모듈형 DSCT 풍력타워의 연결부 성능 평가

Performance Evaluation of Joint Connectors for Modular DSCT Wind Turbine Tower

Article information

J. Korean Soc. Hazard Mitig. 2016;16(5):209-220
Publication date (electronic) : 2016 October 31
doi : https://doi.org/10.9798/KOSHAM.2016.16.5.209
한택희*, 이선호**, 원덕희***, 김정중
* Member. Principal Research Scientist, Coastal Development Research Center, Korea Institute of Ocean Science & Technology
** Member. Senior Managing Director, Structural Division, DODAM E&C
*** Member. Senior Research Scientist, Coastal Disaster Prevention Research Center, Korea Institute of Ocean Science & Technology
****Corresponding Author. Kim, Jung Joong. Member. Professor, Department of Civil Engineering, Kyungnam University (Tel:+82-55-249-6421, Fax:+82-505-999-2165, E-mail: jungkim@kyungnam.ac.kr)
Received 2016 June 21; Revised 2016 June 23; Accepted 2016 July 08.

Abstract

내부와 외부의 두 강재튜브 사이에 콘크리트를 충진한 모듈형 DSCT(Double-Skinned Composite Tubular) 풍력타워 제작을 위한 3종류의 연결부 형식을 제안하고, 성능을 실험적으로 평가하였다. 소켓형식, H형 커넥터, 용접·몰탈 접합형 연결부 3종을 적용한 모듈형 DSCT 타 워 시험체 3기와 일체형 시험체 1기를 제작하였으며, 준정적 실험을 수행하여 접합부 거동 특성 및 파괴양상을 분석하였다. 실험 결과, 용 접·몰탈 접합형 연결부를 적용한 모듈구조 시험체가 일체형 시험체와 대등한 휨강도를 발휘하였으나, 다른 2종의 연결부 시험체는 일체형 시험체의 50% 수준의 휨강도를 보였다. 용접·몰탈 접합형 연결부 적용 시험체는 연성도 및 최대 횡변위, 에너지 소산능력에서도 일체형 시험체와 대등한 성능을 보여주어, 용접·몰탈 접합형 연결부가 모듈형 DSCT 풍력타워의 연결부로서 적합함을 보여주었다.

Trans Abstract

Three types of connectors were suggested and tested for a modular double-skinned composite tubular(DSCT) wind turbine tower which is composed of two concentric steel tubes and concrete filled between them. The suggested three types were a socket type connector, an H-type connector, and a bolting-welding-shear key connector. Three modular DSCT tower specimens which were connected by the suggested connectors and a one-body specimen were built. Quasi-static test was applied to evaluate the performances of the three types of connectors, and their behavioral characteristics and failure modes were analyzed. Test results showed that the specimen which had bolting-welding-shear key connectors exerted almost equal moment resisting capacity to that of the one-body specimen, but the other modular specimens exerted only the half moment resisting capacity of the one-body specimen. Also the results showed that the bolting-welding-shear key connector is applicable to a modular DSCT wind turbine tower by showing that it had equal ductility, maximum lateral displacement, and energy dissipation to those of the one-body specimen.

1. 서론

최근 풍력타워 터빈 용량 증가에 따라 블레이드 크기와 터 빈의 자중이 증가하고 있으며, 지지구조물인 타워의 높이와 직경 또한 함께 증가하는 추세이다. 현재의 풍력타워는 강재 타워가 주로 사용되고 있으나, 대용량의 터빈 설치에 따라 강재타워의 세 장비도 함께 증가하여 Fig. 1 과 같이 좌굴 안정성 의 문제가 발생하고 있다. 또한, 지지구조물의 직경이 과다하게 증가할 경우에는 풍하중 및 해양환경하중의 증가 요인이 될 수 있다. 따라서 직경의 증가를 최소화함과 동시에 좌굴안정성을 확보할 수 있는 신형식 지지구조의 필요성이 대두 되고 있다.

Fig. 1

Buckling Failure of Steel Wind Tower (Khatri, 2013)

강재타워를 대신하기 위한 풍력타워로는, 콘크리트 타워 (Fig. 2), 하부를 철근 콘크리트로 건설하고 상부는 강재 타워를 설치하는 하이브리드 타워 (Fig. 3), 강합성 구조를 적용한 내부구속 중공 철근콘크리트 (Internally Confined Hollow Reinforced Concrete; ICH RC) 타워와 콘크리트 충전 이중관 (Double-Skinned Concrete Tubular; DSCT) 타워, 복합소재를 적용한 타워 등 이있다. 콘크리트 타워와 하이브리드 타워는 유럽과 미국에서 상용화가 이루어졌으며, 국내에서는 직경 대 비 고강도를 갖는 ICH RC 타워와 DSCT 타워에 대한 연구가 수행되고 있다 (Han et al., 2013a; Han et al., 2015).

