1. 서 론
최근 풍력발전의 고효율화와 에너지 생산비용 절감을 위해 풍력발전 터빈의 크기와 블레이드의 길이가 계속해서 증가하는 경향이다(Wiser et al., 2016). 이에 따라 터빈을 지지하는데 필요한 타워의 높이 또한 증가하고 있으며, 높은 세장비로 인하여 풍력타워의 파괴가 발생하는 경우가 종종 발생하면서 기존의 강재 타워의 한계점이 드러나고 있다 (Robertson, 2012; reNews.BIZ, 2019). 따라서 이를 극복하기 위하여 안전성 확보와 경제성이 높은 고강도의 신형식 구조 가 필요하다.
기존의 콘크리트 기둥에 철근 또는 강재를 적절하게 적용 하여 기둥의 강도를 증진시키고 구조안전성의 증진시키는 신형식 구조 개발을 위한 많은 연구들이 진행되어왔다. 그중 하나인 Double-Skinned Composite Tubular (DSCT)는 Shakir-Khalil and Illouli (1987)에 의해 제안하였으며, 구속 효과를 고려한 DSCT 기둥의 거동분석(Han et al., 2007) 및 풍력발전 타워에 적용한 사례에 대한 연구도 수행되었다 (Hong et al., 2018; Kim et al., 2018). 그 외에도 내부구속중공 콘크리트 (ICH RC) 구조가 Han et al. (2008)에 의해 제안되었 으며, ICH RC구조를 풍력타워에 적용하여 단면을 설계하는 연구도 진행되었다(Kim et al., 2016).
ICH RC 타워는 Fig. 1에서와 같이 중공 단면의 철근 콘크리트와 내부 튜브로 이루어지는 구조이다. 기존의 일반 중공 콘크리트 기둥의 경우와 달리 내부 튜브로 인하여 내측부분이 연속적으로 구속되기 때문에 중공부에서 파괴 되는 것을 방지할 수 있으며, 콘크리트부를 3축 구속 상태에 놓이게 하여 기둥의 강도와 연성도를 증진시킨 구조이다 (Han et al., 2008). 강재타워에 비하여 상대적으로 큰 자중을 가지고 있어 일체형 타워의 시공을 위해서는 특수 대형장비 가 필요하며, 또한 해상풍력타워로 적용하는 경우 해상에서 콘크리트를 타설해야하기 때문에 특수선박이용 등으로 인 하여 많은 제작비용이 요구된다. 따라서 시공 및 운반의 용이성을 위하여 타워를 모듈화하여 조립 시공하는 것이 경제적이고 합리적일 수 있다(Lawson and Richard, 2010; Smith, 2010). 모듈화 시공을 위해서는 모듈간의 연결부가 필요하며, 일체형 타워와 동일한 강도를 유지할 수 있는 연결부의 개발과 그에 따른 설계가 필요하다.
본 연구에서는 1기의 일체형 기둥 시험체(SP-S)와 서로 다른 방법으로 모듈을 연결한 모듈화된 기둥 시험체 2기 (SP-MP, SP-MF)를 제작하여 준정적 실험을 통해 각각의 결과를 비교하여, 개발된 연결부를 이용한 모듈형 ICH RC 기둥의 성능을 확인하고자 하였다.
2. 시험체 설계 및 제작
시험체의 제원은 준정적 시험을 위한 시험장소의 전단벽 및 엑츄에이터의 용량과 같은 환경조건을 고려하여 선정하 였다. 그 결과 시험체의 기초부에서 가력부까지의 높이와 외경을 각각 2,250 mm, 600 mm로 선정하였으며, 중공비 75%를 적용하여 내경을 450 mm로 설계하였다.
