Journal of the Korea Academia-Industrial cooperation Society Vol. 15, No. 3 pp , ISSN 197

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효리 가
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1 Journal of the Korea Academia-Industrial cooperation Society Vol. 15, No. 3 pp , ISSN / eissn 멀티기둥 - 강관풍력타워연결부성능평가 김종민 1, 박현용 2, 김경식 3* 1 포항산업과학연구원강구조연구소, 2 한밭대학교건설환경공학과, 3 청주대학교토목공학과 Performance Evaluation of Junctions between Multi-Tubular and Cylindrical Sections for Steel Wind Tower Jongmin Kim 1, Hyun-Yong Park 2 and Kyungsik Kim 3* 1 Steel Structure Research Division, RIST 2 Department of Civil and Environmental Engineering, Hanbat National University 3 Department of Civil Engineering, Cheongju University 요약본논문에서는기존의단일대형강관타워의일부를복수의강관으로대체한멀티기둥-단일대형강관하이브리드형식풍력타워의적용성을평가하기위하여연결부의성능을수치해석적으로평가하였다. 연결부의형태는멀티기둥의단일대형강관단부관통여부, 멀티기둥하단부날개보강재의유무및단일대형강관내부가로보배치형식으로구분하였다. 해석은응력집중을평가하기위한선형탄성해석과극한강도을평가하기위한재료및기하비선형해석이수행되었다. 수직력과수평력에대한구조성능분석결과, 가로보배치형식과날개보강재는타워구조계의극한강도에민감하게영향을주는것으로확인되었다. Abstract Numerical investigations have been conducted on the junction that connect the multi-tubular section and the single shell section in order to evaluate applicability of hybrid sections in wind turbine towers instead of conventional single shell towers. Major characteristics in structural details include extension of multi-tubular member into shell end section, installation of wing stiffeners, and different layout of floor beams. Elastic and nonlinear incremental analyses were conducted to examine stress concentration patterns and ultimate behaviors, respectively. Based on evaluation of structural performance due to vertical and horizontal forces, it has been confirmed that installation of floor beams and wing stiffeners sensitively affect ultimate strength of global wind tower. Key Words : Multi-tubular, Shell, Stress concentration, Ultimate strength, Wind turbine tower 1. 서론 현재풍력발전시스템은발전기용량 5~6MW급의실증이완료되었고 7MW급발전기는상용화단계이며, 10MW급초대형풍력발전시스템은타당성을검토하는단계에있다. 주로단일강관형태로제작되고있는풍력타워는 10MW급풍력발전기에적용될경우최대직경이 7.75m 내외가될것으로보고되고있는데 [1], 이러한직경대형화는타워좌굴내하력감소로이어져강관의두 께증가가불가피하고, 바람에의한투영면적이넓어지므로타워자체가받는풍하중의크기가증가하는등의문제점이발생한다. 본연구에서제시하고있는멀티기둥풍력타워는하나의대구경강관을소구경복수의강관으로대체함으로써풍하중의영향을완화시킬수있는구조형식이다. 멀티기둥타워의구조는 Fig. 1 와같이다수의원형강관을배치하여하나의타워로거동하는구조와 Fig. 1 에보인멀티강관과대형원통강관을연결한복합구조로나눌수 본논문은국토교통부국토교통기술촉진연구사업의연구비지원 ( 과제번호 12기술혁신E09) 에의해수행되었음. * Corresponding Author : Kyungsik Kim(Cheongju University) Tel: kkim@cju.ac.kr Received February 11, 2014 Revised February 21, 2014 Accepted March 6,

있는 적절한 보강재의 설치가 필요하다. 이 때 보강재는 응력집중이 발생하지 않도록 신중하게 배치되 (e) (f) 어야 한다[2,3].

2] Structural details of transitions [Fig.

Multi-tubular section Hybrid type consisted of multi-tubular and cylindrical sections 2.

대형원통의 직경은 7.75m, 4개로 구성된 멀티기 둥의 각 강관직경은 2m이다. 강재 탄성계수는 210GPa, [Fig.

범용 구조해석 프로그 램인 ABAQUS[4]를 이용하여 탄성 및 비탄성 해석을 수 [Table 1] Details of connection types 행하여

2에 본 연구에서 검증하고자 하는 총 6가지 형태의 대형원통내 상부 보강상세를 나타내었다. 기본적인 형태 는 Fig.

5m 간격으로 2단 배치한 뒤, 원형 판과 링 플랜 지 사이에 사각형 보강재를 원통쉘 벽면을 따라 일정 간격 Details Model No.