Fig. 2

Precast Concrete Wind Tower (INNEO, 2015)

Fig. 3

Hybrid Wind Power Tower (Tindall Corporation, 2015)

내·외부튜브 사이에 콘크리트를 충진한 DSCT 기둥은 Shakir-Khalil 와 Illouli(1987) 에 의해 제시된 이후 많은 연구 가 수행되었다. Han et al. (2010, 2013b) 은 DSCT 기둥의 내부 구속효과를 고려한 비선형 콘크리트 재료모델을 제안하고, DSCT 기둥의 비선형 해석 모델을 제안하였다. Won et al. (2010) 은 DSCT 기둥의 교각 세그먼트 접합 방법과 교각 기초 접합 방법을 제안한 바 있다.

본 연구에서는 Fig. 4와 같은 DSCT 구조를 적용한 모듈러 풍력타워 개발을 위하여 3종류의 모듈 연결부를 제안하고, 제 안된 3종의 연결부를 적용한 DSCT 기둥과 연결부가 없는 일 체형 기둥에 대해 준정적 실험을 수행하여 접합형식에 따른 DSCT 풍력타워의 성능을 평가하고 비교하였다.

Fig. 4

Cross Section of DSCT Wind Tower

2. 연결부 상세 및 시험체

2.1 연결부 상세

DSCT 타워는 내·외부 튜브가 존재하고 그 사이가 콘크리트로 채워지는 구조로 인하여 강재 타워에 비하여 상대적으로 큰 자중을 갖는다. 따라서 일체형 DSCT 타워의 시공에는 특수 대형 장비의 도입이 필요하게 되므로, 운반 및 시공성을 고려한다면 모듈화하여 조립 시공하는 것이 경제적이고 합리적인 방법일 것이다. 모듈화 시공을 위해서는 현장에서 각 모 듈을 접합하여 시공할 수 있는 연결부가 필요하며, 타워의 강도를 유지할 수 있는 연결부의 개발과 설계가 필요하다.

모듈화된 DSCT 기둥을 연결하는 방법으로는 크게 Fig. 5와 같이 내·외부 강관을 연결하는 방법, Fig. 6과 같이 전단 키를 이용하여 콘크리트를 연결하는 방법, Fig. 7과 같이 콘크리트와 내·외부 강관을 모두 연결하는 방법 등을 고려할 수 있다.

Fig. 5

Connecting Method of Steel Tubes

Fig. 6

Shear Keys for Concrete Connection

Fig. 7

Connection by Bolting, Welding, and Injected Mortar

본 연구에서는 3종의 연결부를 개발하고 실험을 통하여 이 의 성능을 확인하였다. 첫 번째 타입은 Fig. 8과 같이, 상부모듈과 하부모듈을 소켓방식으로 제작하여 볼트로 연결하는 형식이다 (Type-S). 두 번째 타입은 Type-S와 유사한 접합방법 이나, Fig. 9와 같이 상·하부 모듈 사이를 H형 커넥터 (connector) 를 이용하여 접합하는 방법이다 (Type-H). 이 방법은 H형 커넥터와 상부 모듈을 볼트접합 (bolting) 또는 용접 (welding) 하여 연결하고, 하부 모듈의 경우에는 현장에서 볼트로 연결한다. 세 번째 타입은 Type-S 와 유사한 연결 방법으로서, Fig. 10과 같이 외부 강관은 용접을 통하여 접합하고, 내부 강관은 볼트 접합을 하는 구조이다 (Type-W). 콘크리트는 전단키로 연결되며 전단키는 몰탈 주입으로 고정된다.

Fig. 8

Socket Type (Type-S)

Fig. 9

H-Type Connector (Type-H)

Fig. 10

Bolting, Welding and Shear Key Connector (Type-W)

2.2 일체형 DSCT 풍력타워 설계

연결부 시험체 설계에 앞서, 일체형 DSCT 풍력타워 단면 설계를 수행하였다. 실험 장비 용량을 고려하여 외부 강관의 외경과 두께는 각각 600 mm와 4mm로 설정하였으며, 내부 강관의 외경은 중공비 0.8을 적용하여 474 mm로 결정하였다. 시험체 설계를 위해 적용한 재료물성치는 Table 1 에 나타내었다. 시험체는 기초 상단으로부터 가력점까지의 높이가 2,050 mm 가 되도록 하였다.

