강신유.fm

한국정밀공학회지제 35 권제 9 호 pp. 893-899 September 2018 / 893 J. Korean Soc. Precis. Eng., Vol. 35, No. 9, pp. 893-899 https://doi.org/10.7736/kspe.2018.35.9.893 ISSN 1225-9071 (Print) / 2287-8769 (Online) 블레이드실험및구조해석을통한소형풍력발전기블레이드구조안정성평가와블레이드설계개선 Evaluation of Structural Stability of Small Wind Turbine Blade by Blade Test and Structural Analysis and Improvement of Blade Design 최윤기 1, 강신유 2,#, 김종일 3 Youn Gi Choi 1, Shin You Kang 2,#, and Jong Il Kim 3 1 강원대학교대학원기계융합공학과 (Department of Mechanical Engineering, Graduate School, Kangwon National University) 2 강원대학교기계융합공학과 (Department of Mechanical Engineering, Kangwon National University) 3 한국표준과학연구원 (Korea Research Institute of Standards and Science) # Corresponding Author / E-mail: sykang@kangwon.ac.kr, TEL: +82-33-250-6373 ORCID: 0000-0001-7294-2361 KEYWORDS: Small wind turbine ( 소형풍력발전기 ), Composite blade ( 복합재블레이드 ), Tensile test ( 인장시험 ), FEA ( 유한요소해석 ), Structural design ( 구조설계 ) This paper examines the stability of the blades that convert the wind kinetic energy into the mechanical energy among the small wind power-generation systems, and proposes the design improvement for blades with a higher rigidity and a lighter weight than the conventional blades. The composite-specimen tensile test and static-load test are conducted to verify the reliability. To design the lightweight blade with the high stiffness, the displacement and the safety factor of the blade composed of the composite material are calculated from the structural-analysis results, and the optimal dimensional and material designs are performed. The optimal design parameters are selected by the shear-web lamination angle and the lamination thickness. The objective function is selected by the safety factor and the weight. For the optimum material design, the GFRP is converted into the CFRP. In this paper, the structural improvement is performed by optimizing the dimensional and material designs, the blade stiffness and weight are redesigned and compared with those of the designed blades, and the structural stability of the redesigned blades is also examined. Manuscript received: February 28, 2018 / Revised: April 9, 2018 / Accepted: June 13, 2018 NOMENCLATURE W[mm] = Width T[mm] = Thickness L[mm] = Length F m [N] = Maximum load σ m [MPa] = Tensile strength at F m E 11 [GPa] = Young s modulus on the fiber direction (the longitudinal modulus) E 22 [GPa] = The transverse Young s modulus υ 12, υ 21 = Poisson s ratios 1. 서론국내소형풍력터빈시장의확장으로소형풍력터빈개발의필요성이증가하고있고, 시스템의안정성확보및기술개발이필수적인요소이다. 하지만국내소형풍력시장은상대적으로규모가작으며대형풍력터빈비해기술력이낮은편이다. 본연구는풍력발전시스템중바람의운동에너지를기계적에너지로변환하는풍력발전용블레이드 (Wind Turbine Blade) 의구조안정성평가및설계개선을목적으로수행하였다. 이러한블레이드의구조재료는비강도 (Specific Strength), 비강성 (Specific Stiffness) 및피로특성등이우수한복합재료가주로사용되며, Copyright The Korean Society for Precision Engineering This is an Open-Access article distributed under the terms of the Creative Commons Attribution Non-Commercial License (http://creativecommons.org/licenses/by-nc/ 3.0) which permits unrestricted non-commercial use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited.