2 멀티기둥-강관 풍력타워 연결부 성능 평가 있다. Fig. 1의 경우, 타워 상단으로부터 내려오는 응 력흐름이 멀티기둥에서 하부 대형원통의 벽면이 아닌 단 부 원형단면에 수직한 방향으로 발생되기 때문에 이를 저항할 수 있는 적절한 보강재의 설치가 필요하다. 이 때 보강재는 응력집중이 발생하지 않도록 신중하게 배치되 (e) (f) 어야 한다[2,3]. 본 연구에서는 구조해석을 통해 멀티기둥 -강관 풍력타워 연결부의 축방향 및 수평력에 대한 거동 을 평가하여 적절한 보강형식을 도출하고자 한다. [Fig. 2] Structural details of transitions [Fig. 1] Multi-tubular wind tower Model 1 Model 2 Model 3 Model 4 (e) Model 5 (f) Model 6 Multi-tubular section Hybrid type consisted of multi-tubular and cylindrical sections 2. 연결부 성능평가 2.1 해석모델 제원 해석에 사용된 모델은 Fig. 1와 같이 대형원통부와 멀티기둥부가 연결된 구조로서 그 길이는 각각 10m로 동 일하다. 대형원통의 직경은 7.75m, 4개로 구성된 멀티기 둥의 각 강관직경은 2m이다. 강재 탄성계수는 210GPa, [Fig. 3] Weight of hypothetical models 항복강도는 355MPa을 적용하였다. 범용 구조해석 프로그 램인 ABAQUS[4]를 이용하여 탄성 및 비탄성 해석을 수 [Table 1] Details of connection types 행하여 연결부의 응력집중을 검토하고 극한강도를 확인 하였다. 해석모델의 경계조건으로 대형원통부 하단을 고 정시켰으며 멀티기둥부 상단에 집중하중을 재하하였다. Fig. 2에 본 연구에서 검증하고자 하는 총 6가지 형태의 대형원통내 상부 보강상세를 나타내었다. 기본적인 형태 는 Fig. 2의 모델 1과 같이 멀티기둥과 대형원통강관이 만나는 부위에 원형 판을 배치하고, 원형 판 하부에 링 플 랜지를 0.5m 간격으로 2단 배치한 뒤, 원형 판과 링 플랜 지 사이에 사각형 보강재를 원통쉘 벽면을 따라 일정 간격 Details Model No. Plate-through Wing stiffener Floor beam radial 6 cross 으로 배치시킨 구조이다. 그리고 Fig. 2~(f)의 모델 2~6 은 모델 1을 바탕으로 보강상세를 조금씩 변화시킨 형태 Table 1의 Plate-through 는 멀티기둥이 원형 판을 관통 로서 Table 1에 이들 형식별 특징을 요약하여 나타내었다. 하여 하단 링 플랜지까지 길이가 연장된 경우로써 멀티기 Fig. 3은 각 연결부 형식의 강재중량을 도식화 한 것이다. 둥의 총 길이는 11m가 되는 형식이며, 모델 1 및 2가 이에 해당된다. Wing stiffener 는 멀티기둥과 단부 원형 판이 1765

한국산학기술학회논문지제 15 권제 3 호, 2014 만나는지점에직각삼각형형태의날개보강재를 12개배치한경우로서모델 2, 4, 5 및 6에적용시켰으며, 마지막으로 Floor beam 은원형플레이트하단에가로보가배치된경우로서, 가로보들이한점에서만나는모델

8% 낮게발생하는십자형의가로보가보다적절한것으로판단된다. 2.2 압축력에의한최대응력비교단위하중 1MN를압축방향으로재하시킨선형탄성해석을수행한뒤각형식별연결부에발생하는최대응력을 Fig. 4에나타내었으며, 응력및변형형상은 Fig. 5와같다.

3에나타난바와같이모델 1의중량이모델 6에비해크기때문에최적연결형상은모델 6인것으로판단된다. (e) (f) [Fig.

4] Maximum stresses by axial compression 가로보가설치되지않은모델 1~4의최대응력을 Fig. 4를통해비교하면, 날개보강재가설치된모델 2와 4에서응력집중이크게발생하여오히려불리해지는것을알수있다. 하지만 Fig.

날개보강재와가로보가함께부착된모델 5와 6의경우, 모델 2와 4에비해최대응력이크게낮아지며모델 6은오히려날개보강재가적용되지않은모델 1과 3에비해서도낮은응력값을보였다.