Material Properties for Section Design

내부튜브 두께는 항복파괴가 발생하지 않는 최소 두께(ty)와 좌굴파괴가 발생하지 않는 최소 두께 (tbk) 산정식인 Eq. (1) 과 Eq. (2) 를 적용하여 결정하였다 (Han et al., 2010).

(1)ty>DifotytotD'fy
(2)tbk>62.27Di2fotytotD'Eit

여기서, Di는 구속 콘크리트의 내경(=내부강관의 외경), D′ 은 구속 콘크리트의 외경 (=외부강관의 내경), foty는 외부강관의 항복강도, tot는 외부강관의 두께, fy 는 내부강관의 항복 강도, Eit는 내부강관의 탄성계수이다.

내부강관의 두께는 Eq. (1) 과 Eq. (2) 에서 계산된 두께 이상을 갖도록 설계하여야 한다. Eq. (1) 에 의해 계산된 내부강관의 항복 파괴 두께는 3.2 mm, Eq. (2) 에 의해 계산된 좌굴파괴 두께는 2.2 mm 로 계산되어, 내부강관의 설계 두께를 3.2 mm 로 결정하였다.

2.3 소켓형식 연결부 설계 (Type-S)

본 모듈 접합부는 상부 모듈에 Fig. 8Fig. 11과 같이 소켓형식으로 하부의 모듈을 연결할 수 있도록 강판이 보강되어 설치된다. 공장에서 내부강관과 외부강관을 배치하고 내부 에 콘크리트를 타설 및 양생 후에 현장에서는 볼트로 연결한다. 본 방법은 볼트로 연결하여 시공하므로, 시공성이 우수할 것으로 판단된다. 하지만, 볼트 파괴 또는 볼트마찰접합을 유지하는 마찰력이 감소할 경우에는 연결부의 성능이 저하될 수 있다.

Fig. 11

Deign of Socket Type Connector (Type-S)

Fig. 11 에 나타난 바와 같이, 상부 모듈의 소켓 부분 보강 높이는 135 mm 이며, 소켓부의 외부강관 두께는 6 mm, 내부 강관 두께는 4mm 로 설계하였다. 또한 상부와 하부의 모듈은 14개의 M20 볼트로 연결된다.

2.4 H 형 커넥터 설계 (Type-H)

H형 커넥터를 이용한 접합방법은 소켓형과 유사한 접합방 법으로 상·하부 모듈 사이에 H형 커넥터를 설치하여 접합하는 방법이다. 커넥터와 상부 모듈을 볼트 혹은 용접접합이 가 능하며, 하부 모듈의 경우에는 현장에서 볼트로 연결하는 방 법을 취한다. 접합에 사용된 H형 커넥터의 외측 플랜지 두께는 6mm, 내측플랜지 두께는 4 mm, 가로 플레이트 두께는 5mm 로 설계하였다. 상부 모듈과 커넥터는 사전에 제작 후 용접접합을 하며, 하부측은 현장에서 볼트 접합을 하는 것으로 한다. Fig. 12 와 같이, 상부 모듈과 연결되는 플랜지의 폭 은 62.5 mm, 하부 모듈과 연결되는 플랜지의 폭은 125 mm 로 설계하였으며, 하부 모듈은 14개의 M20 볼트로 연결된다.

Fig. 12

Deign of H-Connector (Type-H)

2.5 용접·몰탈 접합형 설계 (Type-W)

본 접합형식은 외부강관은 완전 홈용입용접하여 접합하고 내부강관은 볼트로 연결하는 방법으로서, 상부 및 하부모듈 의 콘크리트 사이에는 몰탈을 주입하여 접합한다. 본 접합방식은 외형상으로는 일체형 DSCT 풍력타워와 동일하나, 현장 에서 용접을 해야 하는 특징을 갖는다. 실제 현장에서 용접 시공을 할 경우에는 자동용접장치로 현장에서 자동 시공이 가능할 것으로 판단된다. 접합부의 전단성능 향상을 위해, Fig. 13과 같이 높이 30mm의 콘크리트 전단키를 만들며, 상· 하부 모듈 콘크리트 사이에 몰탈을 주입하여 접합한다. 볼트로 연결되는 내부 플랜지의 폭과 두께는 상·하부 모듈 모두 각각 50 mm와 3.2 mm이며, 12 개의 M20 볼트로 연결된다.