이를 바탕으로 콘크리트구조기준(KCI, 2012)에 제시되어 있는 규정을 준수하는 범위 내에서 각 부재의 제원을 가장 최솟값에 근접하도록 시험체의 단면을 설계하였다. 콘크리 트구조기준에 따라 철근비를 선정하여 종철근의 개수와 횡철근 간격을 결정하였으며, 종철근비는 설계기준(0.01 < ρ < 0.08)의 최솟값인 0.01에 안전율 1.2를 적용하여 0.012를 사용하였다. 직경 16 mm 종철근을 30° 간격으로 12개 배치하 였으며, 콘크리트 피복의 두께는 40 mm로 하였다. 세 시험체 모두 동일한 단면으로 제작되었으며, Fig. 2에 시험체의 단면을 나타내었다. 횡철근은 직경 16 mm의 띠철근을 100 mm 간격으로 배치하였다. 수치해석 프로그램 CoWiTA를 사용하여(Han et al., 2018) 내부강관의 좌굴과 전단파괴가 발생하지 않기 위한 필요 최소두께는 1.2 mm인 것으로 확인하였으며, 제작의 용이성과 경제성을 고려하여 기성품 인 6 mm 두께의 원형강관을 사용하였다.
기초부는 Fig. 3에 나타낸 것과 같이 시험체하부가 완전히 고정될 수 있도록 철근을 배근하고 정착판을 기초 내부에 삽입하였으며, 상부의 밑창판을 이용하여 시험체와 완전결합 이 이루어지도록 제작하였다. 기초부의 제작모습을 Fig. 4에 나타내었다.
시험체 상부에는 엑츄에이터의 하중이 시험체 상부에 잘 전달될 수 있도록 가력부를 Figs. 5, 6과 같이 제작하였다. 시험체의 상단에 가력부의 중앙이 위치하도록 Fig. 6의 좌측 과 같이 거푸집을 제작하였으며 가력부 내부에 철근을 배근 하여 엑츄에이터와 연결되도록 하였다.
2.2 모듈형 시험체 SP-MP
모듈형 시험체에서 사용된 두 종류의 연결법 중 첫 번째
SP-MP는 Fig. 8과 같이 기둥의 내부에 강재플레이트를 상부 모듈과 하부모듈의 내부강관 연결부에 배치하여 볼트로 연결하고 상⋅하부 모듈의 종철근은 커플러를 이용하여 연결하는 방법을 사용하였다.
연결 플레이트의 두께와 볼트의 제원은 수치해석을 통해 계산된 내부강관에 작용하는 응력과 인장력을 이용하여 계산되었다. 항복강도 313 MPa의 두께 10 mm의 강재 플레이 트가 내부 강관의 연결에 사용되었으며, 볼트의 경우 볼트 직경에 따라 요구되는 볼트의 개수를 산정하였다. 강구조설 계기준 해설의 최소 연단거리와 시험체 제작의 용의성을 고려하여 30 mm 직경의 고장력 볼트 26개가 사용되었다 (KSSC, 2014). 시험체 SP-MP의 종단면도와 제작사진을 Figs. 9, 10에 나타내었다.
2.3 모듈형 시험체 SP-MF
두 번째 모듈형 시험체 SP-MF는 Fig. 11과 같이 모듈의 상부와 하부에 강재 플랜지를 배치하여 볼트로 연결하며, 종철근은 SP-MP의 경우와 마찬가지로 커플러를 이용하여 상부와 하부 모듈의 철근을 연결하는 방법을 사용하였다.
3. 시험체 성능시험 방법
3.1 준정적실험
모듈형 ICH RC 타워 시험체의 실험은 준정적실험 (Quasi-static Test)으로 진행되었다. 시험체의 기초부는 실험 실 바닥에 완전히 고정하였으며, 시험체 상부에 제작된 가력 부와 엑츄에이터를 연결하여 정방향(+)과 부방향(-)으로 횡 하중을 2회씩 반복하여 가력 하였다.
축하중은 Fig. 14에 나타낸 것과 같이 시험체 상부 지그에 유압펌프를 설치하고 실험실 바닥과 강봉으로 연결하여 일정한 하중이 작용하도록 하였다. 축방향 가력 하중의 크기 는 수치해석을 통해 도출한 Fig. 15의 P-M 상관도 균형하중 의 축력 값인 2,196 kN을 재하여 최대 휨 모멘트를 측정하는 것이 이상적이나, 시험에 사용된 유압펌프 용량의 제약으로 인하여 P-M 상관도에서의 최대 축력 8,230 kN의 10%인 823 kN을 재하 하였다.