3 한국산학기술학회논문지제 15 권제 3 호, 2014 만나는지점에직각삼각형형태의날개보강재를 12개배치한경우로서모델 2, 4, 5 및 6에적용시켰으며, 마지막으로 Floor beam 은원형플레이트하단에가로보가배치된경우로서, 가로보들이한점에서만나는모델 5의방사형과井자형태로배치된모델 6의십자형으로구분하였다. Floor beam은원형판에연직으로형성되는응력흐름을원통쉘벽면으로전달하기위해고안된구조상세이다. 하므로필수적으로설치되어야한다고판단되며, 방사형에비해최대응력이 20.8% 낮게발생하는십자형의가로보가보다적절한것으로판단된다. 2.2 압축력에의한최대응력비교단위하중 1MN를압축방향으로재하시킨선형탄성해석을수행한뒤각형식별연결부에발생하는최대응력을 Fig. 4에나타내었으며, 응력및변형형상은 Fig. 5와같다. 최대응력크기만을놓고보았을때가장유리한모델은멀티기둥이단부원형판을관통하지않고, 날개보강재가부착된, 십자형가로보가설치된모델 6이다. 모델 1에서발생한최대응력크기는 5.5% 가량증가된수준으로모델 6과미미한차이를보였으나, Fig. 3에나타난바와같이모델 1의중량이모델 6에비해크기때문에최적연결형상은모델 6인것으로판단된다. (e) (f) [Fig. 5] Deformed shapes by axial compression (Linear analyses) Model 1 Model 2 Model 3 Model 4 (e) Model 5 (f) Model 6 [Fig. 4] Maximum stresses by axial compression 가로보가설치되지않은모델 1~4의최대응력을 Fig. 4를통해비교하면, 날개보강재가설치된모델 2와 4에서응력집중이크게발생하여오히려불리해지는것을알수있다. 하지만 Fig. 5의응력분포형상을살펴보면모델 2와 4의응력분포가모델 1과 3에비해더욱고르게형성되며, 날개보강재접합부에만응력집중이발생하고있으므로, 이러한국부응력조절이가능하다면날개보강재설치가피로성능에영향을주는응력범위를줄여줄수있을것으로판단된다. 날개보강재와가로보가함께부착된모델 5와 6의경우, 모델 2와 4에비해최대응력이크게낮아지며모델 6은오히려날개보강재가적용되지않은모델 1과 3에비해서도낮은응력값을보였다. 즉, 가로보는날개보강재위치에서의응력집중현상을완화시켜주는역할을 멀티기둥이단부원형판을관통하는모델 1, 2는멀티기둥이관통하지않고원형판에부착된모델 3, 4에비해응력은저감되나 Fig. 3과같이부재길이연장으로인한강재중량이늘어나므로멀티기둥관통여부결정시에는엄밀한경제성평가가필요하다. 2.3 압축력에의한극한강도비교 2.2절의선형탄성해석결과는단순히응력집중크기의상대적비교는가능하나, 부재의일부가항복또는좌굴에따른영향을평가할수없으므로본절에서는재료및기하비선형이고려된해석을실시하여연결부모델의극한강도를비교하였다. 하중및경계조건은선형탄성해석과동일하다. Fig. 6은작용하는하중과구조물에발생하는변위와의관계를나타낸것으로, 그래프의최대값이구조물의극한강도이며, 그래프의기울기는구조물의강성값이다. Fig. 6에서극한강도는모델 5이가장높았으나, 모델 6과의차이는 1% 이내로미미하며, 다음으로모델

멀티기둥 - 강관풍력타워연결부성능평가 순으로극한강도가점점낮아짐을알수있는데이는모델의강성값크기순서와도동일하다. [Fig.

가로보및멀티기둥의관통여부는구조물의강성보다는극한강도에더큰영향을주는것을알수있다. Fig. 4와 6을통하여, 날개보강재는응력집중을발생시키는단점이있지만구조물의강성및강도증대에는효율적이며, 날개보강재부착에의한응력집중을저감시키고, 극한강도를높이기위해서는가로보설치가동반되어야한다고판단된다.

7] Deformed shapes by axial compression (Nonlinear analyses) Model 1 Model 2 Model 3 Model 4 (e) Model 5 (f) Model 6 2.