Fig. 13

Design of Bolting, Welding and Shear Key Connector(Type-W)

2.6 기초부 설계

기초부는 베이스플레이트법을 적용하였다. Fig. 14 와 같이, 상·하부 베이스플레이트의 높이는 275 mm 이며, 상부 베이스 플레이트의 폭은 200 mm이다. 상하부 플레이트를 연결하기 위한 리브플레이트의 두께는 10 mm 이며, 120 mm 의 폭에 10 개의 고장력 볼트가 연결된다. 내부강관은 하부 베이스 플레이트에 용접하여 접합되며 삼각리브플레이트를 이용하여 접합 한다. 여기서 상하부 베이스 플레이트의 두께는 25 mm 이다.

Fig. 14

Design of Base Plate

베이스 플레이트가 기초부에 접합되기 위해서는 앵커 플레이트가 기초부에 시공이 되어 있어야 한다. 앵커플레이트는 Fig. 15와 같이 링의 형태를 가지며, 앵커볼트와 너트로 고정이 되어 시공을 한다. 기초부에 2개의 앵커플레이트가 설치되어 앵커볼트를 고정 시킨다. 기초부 철근의 경우에는 기초부에 균열 및 파괴가 발생하지 않도록 Fig. 16 과 같이 철근을 배근하였다.

Fig. 15

Design of Anchor Plate

Fig. 16

Design of Footing

각각의 모듈형 시험체는 3개의 타워 모듈로 구성되도록 설계하였다. 기초부와 접합되는 최하단 모듈의 길이는 850 mm 이며, 상부의 2개 모듈의 높이는 각각 600 mm 이다. Fig. 17 은 설계된 시험체를 보여준다.

Fig. 17

Design of Tower Specimen

2.7 시험체 제작

시험체 설계 결과에 따라, 일체형 시험체 (SP-0), 소켓형식 연결 시험체 (SP-S), H 커넥터 연결 시험체 (SP-H), 용접·몰탈 접합 시험체 (SP-W), 4 종을 1기씩 제작하였다. 내·외부 강관의 경우 설계제원과 일치하는 기성제품이 없으므로, SS400 강판을 사용하여 제작하였다. 또한 시험체 제작에 사용된 모든 강재는 SS400을 사용하여 제작하였다. Fig. 18~Fig. 20은 각 시험체의 제작 모듈을 나타낸다. H형 커넥터 시험체의 경우, 상·하부 모듈 모두 볼트로 연결해야 하나, 제작 편의상 상부모듈은 용접하여 연결하고, 하부모듈만을 볼트로 연결하여 제작하였다.

Fig. 20

Type-W Specimen Module (SP-W)

Fig. 18

Type-S Specimen Module (SP-S)

Fig. 19

Type-H Specimen Module (SP-H)

시험체 모듈은 최대 골재 크기 25 mm, 슬럼프 120 mm인 포틀랜드 1종 시멘트를 사용한 콘크리트로 타설하여 제작하였다. 호칭강도는 24 MPa이다. 기초부와 하중 가력부는 고강 도콘크리트를 사용하였으며, 호칭강도는 40MPa 이다. 시험체 모듈 제작에 사용된 콘크리트의 경우, 타설시 공시체를 제작 하여, 7일 강도와 실험 시작일의 강도를 측정하였다. 측정 결과, 7일 강도는 평균 20.57MPa로 나타났으며, 콘크리트 타설 28일이 경과한 이후인 실험 시작일의 강도는 평균 29.5MPa 로 나타났다. Table 2Fig. 21 은 시험시의 공시체 강도 및 측정 장면을 보여준다.

Compressive Strength of Concrete

Fig. 21

Tested Mold

설계된 기본단면과 측정된 콘크리트 강도를 적용하여, CoWiTA Ver. 2.1(KIOST, 2015) 을 이용하여 일체형 시험체 (SP-0) 의 사전 거동을 분석하였다. 비선형 콘크리트 모델 (Mander et al., 1984) 과 비선형 강재모델 (Han et al., 2009) 을 적용하였다. 콘크리트의 구속효과를 고려한 경우와 고려하지 않은 경우에 대하여 해석한 결과 Fig. 22와 같은 축력 -모멘트 상관도 (P-M Interaction Curve) 를 얻었다. 콘크리트 구속효과를 고려한 경우의 최대모멘트는 876.672kN-m, 이를 환산한 최대횡력은 427.64kN으로 계산되었으며, 고려하지 않은 경 우의 최대모멘트는 634.266 kN-m, 이를 환산한 최대횡력은 209.398kN으로 계산되었다. 각각의 경우에 대하여 균형 축력(balanced axial force) 은 구속효과 고려시 2,189.024kN, 구속효과 미고려시 1,103.565kN으로 산출되었다. Fig. 23Fig. 24는 각각 해석에 적용된 콘크리트와 강재 재료모델을 나타낸다.

