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J. Korean Soc. Hazard Mitig. > Volume 16(6); 2016 > Article
고성능 시멘트 그라우트로 충진된 풍력타워 연결부의 정적 및 피로 부착특성

Abstract

In this study, authors developed a high-performance fiber reinforced grout for applying the steel tube connections of offshore supporting structure and then conducted a bond tests for verifying the static and fatigue behavior of the grouted connection. The cement grout is composed with portland type 1 cement, alumina cement, silka fume, and added steel fiber to enhance the strength and toughness of grout and the compressive strength at 28day is at least 130MPa. Experimental variables for bond test are adopted aspect ratio (0.013 and 0.056) of shear key in steel connection, aspect ratio (30 to 67) and volume fraction (0.5, 0.9 and 2.3%) of steel fiber. The specimen with 2.3% fiber volume fraction and 0.056 aspect ratio of shear key has highest bond strength than other specimens and the fatigue life under cyclic loads up to 65% of ultimate strength is more than 1,600,00 cycles.

요지

본 연구에서는 고성능시멘트 그라우트를 개발하여 해상 지지구조물 강재 튜브연결부에 적용하고자 하였으며, 그라우트에 의한 연결부의 정적 및 피로부착거동을 분석하기 위하여 부착실험을 수행하였다. 시멘트 그라우트는 인성과 강도를 높이기 위하여 1종 포틀란트 시멘트와 알루미나 시멘트 및 실리카 흄과 함께 강섬유를 사용하였으며, 130MPa이상의 28일 압축강도를 발현하였다. 부착강도 실험시 실험변수는 연결부 전단키의 형상비, 섬유혼입율과 섬유형상비를 적용하였다. 전단키의 형상은 0.013, 0.056이었으며, 섬유형상비(l/d)는 30~67, 섬유혼입율은 0.5%,0.9%,2.3%를 사용하였다. 실험결과 섬유혼입율 2.3%이상, 전단키 0.056인 경우의 부착강도가 가장 높게 나타났으며, 최대정적강도를 보인 실험변수의 피로수명 역시 응력수준 65%에서 1,600,000회 이상의 수명을 나타내었다.

1. 서론

탄소저감을 위한 신재생에너지 발전량 증대는 전세계적인 추세로서 지난 10여년동안 우리나라에서도 해상풍력발전에 대한 관심과 수요가 증가하고 있다. 특히 서남해안과 제주도지역은 상대적으로 우수한 풍력자원을 갖고 있기 때문에 다수의 발전단지들이 계획, 개발되고 있다. 해상풍력발전은 육상과 비교하여 지형의 영향을 크게 받지 않으면서 지속적인 풍력발전이 가능한 장점이 있으며, 상대적으로 환경파괴와 민원발생의 정도가 낮다. 그러나 해저지반에 풍력발전용 지지구조를 설치해야하기 때문에 육상과 비교하여 지반조건에 따라 모노파일, 자켓 또는 중력식 등의 다양한 지지구조들이 적용되고 있으며(EWEA, 2011, Tziavos 2016), 현재까지는 시공의 효율성 등으로 인하여 모노파일 및 쟈켓식 지지구조가 많이 적용되고 있는 상태이다.
모노파일 지지구조는 수심 30m 이하에서 경제성을 갖는 것으로 알려져 있으며, Fig 1과 같이 원형강관을 연약지반에 삽입한 후 강관 연결부(Transition Piece)를 파일 외부에 거치시키고 그라우트로 부재를 일체화시키게 된다.(DNV 2011, IEC61400, 2009) 그라우트는 터빈과 타워에 발생하는 축력과 휨응력을 모노파일에 전달해주는 것과 함께 타워의 수직도를 보정해야 하기 때문에 충분한 강도와 인성 및 내구성을 확보하고 있어야 한다.(Cotardo et al 2016; Lohaus, 2006; Lotsberg, 2010)
Fig. 1
Typical Grouted Connection of Monopile Foundation for offshore Wind Power[Gupta et al 2015].
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연결부(TP)를 위한 그라우트 재료에 대한 개발, 거동해석 및 설계기법 연구는 대부분 유럽을 중심으로 수행되고 있으며(Dallyn, et al 2015; 2016; Hordyk 1996), 국내 고성능 그라우트 기술개발은 아직 시작단계에 있다.(Kang et al 2010; Oh et al 2014) 본 연구에서는 국내에서 개발된 고성능 그라우트의 재료적 측성을 평가한 후 축소모형 연결부 실험체에 적용하여 그라우트 연결부의 정적 거동과 피로거동 특성을 실험적으로 분석하고자 하였다.

