1. 서론
지구온난화와 같은 환경문제와 교토의정서에 따른 탄소배출권의 문제 등에 따른 영향으로 태양광, 풍력, 조력 등과 같은 신재생 에너지에 대한 개발을 위한 노력이 활발히 이루어지고 있다. 그중에서도 풍력에너지의 발전효율이 높은 것으로 나타나 연구가 활발히 진행되고 있으며, 특히 최근에는 대용량 터빈의 설치가 가능하고, 민원의 발생을 최소화할 수 있는 해상풍력에 대한 관심이 높아지고 있다.
WWEA(World Wind Energy Association)의 발표에 의하면 2015년 현재 각국에 설치된 풍력발전 용량은 약 390GW이며, 2014년 새로 설치된 풍력발전기의 용량은 대략 50GW이다. 이러한 증가량은 전년인 2013년 같은 시기에 비해 40%의 성장률을 보인 것이다. 풍력발전의 성장속도는 2009년을 시작으로 해마다 오르고 있으며, 2013년 12.8%에 비해 2014년에는 16%로 빠르게 증가하고 있다(WWEA, 2015).
해상풍력의 경우, 육상에서의 발전시설에 비해 바람의 품질이 우수하고, 건설에 대한 지리적 제약조건과 풍력터빈의 운송 및 설치에 대한 제약이 적은 편이다(Roland Berger, 2013). 유럽의 경우, 2015년 중반 새로운 해상풍력발전의 설치 용량은 전년도 같은 시기 대비 200%에 다다른 것으로 조사되었다(EWEA, 2015). 이러한 관심 증대와 효율성으로 인해 중국은 10GW규모의 신규 해상풍력 프로젝트를 추진하고 있으며, 우리나라 역시 2011년 서남해안 2.5GW 해상 풍력발전단지에 대한 계획을 발표한바 있다(Ocean Insight, 2014).
영국의 에너지 및 기후 변화부(UK Department of Energy and Climate Change)에 따르면, 2015년 2분기에 영국에서는 영국의 전력 생산 부분에서 신재생 에너지가 차지한 비중이 처음으로 석탄 발전 부분을 넘어섰다. Fig. 1에 나타낸 바와같이, 2분기 영국의 전력 생산에서 신재생 에너지가 발전한부분은 19.94TWh로 전체 전력 생산의 25.3%였다. 영국에서 신재생 에너지로 인한 전력 생산은 2014년 2분기 대비 태양에너지 생산은 115%, 풍력 발전은 65.2%, 바이오매스 발전부분은 26.2% 증가세를 보이고 있다. 이는 2015년 1분기의 22%를 초과하는 점유율로서, 이 중 풍력 발전량은 1~3월 저풍속에도 불구하고 해상풍력 확대로 5.3%포인트 증가한 바 있다.
신재생 에너지 중 풍력에너지가 차지하는 비중은 매우 크며, Fig. 2에서와 같이 2015년 2분기의 영국의 신재생 에너지 발전 비중은 육상풍력 31%, 해상풍력 18%로 풍력에너지의 비중이 49%에 달하고 있다.
Fig. 2
Renewables’ Share of Electricity Generation (UK Department of Energy and Climate Change, 2015)
해상풍력발전은 환경법과 육상에서의 공간적 제한으로 인해 점점 해안에서 멀어지는 추세이며 발전 효율성 증대를 위해 발전 터빈, 블레이드 및 지지구조물의 크기가 대형화되는 추세를 보이고 있다(Roland Berger, 2013). 이를 위해서는 보다 높은 높이의 타워가 요구되며 이로 인해 타워 구조물의 세장비 또한 증가하게 되어 보다 큰 강도 역시 요구된다. 기존의 강재로 제작된 타워 구조물의 경우 한계가 있는 것으로 판단되며 Fig. 3과 같이 타워의 좌굴 파괴 위험성도 증가하고 있다. 따라서 이를 극복할 수 있는 경제적이며 안전한 고강도 신형식 지지구조에 대한 개발이 필요하다.
본 연구에서는 기존의 강재타워보다 강도가 높고 안전성이 높은 타워의 개발을 위하여 내부 구속 중공 RC(ICH RC; Internally Confined Hollow Reinforced Concrete)구조를 풍력타워에 적용하였다. 기존 강재타워의 제원을 바탕으로 ICH RC풍력타워를 설계하였으며, 비선형 해석프로그램인 CoWiTA®를 이용하여 개발된 ICH RC 풍력타워의 성능평가를 실시하여 기존의 강재풍력타워에 요구되는 하중에 대하여 저항할 수 있는지 분석하였다(Han, 2015).