Fig. 22

P-M Interaction Curve of Designed Specimen

Fig. 23

Concrete Model

Fig. 24

Steel Model

3. 연결부 성능

3.1 실험 방법

접합부 성능을 평가하기 위하여 준정적 실험을 수행하였다. 실험 수행시 축력의 경우, 콘크리트의 구속효과를 고려하지 않은 경우의 균형 축력인 1,103.565kN 을 고려하여, 1,000 kN 을 일정하게 재하하였다. 횡하중은 기초상단으로부터 2,050mm 의 위치에서 Fig. 25 와 같은 방법으로 변위 제어하여 정방향과 부방향으로 2주기씩 재하하였다. 가력장치의 최대 가용 범위는 ±250mm, 최대하중 2,000 kN 로서 시험체의 예상 파괴 변위와 내력을 상회하도록 하였다. Fig. 26은 시험체 설치 전경이다.

Fig. 25

Loading Plan

Fig. 26

Setup of Specimen

타워 시험체의 변위를 측정하기 위해 기초부 상단으로부터 575mm, 1,150mm, 2,050mm 의 위치에 각각 변위계(LVDT) 를 설치하여 변위를 측정하였다. 실험 수행 및 결과정리의 일관성을 위하여 Fig. 28과 같이, 가력장치를 향한 시험체면을 front side 라고 정의하여, 시험체의 방향을 정하였다.

Fig. 28

Moment-Drift Ratio Hysteresis Curve

3.2 일체형 시험체 (SP-0) 의 파괴 거동

SP-0 의 경우, drift ratio = 1.0% 에서 front side 의 외부 강관 에서 좌굴이 발생하기 시작하였고, drift ratio = 1.5%에서 최대 모멘트 996.833 kN-m(push)과 996.997 kN-m(pull)이 측정 되어 평균값은 996.915 kN-m 이었다. 이후, drift Ratio = 4.0% (-82.215 mm)에서 최대하중의 80%이하로 하중이 감소하여 실험을 종료하였다. Fig. 28은 SP-0 의 moment-drift ratio 이력곡선을 보여준다. SP-0 시험체는 소성힌지부 하단에서 외부강관의 국부좌굴이 발생하며 최종 파괴되었으며, Fig. 29 는 좌굴 파괴된 형상을 보여준다.

Fig. 29

Buckling Failure of Outer Tube: Right Side of SP-0

3.3 소켓형식 연결 시험체 파괴 거동 (SP-S)

소켓형식으로 접합하는 형태의 시험체로서, 접합특성상 볼트에 의한 마찰접합이다. Drift Ratio = 1.0% 이후부터 볼트와 볼트 홀 사이의 공차에 의한 유격으로 인해, 횡하중이 재하 되었을 때 상부에서 재하된 횡하중이 최하단 모듈 및 지점부까지 완전히 전달되지 않아, 최하부 모듈에 설치된 변위계에 추가적인 변위가 거의 측정되지 않았다.

1%의 drift ratio 에서 볼트가 풀려 마찰이 상실되었으며, 6% 의 drift ratio 에서 Fig 30(b) 와 같이 접합부가 파괴되어 실을 종료하였다. 볼트 홀이 정밀하게 제작되지 않아 볼트 홀의 직경이 설계보다 커져 볼트 접합의 마찰이 상실되면서 볼트 부의 파괴로 이어진 것으로 판단된다.

Fig. 30

Failure of connecting plate

Fig. 31 에 SP-S 시험체의 moment-drift ratio 이력곡선을 나타내었다. 최대 모멘트는 583.250 kN-m(push: 498.724kNm, pull: 672.277kN-m)으로 측정되었으며, 이는 SP-0 의 최대 모멘트인 996.915kN-m의 58.6% 로서 상당히 낮은 강도를 보였다. 최대변위는 123.275 mm 로 측정되었다.

Fig. 31

Monent-Drift Ration Hysteresis Curve (SP-S)

3.4 H 형 커넥터 시험체의 파괴 거동 (SP-H)

H형 커넥터 시험체의 경우 커넥터와 상부 모듈은 용접 혹 은 볼트로 접합하고, 하부 모듈은 볼팅접합하였다. 소켓형 시험체(SP-S) 와 유사하게 볼트에 의한 마찰접합력이 상실되어, 연결 플레이트에서 볼트에 의한 전단파괴가 발생하였다. Fig. 32와 같이, 0.5%의 drift ratio에서 볼트 부분의 유격으로 인해 마찰접합이 풀려 5%의 drift ratio에서 볼트의 지압으로 접합부가 파괴되었다. Fig 32(b)를 살펴보면, 상부 모듈과 용접된 연결 플레이트는 일체거동을 하였으나, 하부모듈과 연결플레이트를 접합하는 볼트가 볼트 홀의 공차에 의해 마찰접합이 풀려 상부 모듈에 작용하는 하중이 하부 모듈로 완전히 전달 되지 않고, 연결플레이트의 파괴로 이어진 것으로 판단된다.