2. 그라우트 역학적 성질

2.1 그라우트 설계

풍력발전기의 지지구조 연결부는 타워와 연결된 슬리브(sleeve)와 기초부의 파일(pile)로 구성되며, 두 개의 강관 사이에 충진되는 그라우트에 의하여 구조적으로 일체화된다.(Anders and Lohaus, 2008; Lotsberg et al, 2012) 그라우트 연결부는 풍력에 의한 횡적 모멘트와 터빈과 타워 등의 자중 등에 의한 수직력이 동시에 작용하기 때문에 강관사이의 전단키의 유무와 그라우트의 역학적 성질이 중요한 설계인자로 작용하게 된다.(Nedžžad, 2009; NORSOK 2009) 따라서 본 연구에서는 시멘트 그라우트에 강섬유를 혼입하여 모노파일 연결부의 구조적 성능을 향상시키고자 하였다.
고성능그라우트에는 1종 포틀랜트시멘트와 CSA계 시멘트, 알루미나시멘트, 고로슬래그와 실리카퓸 등이 사용되었으며, 각 재료별 화학조성은 Table 1에 정리하였고, 1종 포틀랜트 시멘트의 응결시간 및 재령별 시멘트의 압축강도는 Table 2에 정리하였다. 그라우트에는 강도 발현을 위하여 Ko et al(2013)의 연구에서 사용된 직경 2.0mm미만의 제강슬래그를 잔골재로 활용하였으며, 성질은 Table 3에 나타내었다.
Table 1
Chemical Compositions of Developed High-Performance Cementeous Grout.
Materials Specific Gravity (g/cm2) Blaine (cm2/g) Chemical Compositions (%)
SiO2 Al2O3 Fe2O3 CaO MgO SO3 Ig-loss
OPC 3.15 3,360 16.00 4.52 3.39 66.80 3.59 3.36 2.34
CSA 2.92 2,780 1.58 12.70 0.64 57.20 1.38 25.80 0.70
Alumina Cement 3.03 4,831 4.00 51.20 0.83 40.00 0.49 0.16 3.32
Slag Powder 2.97 3,346 31.50 13.80 1.08 44.30 2.91 3.90 2.39
Silica Fume 2.26 224,300 96.90 0.13 0.12 0.63 0.23 0.30 1.69
Table 2
Setting Time and Compressive Strength of Used Type 1 Portland Cement.
 Test method  Results
Setting time Inintial KS L 5103 3:05 (hr)
Final 4:15 (hr)
 Compressive test  1 days KS L ISO 679 12.1 (MPa)
7 days 44.7 (MPa)
 28 days  52.1 (MPa)
Table 3
Material Properties of Steel Slag Aggregate.
 Maximum size of aggregate (mm)  2
Absolute dry density (g/cm3) 3.56
Surface density (g/cm3) 3.57
Water absorption ratio (%) 0.42
Fineness modulus 3.10
Unit volume mass (kg/cm3) 2,263
Percentage of solid content (%)  63.75 
Percentage of fine particle (%) 0.45
Soundness (%) 2.6
그라우트 연결부는 다축응력을 받는 구조이기 때문에 그라우트의 높은 압축강도와 균열후의 충분한 인성을 확보하기 위하여 Fig. 2에 나타낸 것과 같은 강섬유를 사용하여 균열이후의 인성을 확보하고자 하였다. 그라우트 개발시에는 섬유의 길이/직경이 20/0.3인 직선강섬유를 섬유혼입율은 0%, 0.5%, 0.9%, 1.8%와 2.3%를 적용하였으며, “KS F 2476 시험방법”에 준하여 혼합을 실시하였다. Table 4에는 그라우트 배합을 정리하였다.
Fig. 2
Steel Fiber.
KOSHAM_16_06_281_fig_2.gif
Table 4
Grout Mix Design.
Series W/B (%) Fiber Volume Fraction (%) Unit weight (kg/m3)
Binder Fine aggregate Water Steel fiber
Mix 1-0.0% 9 0 1349 1149 225 0
Mix 2-0.5% 9 0.5 1343 1144 224 37
Mix 3-0.9% 9 0.9 1337 1139 223 74
Mix 4-1.8% 9 1.8 1325 1129 221 147
Mix 5-2.3% 9 2.3 1319 1124 220 183