2. ICH RC 구조
기둥 중앙이 비어있어 재료절감효과와 자중의 감소로 경제적인 효과를 기대할 수 있는 중공 콘크리트 기둥이 제안되어왔다. 하지만 이러한 구조내의 콘크리트는 연성이 약하여 기둥 내벽에서 취성파괴가 일어날 수 있다. 이는, 기둥의 바깥쪽 횡철근에 의한 구속만이 존재하고 코어 콘크리트가 3축 구속되지 않기 때문이다(Han et al., 2008, 2010). 이러한 내벽의 파괴를 막고자 Han et al. (2008)은 Fig. 4와 같이 내부 강관을 이용하여 중공 콘크리트 기둥 내부의 구속력을 증가시킨ICH RC구조를 제안하고 그 성능을 평가하였다. Fig. 5는 구속된 콘크리트와 구속되지 않은 콘크리트의 응력-변형률 관계 곡선의 차이를 보여준다. 구속 응력은 콘크리트의 강도와 연성을 결정하는데 있어서 큰 인자로 작용하며, 일반적인 RC구조에서는 횡철근에 의해 구속응력이 결정된다.
Fig. 5
Confined and unconfined stress-strain relations for monotonic compression loading (Popovics, 1973)
중공 RC 기둥은 앞서 언급한 바와 같이 매우 경제적이지만 기둥내의 콘크리트가 2축 구속 상태이기 때문에 기둥의 연성능력이 3축 구속 상태일 때의 기둥에 미치지는 못하며, 그 성능을 보장할 수 없다. Fig. 6에 중공 RC 구조에서의 2축 구속콘크리트의 모습을 나타내었다. 축방향과 원주방향의 응력이 작용하지만 방사방향으로는 구속응력이 존재하지 않기 때문에 기둥의 내부에서 취성파괴가 일어날 가능성이 있다.
Fig. 7은 중공 RC 구조의 기둥 내부에 횡철근을 배근하여 3축 구속 상태를 만든 콘크리트를 보여준다. 이러한 경우 인장부재로 사용되는 철근이 압축력을 받게 되고, 내부 콘크리트층이 탈락할 경우 내부의 횡철근이 쉽게 좌굴하게 되어 Fig.8과 같이 취성파괴가 일어날 수 있다. 또한 횡철근이 내부 튜브와 같이 단면의 형상이 아닌 불연속적으로 존재하기 때문에 연속적인 구속효과를 발휘할 수 없다. 따라서 내부의 구속력을 향상시키기 위해서는 Fig. 9에서 나타낸 것과 같이 내부에 튜브형태의 강관을 삽입하는 것이 가장 효과적이다(Han et al., 2008).
Fig. 7
Triaxially Confined State of Concrete in Hollow RC Column with Internal Hoop Reinforcement (Han et al., 2008)
Fig. 8
Biaxially confined state of concrete after buckling of an internal hoop reinforcement (Han et al., 2008)
이러한 ICH RC 구조를 적용한 풍력타워를 설계하고 해석하여 그 성능을 평가하였다. 운영 중에 있는 3.6MW, 5.0MW 풍력터빈을 지지하고 있는 기존의 강재타워와 동일한 직경의 ICH RC 타워 2가지에 대해 단면 설계를 수행하였다. 또한, 3.6MW 터빈을 지지하는 강재타워와 5.0MW 터빈을 지지하는 강재 타워의 평균 직경을 가지는 ICH RC 타워에 대해서도 추가로 단면을 설계하여 비교 및 평가하였다.
3. ICH RC 타워 설계
본 연구에서는 Fig. 10에 나타낸 Kriegers Flak Offshore Wind Farm의 해상풍력 운영 자료를 참고하여 ICH RC 풍력타워를 설계하였다(Ljjj & Gravesen, 2008). Kriergers Flak Offshore Wind Farm의 풍력발전기는 3.6MW와 5.0MW 용량의 터빈이 설치되었으며, 그 제원을 Table 2에 나타내었다.3.6MW 터빈에 대한 풍력타워 하부의 직경과 두께는 각각4,500mm, 30mm이며, 5.0MW 터빈에 대한 풍력타워의 경우는 직경 6,000mm, 두께는 35mm이다.
