standard. Les propriétés géométriques des différentes composantes de l’éolienne (pâles, tour, pièce de transition et monopieu) sont explicitement prises en compte et le sol est modélisé comme un continuum 3D. La figure (1) présente le modèle 3D développé.

Une analyse modale basée sur le modèle 3D développé est réalisée pour calculer les fréquences propres de l’éolienne offshore en état d’arrêt. La figure (2) présente les dix premiers modes de vibration de l’OWT en considérant l’interaction sol-structure. Les résultats obtenus ont montré que l’interaction sol-structure a un effet non négligeable sur les fréquences propres de la tour, cet effet étant négligeable sur les fréquences propres des pâles.

L’adéquation des différents modèles simplifiés habituellement utilisés dans la littérature pour la superstructure (Figure 3) et le système sol-fondation (Figure 4) a été étudiée et discutée. De plus, l’effet de plusieurs paramètres liés au système sol-fondation (tels que la rigidité du sol, les propriétés géométriques du monopieu et la hauteur de la pièce de transition) sur la première fréquence propre de l’OWT a été présenté et discuté.

Sur la base des résultats numériques obtenus, les conclusions suivantes peuvent être tirées:

1. Les premiers modes de vibration en flexion de la tour dans les directions ‘fore-aft’ et ‘side-side’ sont les modes principaux d’une OWT fondée sur un monopieu;
2. Une modélisation fine de la pièce de transition joignant la tour et le monopieu n’a pas d’effet significatif sur la première fréquence propre du système;
3. La première fréquence de vibration de la tour a été significativement réduite (de 11,1%) lorsque l’interaction sol-structure a été prise en compte;
4. Parmi les différents modèles de fondation utilisés dans la pratique, l’approche ‘improved apparent fixity’ de Løken et Kaynia (2019) considérant deux cylindres successifs et calibrée sur la base du modèle 3D développé dans ce travail a abouti à la meilleure estimation de la première fréquence naturelle avec un écart d’environ 2,5%. Le modèle de ressorts distribués, basé sur le module de réaction de la fondation, vient en second lieu. Il donne la meilleure estimation par rapport aux autres modèles de ressorts distribués avec un écart d’environ 5%;
5. La calibration des différents modèles de fondation simplifiés (ressorts couplés, ‘improved apparent fixity’ et modèle de ressorts distribués) basée sur le modèle 3D développé s’est avérée donner une très bonne estimation de la première fréquence naturelle avec un écart maximal d’environ 2,5 %;
6. Les résultats des modèles simplifiés de la superstructure ont montré que la représentation du RNA par une masse localisée avec les propriétés de masse et de moment d’inertie correspondantes (cf. Figure 3, modèle 1) donne une estimation de la première fréquence propre avec un écart de 2,5% seulement. De plus, l’hypothèse de modélisation de la tour avec des éléments de coque 3D (cf. Figure 3, modèle 1) n’améliore pas de manière significative les résultats et ainsi, l’utilisation d’une poutre à sections variables (cf. Figure 3, modèle 2) ayant des propriétés géométriques et massiques comme celles de la tour est suffisante lors du calcul de la première fréquence propre. Enfin, le modèle 3 de la figure 3 à section cylindrique sous-estime de 11,4% la valeur de la première fréquence naturelle de l’OWT;
7. La fréquence propre de l’OWT augmente avec l’augmentation du diamètre extérieur du monopieu et l’épaisseur de la paroi. Cela peut s’expliquer par l’augmentation de la rigidité de la fondation. L’augmentation de la densité relative du sol se traduit par une très faible augmentation de la première fréquence naturelle (d’environ 1,2% lorsque le type de sol passe du sable lâche à un sable très dense);
8. La première fréquence naturelle de l’OWT augmente avec l’augmentation de la longueur enterrée du monopieu, puis elle devient constante au-delà d’une profondeur d’encastrement critique (cf. Figure 5). La valeur limite de la profondeur d’encastrement diminue avec l’augmentation du diamètre du monopieu et avec la densité relative du sable. La constatation liée à la profondeur d’encastrement critique est importante dans le dimensionnement afin d’éviter une sur-longueur inutile de la profondeur d’encastrement du monopieu.