2.2 역학적 성질

시험배합된 그라우트는 작업성을 평가하기 위하여 강섬유가 혼입되지 않은 Mix 1에 대하여 ‘KS F 4044’에 따른 유동성 실험과 응결시간을 평가하였으며, 유동성은 270mm이고, 초결과 종결은 2시간 5분과 2시간 30분으로 적절한 작업성을 갖는 것으로 나타났다. 사용된 제강슬래그는 유동성과 재료분리 저항성에서 Lee et al(2014)의 연구와 같이 충분한 성능을 나타냈다. 또한 내구성 평가를 위하여 동결융해저항성을 평가한 결과 Fig. 3과 같이 동결융해에 따른 동탄성계수 저하와 강도저하는 없는 것으로 분석되어 내구성을 확보한 것으로 분석되었다.
Fig. 3
Relative Dynamic Elasticity Modulus of Cement Grout.
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그라우트는 스테인레스 강섬유(Stainless Steel Fiber)의 첨가에 따른 물리성능을 알아보기 위해 KS 기준에 따라 압축강도, 인장강도, 휨강도 시험을 실시하였다. 양생기간에 따른 강도특성과 압축강도와 직접인장강도 및 휨인장강도와 관계는 각각 Table 5Fig. 4에 정리하였다.
Table 5
Strength Development according to the Curing Time.
Series Ave. Compressive Strength (MPa) Ave. Direct tensile Strerngth (MPa) Ave. Flexural Strength(MPa)
1 days 7 days 28 days 1 days 7 days 28 days 1 days 7 days 28 days
Mix 1 99.0 126.5 132.1 5.1 7.7 7.5 13.4 18.6 23.4
Mix 2 102.2 132.6 133.5 4.8 7.7 8.7 12.5 19.4 22.5
Mix 3 109.7 137.2 141.1 5.6 7.5 9.7 11.8 17.4 21.4
Mix 4 111.5 134.6 142.2 6.6 8.0 9.1 12.4 18.2 22.7
Mix 5 116.7 138.6 145.0 8.7 8.6 9.6 12.3 16.9 20.8
Fig. 4
Comparison of Strength Ratio between Compressive, Direct Tensile and Flexural Strength.
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강섬유 혼입에 의해 압축강도 및 인장강도 모두 증가하는 것으로 나타났으나, 혼입율 0.5%의 경우는 증가정도가 높지 않았다. 재령 28일 강도에 대한 재령 1일에서 압축강도 발현 정도는 섬유혼입율이 증가함에 따라 강도가 높게 발현되는 것으로 분석되었다. 0.9%이상 강섬유를 혼입한 경우 강도 140MPa 이상 발현되어 연결부 그라우트로서 충분한 강도를 확보한 것으로 판단된다. 직접인장강도/압축강도의 비의 경우에는 재령 1일에서 혼입율이 증가할수록 강도비가 약간 증가하는 것으로 나타났으나, 7일과 28일 강도에서는 혼입율에 따른 변화가 거의 없는 것으로 분석되었으며, 휨강도/압축강도비의 경우에는 혼입율 증가에 따라 강도비가 감소하는 것으로 나타나, 휨실험체의 상대적 크기영향과 함께 섬유의 뭉침 또는 배열의 영향 등에 의하여 휨강도가 다소 감소하는 것으로 분석되었다.