Table 1
Countries/Regions with over 4GW of Total Installed Capacity by the end of June 2015 (WEEA, 2015)
Table 2
Reference Turbines (Ljjj & Gravesen, 2008)
| Turbine size | 3.6 MW | 5.0 MW |
|---|---|---|
| Output power | 3.6MW | 5.0MW |
| Rotor diameter | 106m | 126m |
| Foundation-tower interface level acc. MSL* | 3.5m | 3.5m |
| Hub height above foundation interface | 72.5m | 82.5m |
| Nacelle mass incl. Rotor | 220tons | 410 tons |
| Tower top diameter/wall thickness | 3.5m/15mm | 4.5m/20mm |
| Tower bottom diameter/ wall thickness | 4.5m/30mm | 6.0m/35mm |
| Tower mass | 220tons | 300tons |
타워의 설계 시 터빈에 의하여 타워하부에 작용하는 설계하중은 모든 외력의 합력이며, 이를 Table 3에 나타내었다. 본 연구에서 설계하는 ICH RC타워의 축방향에 대한 요구강도는 Table 3의 Vertical load를 적용하였으며, 휨강도는 Extreme loads시의 모멘트를 적용하였다.
Table 3
Turbine Loads (Ljjj & Gravesen, 2008)
| Turbine design loads | Vertical load | Extreme loads | ||
|---|---|---|---|---|
| Tower bottom | Level | F_ex | M_ex | |
| 3.6 MW | 15 m | 4.40 MN | 1.42 MN | 89.90 MN-m |
| 5.0 MW | 15 m | 7.10 MN | 2.03 MN | 150.00 MN-m |
3.1 직경, 중공비별 ICH RC 풍력타워 단면 설계
ICH RC 풍력타워의 단면설계는 Kriegers Flak Offshore Wind Farm의 기존 강재 풍력타워와 동일한 직경을 적용하였다. 따라서 3.6MW 터빈의 지지를 위한 ICH RC타워의 직경은 4,500mm(Case 1), 5.0MW 터빈의 경우 6,000mm(Case 3)를 갖도록 하였으며, 3.6MW 터빈을 지지하는 강재 풍력타워의 직경과 5.0MW 터빈을 지지하는 강재 풍력타워의 직경의 평균값 5,200mm ((4500mm+6000mm)/2)을 가지는 ICH RC풍력타워의 경우도 고려하였다(Case 2). Table 4에 ICH RC풍력타워의 터빈 용량별 직경과 중공비의 변화에 따른 하부단면 설계 결과를 나타내었다. D, H/R, D’, Di, fck, fy는 각각 타워의 외경, 중공비, 구속콘크리트의 외경, 콘크리트의 내경, 콘크리트 설계기준 강도, 철근의 항복강도이다.
Table 4
Design of Hollow Ratio Downside Cross-section by Diameter/Hollow Ratio
ICH RC 풍력타워의 단면설계는 위에서 제시한 기본 단면을 시작으로 콘크리트 구조 설계 기준에서 제시하는 규정을 준수하는 가장 최소의 값에 근접하도록 설계하였다. 기존의 강재타워와 동일한 직경(D)을 적용하여 직경에서 콘크리트피복두께를 제외한 직경 D’과 내경 Di는 다음과 같이 계산하였다. 중공비는 타워 단면이 원형인 것을 고려하여 타워의 단면과 중공단면의 직경비로 선정하였다. 콘크리트의 피복두께는 콘크리트구조 설계기준에 의해 타워를 감싸고 있는 횡방향 철근의 바깥쪽으로 부터 80mm로 하였다.
전체 단면적(Ag)은 아래와 같이 계산되며, 종방향 철근의 단면적(As)과 순수 콘크리트의 단면적(c)을 계산하기 위해 콘크리트구조 설계기준을 따르는 철근비(0.01< ρ <0.08)를 사용하였다.
콘크리트구조 설계기준에서 제시한 나선철근의 규정을 적용하여 횡방향 철근비를 계산하면 다음과 같으며, ρs,min는 나선철근비의 최소값이다. 여기서 나선철근의 설계기준항복강도 fy는 700MPa 이하로 하여야한다.