4 멀티기둥 - 강관풍력타워연결부성능평가 순으로극한강도가점점낮아짐을알수있는데이는모델의강성값크기순서와도동일하다. [Fig. 6] Load-displacement curves by axial compression (e) 모델 5, 6, 2, 4의경우구조물이극한상태에다다르기전그래프의기울기가크게차이나지않는데, 이는날개보강재설치가구조물강성증대에크게기여함을알수있으며, 가로보및멀티기둥의관통여부는구조물의강성보다는극한강도에더큰영향을주는것을알수있다. Fig. 4와 6을통하여, 날개보강재는응력집중을발생시키는단점이있지만구조물의강성및강도증대에는효율적이며, 날개보강재부착에의한응력집중을저감시키고, 극한강도를높이기위해서는가로보설치가동반되어야한다고판단된다. Fig. 7에서비선형해석에의한각모델변형형상대표도를보여준다. (f) [Fig. 7] Deformed shapes by axial compression (Nonlinear analyses) Model 1 Model 2 Model 3 Model 4 (e) Model 5 (f) Model 수평력에의한극한강도비교 풍력타워에는압축뿐만아니라수평력에의한전단및휨거동에대해서도적절한저항강도가요구된다. 이에본절에서는 2.2절에서언급된압축력의하중조건을수평력으로변환하여부재에전단력과휨모멘트가작용하도록하였으며, 극한거동을살펴보기위한비탄성극한강도해석을실시하였다. 2.2절및 2.3절을통해압축력에대해응력집중을저감시키고, 극한강도를증가시키는역할을하는가로보설치는필수적이라판단하였으므로, 본절에서는날개보강재유무에따른극한강도변화를검토한다. 이에앞서언급된총 6가지연결부모델중가장적합하다고판단되는모델 6과, 모델 6에서날개보강재가없는모델에대한해석을실시하였다. 풍력타워의경우, 휨모멘트방향이바람의방향에따라수시로변화하므로수평력재하방향은 Fig. 8과같이 x축방향의 P1과 x축과 45도방향인 P2두가지의하중조건을적용하였다. 1767

한국산학기술학회논문지제 15 권제 3 호, 2014 Fig. 9 및 10, 와같다. 극한강도는각각 P1의 15.36MN, P2의 14.61MN으로서모델 6의최소값과비교할경우27.6% 가량극한강도가낮아지는것을확인할수있었으며, 변위도모델 6에비해과도하게발생하기때문에날개보강재는수평방향강성및극한강도향상에큰역할을하는것으로확인되었다. [Fig.

10, 는극한상태에서의변형형상이다. P1을가했을때는압축부에놓인멀티기둥한곳에응력집중이발생함으로써국부좌굴이발생하고과도한변위또한발생하였으나, P2 하중을주었을때는압축부에멀티기둥 2개가존재함으로써응력집중을분산시키므로변위가작게발생하였으며, 극한강도는 21.59MN으로 P1의 20.19MN에비해 6.9% 큰값을나타내었다. 다른방향의수평력을가하더라도극한강도값은 Fig.

5 한국산학기술학회논문지제 15 권제 3 호, 2014 Fig. 9 및 10, 와같다. 극한강도는각각 P1의 15.36MN, P2의 14.61MN으로서모델 6의최소값과비교할경우27.6% 가량극한강도가낮아지는것을확인할수있었으며, 변위도모델 6에비해과도하게발생하기때문에날개보강재는수평방향강성및극한강도향상에큰역할을하는것으로확인되었다. [Fig. 8] Load directions for lateral forces, P1 and P2 [Fig. 9] Load-displacement curves by lateral force Model 6 with wing stiffeners Model 6 w/o wing stiffeners Fig. 9 은모델 6에대한하중-변위곡선이며, Fig. 10, 는극한상태에서의변형형상이다. P1을가했을때는압축부에놓인멀티기둥한곳에응력집중이발생함으로써국부좌굴이발생하고과도한변위또한발생하였으나, P2 하중을주었을때는압축부에멀티기둥 2개가존재함으로써응력집중을분산시키므로변위가작게발생하였으며, 극한강도는 21.59MN으로 P1의 20.19MN에비해 6.9% 큰값을나타내었다. 다른방향의수평력을가하더라도극한강도값은 Fig. 9 에나타낸두값사이에존재할것이라고판단되며, 설계관점에서는최소값을갖는 P1에대한강도가설계강도로산정되어야할것이다. 모델 6에서날개보강재를제거한모델에대한결과는 [Fig. 10] Deformed shapes by lateral force Model 6 with wing stiffeners (P1) Model 6 with wing stiffeners (P2) Model 6 w/o wing stiffeners (P1) Model 6 w/o wing stiffeners (P2) 1768

멀티기둥 - 강관풍력타워연결부성능평가 3. 결론 본연구에서는멀티기둥관통여부, 날개보강재의유무및가로보의형태에따른멀티기둥-대형단일강관풍력타워연결구조의거동을살펴보았다. 최적연결부형태는십자형태의가로보를통해대형단일강관단부면내응력을벽면으로전달시키며, 멀티기둥하단대형강관단부접합부에날개보강재가설치된구조로선정되었다.