횡하중의 경우에는 하중을 재하하기 위한 지그를 제작하 여 실험실 바닥으로부터 3.25 m (기초부 상단에서 2.25 m)의 위치에서 정방향(+)과 부방향(-)으로 각각의 Drift Ratio에 따라 변위를 제어하여 시험체 상부에 반복하중을 2회씩 가력 하였다. Fig. 16에 나타낸 가력장치의 최대 스트로크는 ± 250 mm이며, 최대하중은 2,000 kN으로 시험체의 예상 파괴변위와 내력을 상회한다. 일체형 시험체(SP-S)의 가력 시험이 가장 먼저 이루어 졌으며, Fig. 17에 나타낸 가력계획 에 따라 시험을 수행하였다. 첫 단계인 Drift Ratio 0.5%에서 균열 및 변화가 크게 나타나 모듈형 시험체(SP-MP, SP-MF) 는 초기 Drift Ratio의 변화량을 좀더 작게 설정하여 Fig. 18의 가력계획에 따라 시험을 수행하였다.
3.2 계측방법
시험체의 변위계측을 위하여 LVDT를 Fig. 19와 같이 기초부로부터 각각 400 mm, 1,100 mm, 2,250 mm위치에 배치하였으며, 가력장치에 내장된 Load Cell을 사용하여 수평방향의 가력하중을 측정하였다.
실험의 종료 시점을 정의하기 위해 항복변위와 극한변위에 대한 정의가 필요하며, 이에 Park (1988)에 의해 제안된 최대 횡방향 하중의 75%에 대한 할선강선과 최대 횡하중에 대한 수평선의 교점에 대한 변위를 항복 변위로 정의하였다. 극한 변위는 포락곡선 상에서의 하중이 최대 하중의 80% 이하로 떨어지지 않았음에도 강재가 파괴되어 하중을 더 이상 받지 못하는 경우에는 파괴시점까지의 최대변위를 극한변위로 정의하였으며, 강재가 항복에 도달하지 않았음에도 불구하 고 하중이 최대하중의 80% 이하로 저하되었을 때는 그때까지 의 최대변위를 극한변위로 정의하여 실험을 종료하는 것을 목표로 하였다. 하지만 시험체 파괴로 인하여 안전성이 확보 되지 않는 상황에서는 그 이전에 실험을 종료하였으며, 반대 로 안전한 경우에는 조금 더 실험을 진행하였다.
4. 성능시험 결과
4.1 재료시험 결과
시험체 제작에 사용된 재료의 물성을 파악하기 위하여 콘크리트 공시체와 철근, 내부강관 및 내부강관 연결에 사용 된 강재의 시편을 아래 Fig. 20과 같이 제작하여 압축강도와 인장강도에 대한 재료시험을 각각 수행하였다.
3개의 콘크리트 공시체에 대한 압축실험 결과, 타설후 28일이 경과한 이후 평균 강도가 3개 평균 33.90 MPa로 나타났으며, 표준편차는 1.03으로 나타났다. 3개의 콘크리 트 공시체에 대한 응력-변형률 곡선 결과를 Fig. 21에 나타내 었다.
내부강관(t = 6 mm)과 내부강관 연결에 사용되는 강재 플레이트(t = 10 mm)에 대한 인장실험 결과를 정리하여 Table 1에 나타내었다. 두 강재 모두 3개의 샘플을 이용하여 인장강도를 측정하였으며, 두께 6 mm의 내부강관의 항복강 도 측정결과는 3개 평균 383.38 MPa, 두께 10 mm의 강재 플레이트는 3개 샘플의 평균 항복강도는 359.24 MPa로 나타났다. 내부강관과 강재 플레이트의 응력-변형률 곡선 결과를 Figs. 22와 23에 나타내었다.
Table 1
Material Properties
| Yield Strength (MPa) | Young’s Modulus (GPa) | |
|---|---|---|
| Inner tube (6t) | 383.38 | 186.49 |
| Steel plate (10t) | 359.24 | 195.77 |
ICH RC 내부의 종철근과 횡철근에 사용된 16 mm직경의 철근에 대한 인장강도 시험 결과를 아래 Table 2와 Fig. 24에 나타내었다. 2개의 샘플에 대한 인장강도를 시험하였 으며, 항복강도와 극한강도는 각각 721.16 MPa과 726.96 MPa로 나타났다.