Eqs. (1)~(10)을 이용하여 ICH RC 풍력타워의 단면을 설계하였으며, 그 결과를 Table 5~Table 7에 나타내었다. 콘크리트 구조설계 기준을 따르는 철근비를 최소값 0.010부터 0.002씩 0.011까지 증가시켜나가며, 종방향 철근비, 철근 개수, 횡방향 철근 배근 간격을 산정하였다. 단면 설계에 사용된 철근은 국내에서 사용되고 있는 이형철근으로 단면을 산정하였으며, 경제성과 콘크리트 단면적 및 철근 간격을 고려하여 철근의 크기 및 종류를 결정한다.
Table 5
Cross-section Design with Diameter of 3.6MW Wind Tower
Table 6
Cross-section Design with Diameter of Average (3.6MW+5.0MW)/2 Wind Tower
Table 7
Cross-section Design with Diameter of 5.0MW Wind Tower
설계단면에 대한 해석은 공인기관에서 해석결과 신뢰성을 인증받은(Korean Register, 2013) CoWiTA®를 이용하였으며, Table 5~Table 7의 단면설계 결과들 중 필요한 종철근의 개수결과가 최대값과 최소값의 평균인 단면설계(음영처리 부분)에 대하여 선택적으로 실시하였다.
내부강관의 두께는 CoWiTA®를 이용하여 최소 필요 값을 계산하였으며, 항복을 극복하기 위한 내부강관의 최소 두께와 좌굴항복 극복을 위해 필요한 내부강관 튜브의 최소 두께를 Table 8에 나타내었다. CoWiTA®에서 사용된 콘크리트와 철근의 속성은 각각 콘크리트 압축강도 27MPa, 철근과 내부 강관튜브의 항복강도 300MPa, 극한강도 400MPa, 탄성계수 210GPa이다. 해석 결과로 얻은 내부강관의 최소 두께를 선택한 설계모델에 적용하여 각각의 단면을 해석하였다. 그 결과를 Fig. 11과 Fig. 12에 나타내었으며, 대부분의 경우 요구 휨강도에 만족하는 것으로 나타났다. 또한 ICH RC 풍력타워는 기존의 강재타워에 비해 더 큰 하중에도 견딜 수 있는 해석결과를 보여주었다.
Table 8
Thickness of Inner Tube
Fig. 11의 P-M 상관도 결과에서 축력에 대한 ICH RC타워의 저항능력은 강재타워에서의 요구 축력 4.40MN과 7.10MN에 비해 상당히 높은 것으로 나타나 요구 축력에 대해서는 ICH RC타워가 충분히 성능을 발휘하는 것으로 확인되었다. 중공비에 따라 최대 200% 이상의 moment에도 ICH RC타워가 요구하중을 이겨내는 것으로 나타났으며, Fig. 12에 나타낸 moment-curvature결과에서 3.6MW 용량의 터빈을 지지하기 위해서는 중공비 90%이하인 경우 기존의 강재타워와 같은 직경의 ICH RC타워 모두 요구하중의 지지가 가능한 것으로 나타났다.
3.2 대변위 효과를 고려한 ICH RC풍력타워 해석
상부로 갈수록 좁아지는 형태의 세장비가 존재는 풍력타워는 로터, 너셀, 허브와 같은 상부 구조물의 무게로 인한 중력과 터빈의 추력으로 발생하는 변위에 의하여 추가 모멘트가 발생한다. 이러한 대변위 효과가 발생하는 경우 Fig. 13과 같이 횡변위는 터빈 무게와 중력에 의한 축력 모멘트 팔길이로 볼 수 있다. 타워의 안정성을 위해서는 이러한 대변위 효과에 의하여 추가적으로 발생하는 모멘트에 대한 해석이 필요하다. 이를 위하여 위에서 제시한 단면설계에 대변위 효과를 적용하여 CoWiTA®를 통해 재해석한 결과를 Fig. 14에 나타내었다. Fig. 13의 대변위효과가 고려되지 않은 결과와 비교하였을 때 타워 상부에서의 횡변위가 증가함에 따라 그 결과의 차이가 발생하는 것을 확인할 수 있다.
해석결과, 3.6MW 터빈을 지지하기 위한 ICH RC 풍력타워는 강재타워와 같은 크기의 직경을 가지며 중공비가 80% 이하인 경우 적용 가능하였고, 5.0MW은 기존의 강재타워보다 더 작은 크기의 직경(3.6MW, 5.0MW 강재타워 직경의 평균; 5.2m)을 가진 ICH RC 풍력타워가 중공비를 80%이하로 설계되는 경우 적용 가능한 것으로 해석되었다. 5.0MW 강재타워와 같은 직경을 가지는 경우는 중공비에 관계없이 모두 요구하중을 만족하는 것으로 나타났다.