박현용 (Hyun-Yong Park) [ 준회원 ] < 관심분야 > 강구조공학, 풍력구조 2011 년 2 월 : 청주대학교토목공학과 ( 공학사 ) 2013 년 2 월 : 청주대학교토목공학과 ( 공학석사 ) 2013 년 3 월 ~ 현재 : 한밭대학교건설환경공학과연구원 References [1] J. Kim, M. O. Hwang, B. H. Choi, K.

Jarmai, Optimum design of steel structures, Springer, 2013 DOI: http://dx.doi.org/10.1007/978-3-642-36868-4 [3] M. Newman, Structural details for steel const-ruction, McGraw-Hill, 1988.

6 멀티기둥 - 강관풍력타워연결부성능평가 3. 결론 본연구에서는멀티기둥관통여부, 날개보강재의유무및가로보의형태에따른멀티기둥-대형단일강관풍력타워연결구조의거동을살펴보았다. 최적연결부형태는십자형태의가로보를통해대형단일강관단부면내응력을벽면으로전달시키며, 멀티기둥하단대형강관단부접합부에날개보강재가설치된구조로선정되었다. 추후멀티기둥-대형단일강관풍력타워제품화를위해서는실험및공력거동평가를통한엄밀한성능평가가수반되어야할것으로예상된다. 박현용 (Hyun-Yong Park) [ 준회원 ] < 관심분야 > 강구조공학, 풍력구조 2011 년 2 월 : 청주대학교토목공학과 ( 공학사 ) 2013 년 2 월 : 청주대학교토목공학과 ( 공학석사 ) 2013 년 3 월 ~ 현재 : 한밭대학교건설환경공학과연구원 References [1] J. Kim, M. O. Hwang, B. H. Choi, K. Kim, Concept Design of the New-type 10MW Steel Wind Towers, Proc. of 39th KSCE Conference, pp , October, [2] J. Farkas and K. Jarmai, Optimum design of steel structures, Springer, 2013 DOI: [3] M. Newman, Structural details for steel const-ruction, McGraw-Hill, [4] Dassault Systemes, ABAQUS Standard User's Manual, Version 6.10, 김경식 (Kyungsik Kim) [ 정회원 ] 1992 년 2 월 : 서울대학교공과대학토목공학과 ( 공학사 ) 2004 년 8 월 : Auburn University 토목공학과 ( 공학박사 ) 1992 년 1 월 ~ 1999 년 8 월 : 포항산업과학연구원선임연구원 2005 년 10 월 ~ 2009 년 8 월 : GS 건설책임연구원 2009 년 9 월 ~ 현재 : 청주대학교토목공학과교수 < 관심분야 > 강구조공학, 강합성구조공학 김종민 (Jongmin Kim) [ 정회원 ] 2005년 2월 : 고려대학교토목환경공학과공학사 2007년 2월 : 고려대학교사회환경시스템공학과석사 ( 구조공학 ) 2011년 8월 : 고려대학교건축사회환경공학과박사 ( 구조공학 ) 2012년 3월 ~ 현재 : ( 재 ) 포항산업과학연구원강구조연구소에너지인프라연구본부선임연구원 < 관심분야 > 강구조, 에너지플랜트구조 1769

<INPUT DATA & RESULT / 전단벽 > NUM NAME tw Lw Hw 철근 위치 Pu Mu Vu RESULT (mm) (mm) (mm) 방향 개수 직경 간격 (kn) (kn-m)

<INPUT DATA & RESULT / 전단벽 > NUM NAME tw Lw Hw 철근 위치 Pu Mu Vu RESULT (mm) (mm) (mm) 방향 개수 직경 간격 (kn) (kn-m) 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 NUM NAME tw Lw Hw 철근 위치 Pu Mu Vu RESULT (mm) (mm) (mm) 방향 개수 직경 간격 (kn) (kn-m) (kn) 휨 전단 축력 종합 1 2W1 300 3400 4500 수직 2EA- D13 @150