3. 그라우트 연결부 부착 거동

3.1 실험계획 및 변수

최근 많이 고려되고 있는 해상풍력발전기 용량은 일반적으로 NREL에서 제시하고 있는 5MW 발전기를 기준으로 하고 있으며, 이때 그라우트 연결부의 일반적인 제원은 외부강관 직경 6.0m 내외, 그라우트 길이와 두께가 각각 10m와 125mm 내외로 설계되고 있다.(Espinosa, 2012; Jonkman et al 2009) 그러나 실험실에서 이와 유사한 단면에 대한 부착실험을 하기에는 불가능하기 때문에 본 연구에서는 기존의 연구(Oh et al, 2014)와 같이 Fig. 5와 같은 단면의 축소모델을 사용하여 정적과 반복하중에 대한 부착강도 특성을 평가하고자 하였다.
Fig. 5
Specimen Configuration for Bond Test of Grouted Steel Tube Connection.
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부착실험체 제작시 강관에 변형이 발생하지 않도록 하기 위하여 SS490 강재를 사용하여 DNV 규정의 경계조건을 토대로 Dp = 60.3mm와 Ds = 114.3mm으로 제작하였다. 파일(Pile)과 슬리브(Sleeve)의 벽두께는 각각 최소 6mm과 6.4mm를 만족하도록 제작하였고, 그라우트 두께는 19mm를 확보할 수 있도록 하였다.
Oh et al(2014) 실험에서 전단키가 강도에 크게 영향을 미치는 것으로 분석되었기 때문에 전단키 높이와 간격의 비(h/s)가 0.013과 0.056인 실험체를 제작하였다. 전단키의 형상은 직사각형형태를 기본으로 하였으며, 전단키 형상이 원형으로 한 경우 (Table 6의 실험체명에 C로 표기)에 대해서도 부분적으로 실험을 실시하였다. 연결부 부착실험시에는 그라우트와 동일한 배합에 길이/직경이 6/0.2, 12/0.3, 16/0.3과 20/0.3의 직선강섬유와 20/0.5의 훜트강섬유를 사용하여 섬유 혼입률 0.5%, 0.9% 및 2.3%에 대하여 정적부착거동을 실험적으로 분석하였다.
Table 6
Static Bond Test Results.
1st Peak Str.  Max Str.  Slip at 1st  Toughness Index  Ductility at
(MPa) (MPa) Peak(mm) I5 I10 I20 slip 5mm
0-0-0.013 9. 00 15.34 0.39 7.29 12.37 - 54.21
0.5-12/0.3-0.013 11.36 14.14 0.17 8.05 16.14 28.20 52.05
0.5-16/0.3-0.013 13.92 15.86 0.42 7.29 13.28 - 61.46
0.5-20/0.3-0.013 11.81 15.59 0.20 10.30 22.56 40.85 62.52
0.9-12/0.3-0.013 11.70 16.16 0.17 9.85 21.82 42.26 69.05
0.9-16/0.3-0.013 16.22 17.29 0.60 6.79 12.34 - 68.43
0.9-20/0.3-0.013 10.62 15.78 0.15 10.51 23.04 41.77 57.36
0-0-0.056 26.19 29.69 0.18 6.44 13.83 26.26 113.45
0-0-0.056C 22.92 24.99 0.18 6.67 13.95 26.94 108.58
0.5-12/0.3-0.056 23.59 28.26 0.37 8.31 14.27 20.04 93.09
0.5-16/0.3-0.056 24.84 29.67 0.37 8.49 16.92 28.65 120.48
0.5-20/0.3-0.056 25.16 27.08 0.27 8.45 16.53 28.06 102.24
0.9-6/0.2-0.056 25.80 35.30 0.09 4.47 10.22 18.57 137.7
0.9-6/0.2-0.056C 26.23 30.85 0.17 5.91 11.80 20.96 119.9
0.9-12/0.3-0.056 25.89 27.72 0.34 7.85 14.56 24.19 105.27
0.9-16/0.3-0.056 23.97 29.71 0.31 8.68 18.19 34.25 123.76
0.9-H20/0.5-0.056 28.64 29.60 0.26 5.12 9.93 18.87 135.14
0.9-20/0.3-0.056 27.48 29.83 0.38 7.87 14.47 22.10 112.34
2.3-6/0.2-0.056 25.52 35.75 0.22 6.46 12.26 23.03 144.41
2.3-6/0.2-0.056C 26.96 35.64 0.07 6.71 12.91 25.13 146.76
2.3-20/0.3-0.056 26.03 37.36 0.09 3.20 6.19 10.51 154.50
2.3-H20/0.5-0.056 26.28 34.71 0.17 8.11 15.87 29.17 146.46