894 / September 2018 한국정밀공학회지제 35 권제 9 호 기본구조는외부의표피 (Skin), 내부의시어웹 (Shear Web), 폼 (Foam) 등으로구성된다. 이러한복합재로적층되어있는블레이드는이방성재질이기때문에주로유한요소법 (FEM) 을사용하여구조해석을수행한다. 1,2 본논문에서는구조해석을검토하기위해상용소프트웨어인 Abaqus 3 를이용하여극한조건에서의해석을수행하였다. 그러나시뮬레이션을통한구조해석은입력값에대한의존도가높아서정확성에대한검증이요구된다. 이에따라시편인장시험규격인 ISO 547 4 를통해복합재인장시편시험을하여재료의물성에대한검증을수행하였다. 또한, 설계된블레이드의안정성검증과시뮬레이션해석결과비교를위해소형풍력터빈관련국제규격인 IEC 61400-2 5 에서규정된실규모구조시험 (Full Scale Structural Test) 를수행하였다. 본연구에서는기존블레이드의굽힘테스트와구조해석을통해구조안정성을평가하였고, 설계개선을위해시어웹의두께에따른굽힘강도를분석하여기존블레이드보다경량화된블레이드를설계하였다. 풍력터빈용블레이드의대한기존연구는대부분이중대형블레이드의구조해석과전체적인반응을고려하는것에만집중되어있으며소형풍력터빈용블레이드에대한설계및해석에대한연구는거의없다. 7 또한풍력발전기의특성상설치시장기간작동되며유지보수가어렵기때문에연구단계에서의높은신뢰성을요구된다. 8 따라서구조적으로강성이높고경량화된블레이드가필요하다. 이러한점을고려하여구조해석결과로부터복합재료로구성된블레이드의변위량과강도비를계산하고이를통해중량최적설계와재료변경을하여설계개선을수행하였다. 본논문에서블레이드중량최적설계를위해사용소프트웨어인 Isight 9 를사용하였다. 소형풍력터빈용블레이드의중량감소를위해블레이드의구조에서굽힘에대한하중을지지하고있는시어웹으로최적설계를수행하였다. 중량최적설계시설계변수는시어웹의두께로선정하였고, 목적함수는안전계수와중량으로선정하였다. 시어웹의적층두께에따른안전계수와중량을분석하여기존블레이드보다최소로요구되는안전계수를만족하고경량화된블레이드의재설계를수행하였다. 또한, 재료변경을위해기존블레이드에적층된 GFRP (Glass Fiber Reinforce Plastics) 에서 CFRP (Carbon Fiber Reinforced Plastics) 으로변경하여강성이높고경량화된블레이드를재설계하였다. 2. 기존블레이드해석및시험 Fig. 1 GFRP Tensile specimen drawing Fig. 2 Tensile test equipment Table 1 Specimen type information Specimen type Width, W [mm] Overall length, L [mm] Thickness, T [mm] UD_ 0 15 ± 0.5 250 1 UD_ 90 25 ± 0.5 250 1 TRI_0 25 ± 0.5 250 1 TRI_90 25 ± 0.5 250 1 Table 2 Specimen tensile test result Specimen type σ m [MPa] E 11, E 22 [GPa] υ 12, υ 21 UD_ 0 832.9 43.1 0.311 UD_ 90 26.9 11.4 0.076 TRI_0 596.8 31.3 0.357 TRI_90 99.6 15.3 0.119 본연구에서사용된풍력발전기의사양은정격풍속 12 m/s, 정격용량 10 kw, 로터지름 7.5 m, 제어방식은 Furling이며수평축 3 엽블레이드소형풍력발전기이다. 2.1 복합재인장시편시험복합재로구성된블레이드의물성에대한검증을수행하기위해 ISO 547-1, 4, 5의규정된절차에따라복합재인장시편시험 을수행하였다. 본연구에사용된블레이드는 GFRP (Glass Fiber Reinforced Plastics) 로적층되어있다. GFRP는단축 UD (Unidirectional) 과삼축 TRI (Tri-Directional) 로구성되어있으며 UD의경우 0, 90 로시편을제작하였으며 TRI의경우 0, 45, 90 를 0, 90 로등가하여시편을제작하였다. 시편의타입은 UD_ 0, 90, TRI_0, 90 로총 4종류이며시편수는 5개로시험을진행하였다. Fig. 2