3.3 높이별 ICH RC 풍력타워 단면설계
ICH RC 풍력타워의 하부 직경에 따른 단면설계는 타워의 최상부로 갈수록 매우 과다한 설계를 유발한다. 이에 풍력타워의 높이를 Fig. 15와 같이 4등분하여 각 모듈에 대해 단면설계를 수행하였으며, 하부와 상부에 사용된 철근의 직경 및 횡방향 철근비는 동일하다. 대변위에 의한 영향을 고려한 결과 중에서 기존 3.6MW 강재타워와 동일한 직경의 중공비 80%의 ICH RC타워(Case A)와 3.6MW와 5.0MW기존 강재타워의 평균 직경을 갖고 중공비 80%인 ICH RC타워(Case B)를 선택하여 타워 높이별 단면을 설계하였다. 각 모듈에 대해서 하부단면과 상부단면을 설계하였으며, 상부로 갈수록 종철근의 개수가 감소하도록 하였다. 종철근의 배근 간격은 시공의 편이성을 고려하여 하부에서 상부로 올라가면서 대칭적으로 철근의 개수를 4개씩 감소시켰다. Table 9와 Fig. 16~Fig. 17에 선택한 ICH RC 풍력타워에 대한 모듈별 단면설계 결과를 나타내었다. Fig. 16과 Fig. 17의 좌측 열은 각 모듈의 하부단면을 나타내고, 우측 열은 상부단면을 보여준다.
Table 9
Selected ICH RC Wind Tower Cross-section Design at each Height
선택된 ICH RC 풍력타워의 모듈화된 설계단면에 대하여 성능평가를 수행하였다. Table 10과 Fig. 18은 기존의 강재타워에서 요구되는 하중과 각 모듈에 대한 해석을 통하여 얻은 높이별 ICH RC 풍력타워의 강도성능에 대한 결과를 나타낸 것이다. Fig. 18에 나타난 바와 같이, 선택된 모듈형 ICH RC 풍력타워는 각 높이에서 요구강도를 만족하는 것으로 나타났다.
4. 결론
본 연구에서는 ICH RC 구조를 적용한 풍력타워를 제안하고, 기존의 강재타워의 재원을 기준으로 더 경제적이면서도 성능이 우수한 타워의 단면설계를 실시하여 그 설계안을 제시하고 성능을 확인하였다.
각각 기존의 3.6MW와 5.0MW 용량의 터빈을 지지하는 강재타워와 동일한 직경, 그리고 두 타워의 평균 직경을 가지는 ICH RC 풍력타워를 중공비 변화에 따라 설계하였다. 내부 강관 튜브의 두께는 CoWiTA®를 이용하여 설계기준에 부합하는 범위 내에서 최소 두께를 사용하였으며, 타워의 대변위에 의한 영향을 고려하였다.
제안된 설계안과 CoWiTA®를 이용하여 P-M상관도 및 모멘트-곡률 관계를 해석한 결과, 용량 3.6MW의 경우 기존 강재와 동일한 직경의 ICH RC 풍력타워는 중공비 80%이하로 설계하는 경우 기존의 하중조건을 만족하는 것으로 나타났다. 또한 5.0MW 터빈을 지지하기 위한 ICH RC 타워는 기존의 5.0MW 타워보다 약 88%의 직경에도 하중조건을 만족시키는 것으로 나타나 ICH RC 풍력타워의 경제성과 성능을 확인하였다.
타워 설계 시 과다 발생하는 단면설계로 인해 이를 모듈화하여, 그 상부와 하부에 대한 단면설계를 제안하였다. 3.6MW, 5.0MW 풍력타워의 하중조건을 모두 만족하며 가장 큰 중공비로 경제성이 높은 경우의 단면설계를 선택하여 대변위 효과를 포함한 성능평가를 실시한 결과, 모듈 각각의 높이에서 요구 모멘트의 최소 105%에서 최대 298%까지 만족하는 것으로 나타났다.
도출된 설계안과 해석 결과, ICH RC 구조가 기존의 강재타워에 비해 직경을 감소시켜 적용할 수 있으며, 경제적인 면에서도 보다 우수할 수 있음을 나타내었다. 이로서 ICH RC 구조가 해상풍력 타워 적용이 가능하다는 것을 보여주었다.
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