Fig. 32

Failure of H-type connector

Fig. 33에 SP-H 시험체의 moment-drift ratio 이력곡선을 타 나내었다. 최대 모멘트는 541.036 kN-m(push: 503.029 kN-m, pull: 579.043 kN-m)으로 측정되었으며, 이는 SP-0 의최대 모 멘트의 54.3% 수준으로서 상당히 낮은 강도를 보였다. 최대 변위는 102.885 mm 로 측정되었다.

Fig. 33

Moment-Drift Ratio Hysteresis Curve (SP-H)

3.5 용접·몰탈 주입 시험체의 파괴 거동 (SP-W)

용접·몰탈 주입 시험체의 경우 1%의 drift ratio 에서 베이스 플레이트 상단의 외부강관에서 국부좌굴 발생이 시작되었으며, 1.5% 의 drift ratio 에서 최대하중이 측정되었다. 이후, 4% 의 drift ratio 에서 최대하중의 80% 이하로 하중이 감소하여 실험을 종료하였다. 1%~4% 까지의 drift ratio 로 가력이 진행 됨에 따라 외부 강관의 국부좌굴에 따른 죄굴 변위가 증가하여 3%의 drift ratio 에서 좌굴 변형 높이가 20 mm, 4%의 drift ratio 에서 좌굴 변형 높이가 25mm 까지 확대되는 것을 관찰 할 수 있었다. Figs. 34~36은 각각 1%, 1.5%, 3%, 4%의 drift ratio 에서의 좌굴 변형 상태를 보여준다.

Fig. 34

Locally Buckled Shape of Outer Tube

Fig. 36

Locally Buckled Shape of Outer Tube (Drift Ratio =4%)

Fig. 35

Locally Buckled Shape of Outer Tube (Drift Ratio =3%)

37에 SP-W의 moment-drift ratio 이력곡선을 타나내었 다. 최대 모멘트는 964.853 kN-m)으로 측정되었으며, 이는 SP-0 의 최대 모멘트 인 996.915kN-m의 98.5% 수준의 값이며, 밀어서 가력하는 (push-over) 경우에는 SP-0의 강도를 상회하는 결과를 보여주었다. 따라서 Type-W 연결 방법은 일체형의 동등 이상의 강도를 발휘하여 향후 적용이 가능한 연결 방법으로 판단된다. 최대변위는 82.185 mm 로 측정되어 SP-0의 최대변위 82.195 mm 와 거의 동일한 값을 보여주었다.

Fig. 37

Moment-Drift Ratio Hysteresis Curve (SP-W)

3.6 연결부 상세에 따른 성능 비교

실험을 수행한 3종의 접합방법 중 소켓형식을 적용한 시험 체(SP-S)와 H형 커넥터를 이용한 시험체 (SP-H) 의 경우, 제작 상의 초기결함으로 인하여 볼트 연결부가 조기 파괴되어 실험 이 종료됨에 따라 추가적인 실험결과 분석은 수행하지 않았으며, 용접·몰탈 주입법 (Type-W) 연결방식을 적용한 시험체 (SPW)와 일체형 시험체 (SP-0) 에 대한 결과만을 비교 분석하였다.

Fig 38 은 SP-0 와 SP-W의 포락곡선을 비교한 그림이다. 포락선은 push over 와 pull over 시 측정된 하중 값을 평균하여 작성하였다. 앞 절에서 언급한 바와 같이, SP-0 와 SP-W의 최대하중은 각각 486.30 kN과 479.03 kN으로서 두 시험체가 거의 동일한 강도를 발휘하였으며, 최대 변위까지 거의 유사한 거동을 보여주었다. SP-S 와 SP-H 의 경우에는 하중이 하부 모 듈까지 전달되지 않아, 연결 플레이트의 거동이 대표 거동으로 표현된 것으로 판단된다.

Fig. 38

Load-displacement envelope curve

Park(1988) 이 제안한 방법에 따라 항복변위와 극한변위를 산정한 결과, SP-0 의 항복변위는 15.7 mm, 극한변위는 52.3 mm 로 산정되어 변위연성도는 3.33 으로 계산되었다. SP-W의 항복변위는 15.6 mm, 극한변위는 69.9 mm로 나타났으며, 변위 연성도는 4.48로 산출되어 일체형 시험체인 SP-0. 보다 큰 변위연성도를 보여주었으며, 이는 최대하중 이후의 구간에서 더 큰 하중에 저항하여 극한변위가 더 크게 산출되었기 때문이다.