한국정밀공학회지제 35 권제 9 호 September 2018 / 895 Fig. 5 FEM model Fig. 3 Load point and LVDT installation location Fig. 6 Analysis condition Fig. 4 Test setup condition 은 GFRP 인장시편에대한도면을나타내고있으며 Table 1은시편타입별너비, 전체길이, 두께를나타낸것이다. 인장시편시험조건과방법으로시험장치는 810 MTS (Material Test System, Load Cell 100 kn) 과 MM (SYSTEM 7000, Maximum 88 ch) 을사용하였고 Fig. 3은인장시험장치를나타낸것이다. 시험속도는 1 mm/min으로하였고, 데이터측정속도는 10 Hz (SYSTEM 7000) 이다. 변형률측정방법으로는 Strain Gages 를선택하였다. 시험환경은대기온도 -25 C, 상대습도 50% 이하에서실시하였다. Table 2는시편인장시험결과로서시편타입별인장강도, 탄성계수, 포아송비를나타내며 5개시편의평균값으로표시하였다. 2.2 정하중시험 블레이드구조안정성평가를위해 IEC 61400-2에서극한하중상태인 Case H (Parked Wind Loading) 의조건을적용하여규정된절차에따라소형풍력발전블레이드정적성능측정 (Measurement of Static Structural Performance for Small Wind Turbine Blade) 을수행하였다. 정하중시험은 Positive Flapwise Test를실시하였으며극한하중시험과블레이드가파손이발생할때까지하중을부하하는파괴시험을수행하였다. 시험방법으로는블레이드의연결부를지그에고정하고연결부로부터 1,300 m, 2,600 m 떨어진위치에폭 50 mm 의하중부하장치를설치하여하중을부하하였다. 이때사용된계측기는부하하중측정용로드셀 (Loadcell) 을사용하였 고변위측정을위해 LVDT (Linear Variable Displacement Transducer) 를사용하였다. Fig. 4는 Loading Point 와 LVDT의설치위치를나타낸것이고 Fig. 5는 Positive Flapwise Test 준비상태를나타낸것이다. 총 3번의시험을통해시험하중, 변위, 변형률을측정하였고파손이발생할때까지하중을증가시켜파손하중을얻을수있다. 블레이드파단시험결과블레이드의표면에서파손이발생한위치를확인하였다. 2.3 구조해석 10 kw소형풍력발전기복합재블레이드의구조해석신뢰성을검토하기위해상용소프트웨어인 ABAQUS를사용하여정하중시험과동일한극한하중조건에서굽힘해석 (Bending Analysis) 을수행하였다. 블레이드형상은두께의수치가작기때문에쉘요소 (Shell Element) 로모델링하였고, Elastic의 Type로 Lamina 로설정하여적층하였다. 또한, 메쉬 (Mesh) 는 S4R 29110개, S3 331개로총 29,441개이고, 절점 (Node) 의개수는 28,910개이며 Fig. 6에나타냈다. 그리고 Fig. 7(a) 와같이경계조건 (Boundary Condition) 은블레이드연결부에볼트체결면을 X, Y, Z 방향및 X, Y, Z 회전방향에구속조건을부여하였고, Fig. 7(b) 와같이하중조건 (Load Condition) 은시험에사용된하중부하장치위치와하중을동일하게하여해석을수행하였다. 2.4 시험및해석결과 2.4.1 정하중시험결과정하중시험은설계하중의 0-100% 까지 10% 간격으로하중을작용한후파손이발생하지않을경우파손이발생할때까지하중을증가시켰다. 극한하중조건에서의정하중시험은총 3번에걸쳐서시행하였으며블레이드의연결부로부터 1098 mm, 2196 mm, 2928 mm, 3659 mm에위치한변위량을측정하였고설계하중의