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정적부착강도 시험은 UTM을 이용하여 Fig. 6과 같이 변위제어로 분당 0.2mm로 속도로 하중을 재하하면서 변위측정기를 설치하여 슬립 양을 측정하였다. 정적부착실험의 변수 및 결과는 Table 6에 정리하였다. 실험변수중 기준실험체 및 섬유혼입율 0.5%와 0.9% 중 일부 실험체는 Oh et al (2014)의 실험체와 동일한 실험체이나, 본 연구에서는 섬유형상비와 섬유 종류에 따른 부착강도변화와 각 변수별 에너지소산 능력에 대하여 평가하고자 하였다. 반복하중에 대한 실험체의 거동은 정적시험변수 중 정적강도가 높고 안정적인 파괴형상을 나타낼 것으로 예측된 2.3-20/0.3 - 0.056에 대하여 정적강도 65%과 88%의 하중을 실험체가 파괴될 때까지 반복재하하였다. 가력시의 응력수준은 탄성거동 범위의 하중과 초기 가력에 의하여 비탄성 거동을 나타낼 수 있는 하중을 선택하였다.
Fig. 6
Specimen Set-Up for Bond Test.
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3.2 정적부착 실험결과

정적부착실험 결과는 그라우트 내부에 초기손상이 발생하는 초기강도와 최대강도로 평가하였다. 초기강도시 슬립량을 기준으로 응력-슬립곡선상의 면적으로부터 Fig. 7과 같은 방법으로 초기슬립의 5배, 10배 및 20배에서의 인성지수를 평가하였으며, 총슬립량 5mm에서의 전체 에너지량을 연성지수로 평가하여 Table 6Fig. 8에 정리하였다.
Fig. 7
Toughness Index from Bond Stress and Slip Curve.
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Fig. 8
Bond Strength and Toughness Index.
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콘크리트 파괴시의 에너지 소산능력을 평가하는 인성은 휨파괴 특성 평가시에 적용하는 것이 일반적이나, Kim et al.(2013)와 같이 부착파괴시의 에너지 능력을 평가하는 경우에도 적용할 수 있다.
초기부착강도와 최대부착강도는 전단키의 형상비가 높을수록 강도가 높게 나타났으며, 사각형과 원형전단키 사이의 거동 차이는 거의 없는 것으로 관찰되었다. 강섬유혼입율 증가에 따라 초기강도는 거의 변화가 없었으나, 최대강도는 약간 증가하였다. 섬유혼입률 2.3%에서 부착강도가 가장 높게 나타났으며, 섬유형상과 형상비에 의한 강도변화는 크지 않는 것으로 분석되었다.
초기손상이후의 에너지 소산능력을 평가한 인성은I10에 대하여 Fig. 8에 도시하였다. 초기강도와 슬립량이 상대적으로 작았던 전단키 0.013 계열 실험체의 인성이 상대적으로 높게 나타났고, 최대강도가 높은 전단키 형상비가 0.056계열의 경우가 상대적으로 낮게 나타났다. 또한 초기강도와 최대강도의 차이가 많은 변수들에서 인성이 작게 산정되어 섬유혼입율 및 전단키 형상 등에 의한 강도증진효과는 있으나, 섬유뽐힘 및 전단키 맞물림 등에 의한 인성증진 효과는 거의 없는 것으로 분석되었다.
대표변수 실험체들의 응력-슬립 관계는 Fig. 9에 정리하였다. 초기균열강도에서의 탄성슬립은 대다수의 실험체에서 0.5mm이하인 것으로 나타났으며, 최대강도에서의 슬립은 0.5mm~1.5mm 범위에 있는 것으로 나타났다. 따라서 향후 실제구조물에 적용을 위해서는 다양한 변수에 대한 연구를 통하여 그라우트의 파괴기준을 탄성슬립량을 기준으로 한계슬립을 설정하는 것이 적합할 것으로 판단된다.