4.2 기둥시험 결과
4.2.1 일체형 시험체 SP-S
일체형 타워 시험체의 준정적 실험결과, 실험 초기 Drift Ratio 0.5%부터 시험체의 하단부에서 수평방향으로 콘크리 트의 균열이 시작되었다. Drift Ratio가 2.0% 정도에 다다랐 때 최대하중이 측정되었으며, 이후 측정하중은 점차 감소 하여 Drift Ratio가 4.0%가 되는 시점에서 최대하중의 80%에 가까운 하중이 측정되어 Drift Ratio 5.0%까지 하중을 가력 후 실험을 종료하였다. Fig. 25에 시험체의 변위-하중에 대한 이력곡선을 나타내었으며, Fig. 26에 Drift Ratio에 따른 시험 체의 파괴정도를 나타내었다. SP-S 시험체의 최대 횡력과 최대 변위는 각각 499.41 kN, 112.38 mm로 나타났으며, 항복변위와 극한변위는 각각 24.39 mm, 78.20 mm로 나타나 변위연성도는 3.21로 계산되었다.
4.2.2 모듈형 시험체 SP-MP
시험체 내부강관을 강재 플레이트와 볼트를 이용하여 상⋅하부 모듈을 접합한 시험체 SP-MP의 실험결과 Drift Ratio 0.2%부터 시험체 하부의 콘크리트부에서 균열이 시작 되었다. Drift Ratio 2.5%까지 하중이 증가하는 모습을 보였 으며, 이후 Drift Ratio가 6.0%일 때 최대하중의 80%정도로 나타나 실험은 Drift Ratio가 7.0%에 도달할 때 까지 진행한 뒤 종료되었다. 모듈형 시험체 SP-MP의 경우 시험체 하부에 서 균열이 시작된 일체형 시험체 SP-S와 달리 모듈 연결부에 서 균열이 시작되었다. Fig. 27에서 SP-MP 시험체의 최대 횡력은 382.21 kN, 최대변위는 157.25 mm, 항복변위는 28.28 mm, 극한변위는 136.17 mm로 나타났으며, 변위 연성도는 4.82로 계산되었다. Fig. 28에 시험체 SP-MP의 Drift Ratio에 따른 시험체의 파괴정도를 사진으로 나타내었다.
4.2.3 모듈형 시험체 SP-MF
모듈의 연결부에 플랜지를 설치하고 볼팅으로 모듈을 연결하는 시험체 실험결과 Drift Ratio 0.5%에서부터 하단의 콘크리트부에서 균열이 발생하였다. 이후 Drift Ratio가 4.0% 정도에 다다랐을 때 최대하중이 발현하였으며, 이후 Drift Ratio가 6.0%가 되었을 때 작용하중이 최대하중의 80% 정도 를 나타내었다. 이후 다음단계로 진행하던 중 Fig. 29와 같이 모듈의 연결부에서 콘크리트 커버의 박리가 발생하여 안전상의 문제로 실험을 종료하였다. Fig. 30에 시험체 SP-MF의 이력곡선을 나타내었다. SP-MF 시험체의 최대 횡력은 416.83 kN, 최대변위는 134.35 mm, 항복변위는 23.30 mm, 극한변위는 122.45 mm로 나타났으며, 변위 연성도는 5.26으로 계산되었다.
4.3 기둥시험 결과 비교분석
일체형 시험체와 두 기의 모듈형 시험체에 대한 포락곡선 을 CoWiTA를 이용한 수치해석 해석결과와 함께 Fig. 31에 나타내었다. 변위와 에너지를 계산하기 위해 필요한 그래프 Fig. 31은 각각의 시험체 실험결과의 포락곡선에서 (-)방향 의 값을 (+)로 치환하여 (+)값과 평균하여 나타낸 결과이다.
변위 연성도는 극한변위와 항복변위의 비로 정의되며, 극한에너지와 항복에너지는 각각의 극한변위와 항복변위에 도달할 때까지 소산한 에너지를 의미한다. Fig. 31의 포락곡 선을 이용하여 변위연성도와 에너지 연성도를 계산하였으 며, Table 3에 실험결과를 정리하였다.