896 / September 2018 한국정밀공학회지제 35 권제 9 호 Table 3 Displacement of Static load test (100% load) Distance from connection [mm] 1098 2196 2928 3659 1st tset [mm] 24 108 186 262 2nd tset [mm] 22 104 180 254 3rd tset [mm] 22 104 179 253 Fig. 9 Cambell diagram Fig. 7 Displacement F i σ i + F ij σ i σ j = 1 (i, j = 1,..., 6) (1) F i : Second Rank Strength Tensor F ij : Fourth Rank Strength Tensor 식 (1) 의좌변은파손지수 (Failure Index) 라고불리며, 좌변이 1 과같거나큰경우파손이발생한다고판단한다. 본연구에사용된블레이드의경우극한하중조건을적용한해석결과 Fig. 9을통해파손지수가 1보다작은 0.48이며이로부터기존에설계된블레이드는안전함을확인할수있다. Fig. 8 Tsai-Wu 100% 에대해서 Table 3에나타내었다. 또한, 파손이발생할때까지하중을증가시켰을때파손위치는시어웹이끝나는단에서발생하였고, 하중부하장치가설치된 Loading Point 1, 2에설계하중의 170% 에해당하는각 2720(N) 에서파손되는것을확인할수있었다. 2.4.2 구조해석결과 2.4.2.1 정하중해석복합재로구성된블레이드에대해서정적해석 (Static Analysis) 을수행하였다. 해석결과블레이드의끝단에서 267 mm의변위가발생하였고, Fig. 8에나타내었다. 또한, 블레이드연결부에서최대응력 (Maximum Stress) 이분포함을확인할수있다. 복합재료는등방성물질이아니므로일반적인등방성물질에대한파손이론적용이불가능하다. 따라서블레이드와같은이방성재질에대표적으로사용되는 Tsai-Wu 파손이론을적용하여안정성평가를수행하였다. Tsai-Wu 파손이론을정리하면 Tsai와 Wu는응력장 (Stress Space) 내에파손면 (Failure Surface) 이며다음과같이식 (1) 의형태로존재한다고가정한다. 6 2.4.2.2 모달해석풍력발전기는회전구조물로발전기구동속도및풍속의변화등에따라진동이발생하게되므로공진 (Resonance) 을피하도록설계되어야한다. 중량과강성이있는구조는고유진동수 (Natural Frequency) 가존재하며고유진동수와외란진동수 (Disturbance Frequency) 가일치하는부분에서공진이발생하게된다. 공진발생시응력과변형이순간적으로증가하여구조적으로불안정한상태가된다. 이러한공진의유무를판단하기위해모드해석을통해 Fig. 10과같이블레이드회전속도에따른모드의고유진동수와블레이드회전속도의배수와의관계를 Campbell Diagram으로나타내었다. 정하중해석과같은경계조건상태이며그결과 Flap 1차모드에서는 6.93 Hz, Edge 1차모드에서는 17.18 Hz, Flap 2차모드에서는 25.86 Hz 발생하였다. 본논문의대상인 3엽블레이드의경우 1배수 (1p) 의공진가능성을검토하여야한다. 관심대상인 Flap 1차모드고유주파수와 1배수선과정격회전속도 156 rpm과비교한결과충분한차이가발생하는것을그림을통해확인할수있다. 기계구조물의공진여부를판단할경우일반적으로고유주파수와외란주파수의간격이 5% 이상이라는기준을만족하는것을알수있다. 2 따라서본논문에사용된블레이드는공진이발생하지않는것을확인할수있다.