Fig. 9
Typical Bond Strength and Slip Relationship.
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섬유가 혼입되지 않는 변수들의 경우 최대강도 이후 전단키 사이에서 그라우트가 전단파괴되면서 톱니형태로 감소하였으며, 전단키가 원형이 경우에도 이와 유사한 응력-슬립곡선을 나타내었다. 이에 반하여 섬유혼입 실험체의 경우에는 최대 강도 이후 섬유 뽐힘 및 균열 브릿징 등에 의하여 완만하게 감소하여 보다 안정적인 파괴형태는 갖는 것으로 나타났다.
반복응력하에서의 그라우트의 부착특성을 평가하기 위하여 Fig. 5의 실험체에 정적부착강도가 높게 나타난 2.3-20/0.3-0.056 변수에 대하여 최대강도에 대한 응력수준 65%와 88%로 파괴가 발생할 때까지 반복가력하였으며, 재하속도는 2Hz를 적용하였다. 실험결과 응력수준 65%의 실험체는 각각 2,000,000만회와 1,600,000만회의 반복하중성능을 나타내었으며, 응력수준 88%의 실험체는 560,000회의 수명을 나타내었다. 하중반복횟수별 응력-슬립의 관계는 Fig. 10에 정리하였으며, 횟수별 누적슬립량의 변화는 Fig. 11에 도시하였다. 피로거동에서 응력수준 65% 실험체의 응력-슬립은 파괴전까지 탄성구간내에서 거동하였으며, 파괴직전에만 누적슬립량이 급하게 증가하였다. 응력수준 88%의 실험체는 1회 재하시에 변위가 탄성범위를 초과한 후 1,000회에서 다시 슬립량이 증가한 후, 500,000회 이후에 파괴에 도달하는 것으로 나타났다. 제한된 반복하중 실험결과, 응력수준 60%내외서 반복축력에 대한 피로저항 성능을 갖고 있는 것으로 분석되었으며, 누적변위 0.1 mm 이상에서 탄성파괴를 초과하여 피로파괴형태로 변화되는 것으로 분석되었다.
Fig. 10
Bond-Slip Curve of Specimen under Repeated Loading.
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Fig. 11
Cumulative Slip of Specimens under Repeated Loading.
KOSHAM_16_06_281_fig_12.gif

4. 결론

제강슬래그와 강섬유를 활용하여 개발된 고성능 그라우트는 섬유혼입율 0.9%이상에서 28일 강도 140MPa를 상회하는 것으로 관찰되었으며, 동결융해 저항성도 충분한 것으로 분석되었다. 인장강도와 휨강도의 경우에는 배합시의 섬유뭉침과 배향성 등에 의하여 혼입율 1.8% 이상에서 증가정도가 둔화되는 것으로 나타났다.
해양구조물을 위한 부착강도 실험결과, 초기 탄성강도 이후에 전단키 사이의 그라우트 전단 파괴가 발생할 때까지 강도가 증가된 후 섬유 맞물림 및 뽐힘 등에 최종파괴에 도달하였으며, 최종파괴시의 슬립량은 0.5~1.0mm 정도인 것으로 관찰되었다.
섬유혼입에 의한 강도 증가는 섬유혼입율 2.3%에서 가장 크게 나타났으며, 0.5%와 0.9%의 경우에는 섬유에 의한 강도차이는 미소한 것으로 분석되었다.
섬유혼입량에 따라 그라우트의 휨인성은 일부 증가하나 부착파괴시의 인성은 거의 변화가 없는 것 분석되었으며, 이는 부착파괴거동이 전단키 사이의 그라우트의 전단파괴에 기인하기 때문에 섬유의 뽑힘 또는 브릿징 효과가 제한적이었기 때문으로 판단된다.

감사의 글

본 연구는 경남과학기술대학교의 2016년 대학회계연구비지원에 의해 수행되었습니다.

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