Fig 39 는 하중 –변위 포락곡선으로부터 에너지 소산도를 계산하여 drift ratio 에 따라 에너지 소산도를 나타낸 것으로서, drift ratio 증가 단계별로 SP-W 의 소산에너지가 SP-0 의 소산 에너지와 거의 동등함을 확인할 수 있다.

Fig. 39

Comparison of energy dissipation

Fig. 27 에 정의된 4방향에 따라 높이별로 SP-W 에부착된 변형률계에 측정된 값을 Fig 40~43 에 나타내었다. 각 방향별로 4개의 변형률계를 종방향변형률을 측정할 수 있도록 높이 에 따라 1~4까지의 숫자로 구분하여 부착하였다. 각 방향별 1 번 변형률계(Front 1, Rear 1, Right 1, Left 1) 는 베이스플레이트 상단 50 mm 지점(=기초상단으로부터 325 mm 지점)에 부착하였으며, 2번 변형률계는 하부모듈과 중간모듈의 용접 부 아래 80 mm 지점(=기초 상단으로부터 770 mm 지점)에 부착하였다. 변형률계 3번과 4번은 각각 하부모듈과 중간모듈의 용접부와 용접부 위 80 mm 지점(=기초상단으로부터 850 mm 와 930 mm 지점)에 부착하였다.

Fig. 27

Definition of Specimen Direction

Fig. 40

Longitudinal Strains on Front Side of SP-W

Fig. 43

Longitudinal Strains on Left Side of SP-W

Fig. 41

Longitudinal Strains of Rear Side of SP-W

Fig. 42

Longitudinal Strains on Right Side of SP-W

Fig. 40 부터 Fig. 43 에서의 x축은 가력 사이클 증가를 drift ratio 로 보여준다. 양의 drift ratio 는 push over 의 경우이며, 음 의 drift ratio 는 pull over 시를 나타낸다. 각 하중 사이클이 반복됨에 따라, 초기 변형률은 음과 양의 값을 교번하여 보여주나, 상대적으로 소성힌지부에 부착된 1번과 2번의 변형률계 는 drift ratio= 1%(=횡변위 20.5 mm) 이후 소성 구간으로 진 입하여, 잔류변형에 의해 나 변형률이 증가한다. 모듈 접합부 와 모듈 접합부 상부에 부착한 3, 4번 변형률계는 실험종료 시까지 양과 음의 변형률이 반복되는 결과를 보여주었으며, 이를 통하여 모듈 연결부의 상부 구간에서는 SP-W 시험체의 파괴 시까지 탄성영역에 머물러 있음을 알 수 있다.

5. 결론

본 연구에서는 모듈형 DSCT 풍력타워의 접합부 성능 평가를 위하여 타워모듈의 접합 방식에 따라 다른 3기의 모듈시험 체와 일체형 시험체 1기에 대해 준적정 실험을 수행하여 그 성능을 비교하였다.

실험결과, 용접·몰탈 주입법 (Type-W) 연결방식을 적용한 시험체(SP-W) 의 성능이 일체형 시험체의 98.5%에 상당하는 최대강도와 동등한 최대변위를 보여주어 모듈형 DSCT 풍력타워를 위한 가장 적합한 연결 방식으로 나타났다. H형 커넥터 시험체(SP-H) 와 소켓형식 연결 시험체 (SP-S) 의 경우에는 연결 플레이트의 파괴로 인하여 완전한 강도를 발휘하지 못하였으며, 모듈형 DSCT 풍력타워의 연결장치로의 적용을 위해서는 추후 이 부분에 대한 재설계와 성능검증이 필요할 것으로 판단된다.

감사의 글

본 연구는 국토교통부 건설교통기술촉진연구사업의 연구비 지원(과제번호 12기술혁신E09) 및 한국해양과학기술원(KIOST)의 “조류에너지 융복합 발전기술 개발(PE99421)”의 연구비 지원에 의해 수행되었으며, 이에 감사드립니다.