Table 3
Test Results
일체형 시험체 SP-S의 경우 시험체의 최대 하중 값이 499.41 kN으로 수치해석결과(529.61 kN)의 94.3% 수준으 로 나타났으며, 모듈형 시험체 SP-MP와 SP-MF의 경우에 는 수치해석 결과와 변위에 따른 하중변화 양상은 비슷하게
나타났으나 최대 횡력은 SP-S 시험체의 76.5%, 83.5% 수준 으로 낮게 나타났다. 변위연성도의 경우 SP-S의 경우 3.21 로 나타났으며, 모듈형 시험체 SP-MP, SP-MF에서 각각 4.82, 5.26으로 나타나 모듈형 시험체의 경우가 연성도 측면에서는 유리한 것으로 나타났다. 극한 에너지의 경우 모듈형 시험체에서 일체형 시험체의 137.6%와 139.7% 수준으로 소산하였으며, 에너지 연성도의 경우에도 일체형 시험체 대비 SP-MP, SP-MF 각각 137.8%와 168.4%로서 더 높은 값을 보였으나, 이는 SP-S 대비 낮은 항복강도에 기인한다.
SP-MP 시험체의 경우 접합부 내부강관에 구멍을 뚫어 볼트로 체결하는 과정에서 구멍과 볼트사이의 이격이 발생 하였고 이로 인하여 연결부에서 하중을 최대한으로 전달하 지 못한 것으로 사료된다. SP-MF의 경우에도 마찬가지로 접합부의 플랜지를 볼트로 체결 시 발생되는 이격으로 인하
여 최대 횡력이 SP-S에 비해 낮게 나타난 것으로 판단된다. 연결부에서 발생하는 파괴모드는 SP-MP의 경우 크게 강재 플레이트의 전단파괴, 연결 볼트의 인장파괴와 전단파괴로 볼 수 있으며, SP-MF의 경우에는 플렌지의 전단파괴, 연결 볼트의 인장 및 전단파괴로 볼 수 있다. 본 실험에서는 강재 플레이트와 플렌지 볼트 체결부의 이격으로 인한 파괴가 발생한 것으로 판단된다. 하지만 플레이트와 플랜지, 종철근 을 연결하는 커플러, 볼트 등으로 보강된 연결부에서 강재의 연성이 SP-S에 비해 상대적으로 더 발휘된 것으로 사료된다. 모듈과 모듈을 볼트로 체결하는 경우 발생하는 이격을 최소 화 하거나 설계 시 구멍을 뚫지 않고 직접 내부 강관과 플랜지를 볼팅하는 방법을 사용한다면, 연결부에서의 하중 이 하나의 모듈에서 다음 모듈로 충분히 전달되어 일체형 시험체와 유사한 거동을 보일 것으로 사료된다.
5. 결 론
본 연구에서는 ICH RC 구조를 적용한 일체형 시험체 SP-S와 모듈형 시험체 SP-MP, SP-MF를 설계하고 제작하 여 준정적실험을 수행하여 휨 거동을 비교⋅분석하였다. 실험결과, SP-MP, SP-MF 시험체의 모듈 연결부가 취약한 것으로 나타났다. 일체형 시험체의 경우 시험체와 기초부 사이에서 소성힌지가 발생하였으며, 모듈형 시험체의 경우 에는 모듈 연결부에서 발생하였다. 이는 연결부에서 제작 상 발생 가능한 볼트구멍의 이격과 같은 원인에 의한 것으 로 판단되며 이는 모듈형 시험체의 낮은 항복강도를 초래하 였다. 그로 인하여 모듈형 시험체에서의 에너지 소산이 일체형 시험체의 137.8% ~ 168.4% 수준으로 계산되고 횡력과 모멘트에 있어서도 모듈형 시험체가 일체형 시험체 에 비해 작게 나타난 것으로 판단되며, 변위 및 에너지 연성도에 있어서는 모듈형 시험체가 1.5배 정도 더 높은 결과를 보였다. 따라서 ICH RC구조를 풍력터빈 타워에 적용하기 위해서는 반드시 연결부의 보강이 필요하며, 모 듈형 시험체의 연결부 성능을 향상 시킨다면, 일체형 시험 체와 동등하거나 더 우수한 성능을 발휘 가능한 타워의 설계가 가능할 것으로 판단된다.
PDF Links
PubReader
ePub Link
Full text via DOI
Download Citation
Print