References

2. Han T.H, Yi J-H, Yoon G-L, Won D.H, Yoo S.R. 2015;Structural Behavior Analysis of DSCT Wind Power Tower for 5MW
3. Han T.H. 2015. CoWiTA manual Ver. 2.1 Korea Institute of Ocean Science and Technology. Ansan, Korea:
4. Han T.H, Stallings J.M, Kang Y.J. 2010;Nonlinear Concrete Model for Double-Skinned Composite Tubular Columns. Construction and Building Materials 24(12):2542–2553. 10.1016/j.conbuildmat.2010.06.001.
5. Han T.H, Won D.H, Kim S, Kang Y.J. 2013(b);Performance of A DSCT Column Under Lateral Loading:Analysis. Magazine of Concrete Research 65(2):121–135. 10.1680/macr.12.00024.
6. Han T.H, Won D, Kim S. 2013(a);Applicability of Double-Skinned Composite Tubular Member for Offshore Wind Turbine Tower. Journal of KOSHAM 31(4):55–65. 10.9798/kosham.2013.13.4.055.
7. Han T.H, Won D-H, Yi G-S, Kang Y.J. 2009;Behavior of Internally Confined Hollow RC Columns. Journal of the Korea Concrete Institute 21(5):649–660.
8. Khatri D. 2013;As Towers Grow Taller. Consider Structural Impacts, North American Windpower 10(7):7–11.
9. Mander J.B, Priestly M.J.N, Park R. 1984. Seismic design of bridge piers. Research Report No. 84-2. Univ. of Canterbury. New Zealand: p. 47–95.
10. Park R. Ductility evaluation from laboratory and analytical testing Proceeding of Ninth World Conference on Earthquake Engineering. Tokyo, Japan: 1988. 8PMC363454.
11. Shakir-Khalil H, Illouli S. 1987;Composite Columns of Concentric Steel Tubes. Proceeding of Conference on the Design and Construction of Non Conventional Structures :73–82. 10.4203/ccp.7.3.7.
12. Tindall Corporation. 2015. website http://www.tindallcorp.com/performance-economic-benefits/.
13. Turbines Considering Large Displacement Effect. J. Korean Soc. Hazard Mitig 15(2):51–61.
14. Won D.H, Han T.H, Lee D.J, Kang Y.J. 2010;A Study of Pier-Segment Joint for Fabricated Internally Confined Hollow CFT Pier. Journal of Korean Society of Steel Construction 22(2):161–171.

Article information Continued

Fig. 4

Cross Section of DSCT Wind Tower

Fig. 5

Connecting Method of Steel Tubes

Fig. 6

Shear Keys for Concrete Connection

Fig. 7

Connection by Bolting, Welding, and Injected Mortar

Fig. 8

Socket Type (Type-S)

Fig. 9

H-Type Connector (Type-H)

Fig. 10

Bolting, Welding and Shear Key Connector (Type-W)

Table 1

Material Properties for Section Design

Material Property Unit Value
Steel Modulus of elasticity MPa 205,000
Yield strength MPa 245
Ultimate strength MPa 400
Concrete Compressive strength MPa 24

Fig. 11

Deign of Socket Type Connector (Type-S)

Fig. 12

Deign of H-Connector (Type-H)

Fig. 13

Design of Bolting, Welding and Shear Key Connector(Type-W)

Fig. 14

Design of Base Plate

Fig. 15

Design of Anchor Plate

Fig. 16

Design of Footing

Fig. 17

Design of Tower Specimen

Fig. 18

Type-S Specimen Module (SP-S)

Fig. 19

Type-H Specimen Module (SP-H)

Fig. 20

Type-W Specimen Module (SP-W)

Table 2

Compressive Strength of Concrete

Specimen No. Compressive Strength (MPa)
1 30.70
2 28.23
3 29.58
Average 29.50

Fig. 21

Tested Mold

Fig. 22

P-M Interaction Curve of Designed Specimen

Fig. 23

Concrete Model

Fig. 24

Steel Model

Fig. 25

Loading Plan

Fig. 26

Setup of Specimen

Fig. 27

Definition of Specimen Direction

Fig. 28

Moment-Drift Ratio Hysteresis Curve

Fig. 29

Buckling Failure of Outer Tube: Right Side of SP-0

Fig. 30

Failure of connecting plate

Fig. 31

Monent-Drift Ration Hysteresis Curve (SP-S)

Fig. 32

Failure of H-type connector

Fig. 33

Moment-Drift Ratio Hysteresis Curve (SP-H)

Fig. 34

Locally Buckled Shape of Outer Tube

Fig. 35

Locally Buckled Shape of Outer Tube (Drift Ratio =3%)

Fig. 36

Locally Buckled Shape of Outer Tube (Drift Ratio =4%)

Fig. 37

Moment-Drift Ratio Hysteresis Curve (SP-W)

Fig. 38

Load-displacement envelope curve

Fig. 39

Comparison of energy dissipation

Fig. 40

Longitudinal Strains on Front Side of SP-W

Fig. 41

Longitudinal Strains of Rear Side of SP-W

Fig. 42

Longitudinal Strains on Right Side of SP-W

Fig. 43

Longitudinal Strains on Left Side of SP-W