한국정밀공학회지제 35 권제 9 호 September 2018 / 897 Table 4 Error rate of analysis and test Distance from connection [mm] 0 1098 2196 2928 3659 Analysis [mm] (A) 0 20 103 185 266 Test [mm] (B) 0 22 104 179 253 Error rate [%] ((A-B)/B 100) 0-6.3-0.2 3.7 5.2 Fig. 10 Buckling mode shapes 2.4.2.3 좌굴해석가로에비해세로의길이가긴구조물은축방향에작용하는압축력의크기가작은경우일반적으로하중을받아수축을하게되나, 압축력의크기가임계값을초과하게되면가로방향으로국부변형이발생하여좌굴 (Buckling) 현상이발생한다. 블레이드의경우세장부재 (Slender Member) 의형태를가진구조물로대변형상황에서심각한파손결과를가져온다. 그러므로구조안정성을평가하기위해좌굴해석은필수요소중하나이다. 임계하중의경우 Fig. 11과같이단위하중이작용한좌굴해석을통해 1차모드 57.8 kn, 2차모드 -62.3 kn이발생하는것을확인할수있고, 압축력의경우는블레이드의끝단에서 1.5 kn의하중이발생한다. 계산결과 1차모드에서의 BLF (Buckling Load Factor) 는 38.7, 2 차모드에서의 BLF는 -41.7으로 IEC 61400-2에규정한안전계수와비교하여안전함을확인할수있다. Fig. 11 Breakage location 를통해해석결과대한신뢰성을검증하였다. 실제시험에서파손이발생한지점에대해서 Fig. 12(a) 에나타내었다. 또한정하중시험을통해나온설계하중의 170% 에해당하는파손하중각 2721, 2708 N을구조해석에적용하여파손위치와파손지수가최대로발생하는것을 Fig. 12(b) 를통해확인하였다. 파손이발생한결과와해석을통해파손이예상되는영역을비교한결과실제파손이일어난위치와동일한위치에서파손지수가 1을넘어파손이발생함을확인하였다. 2.5.3 결과비교및분석해석결과의신뢰성검증을위해동일한조건에서결과비교및분석을하였다. 시험과해석결과를비교하기위해극한하중조건에서블레이드연결부로부터일정한위치의변위량을비교하여오차율을 Table 4에나타내었다. 시험값과해석결과블레이드변위량의오차율이 7% 이하로발생하는것을확인하였고, 이 3. 블레이드설계개선 3.1 중량최적설계시어웹의중량최적설계를수행하기위해설계변수는적층두께로 ply 1, 2를선정하였고 Fig. 12를통해확인가능하다. 설계

898 / September 2018 한국정밀공학회지제 35 권제 9 호 Table 5 Results of blade design improvement Ply1- thickness [mm] Ply2- thickness [mm] Safety factor Weight [kgf] Existing blade 7.5 7.5 2.08 19.56 Design improved blade 3.5 6.5 1.58 16.89 Fig. 12 Laminated shape of shear web 는하여설계가능한값이 13개였다. Fig. 13을통해중량과안전계수와의관계를확인할수있으며, 빨간색선은제한조건을의미하고분홍색선은최적값을나타낸다. 중량최적설계를통해시어웹적층두께의경우 ply 1, 2가각각 3.5 mm, 6.5 mm일때중량이최소가되는것을확인하였고, 스파캡의경우제작특성상기존블레이드에서스파웹의두께 1 mm보다얇게제작하는것은불가능하기때문에중량최적화를적용하지않았다. 중량최적설계에대한결과는설계전블레이드와최적설계후블레이드의전체중량과설계변수를비교하여 Table 5에나타내었다. 비교결과규격에서요구하는안전계수를만족하는조건에서전체중량은 13.7%, 시어웹의중량은 33.6% 경량화된모델을도출하였다. Fig. 13 Graph of weight and safety factor 범위는시어웹의 ply 1, 2의두께를각각 2.5 mm에서 7.5 mm까지선정하였고, 간격은 1mm로설정하였다. 설계제한조건으로 IEC 61400-2에 7.8.1.1에해당하는극한하중에대한부분안전계수 1.35에정하중시험과구조해석의오차율을고려해안정계수 10% 를더한 1.49로선정하였다. 또한목적함수는중량으로선정하였다. 시어웹의적층두께에의해계산되는중량최적설계문제를정식화하여나타내면식 (3) 과같이표현된다. Find (x 1, x 2 ) Minimize W Constraint 2.5 mm x 1 7.5 mm 2.5 mm x 2 7.5 mm (2) 14.9 SF Where x 1 : ply1-thickness x 2 : ply2 -thickness SF: Safety factor W: Weight 중량최적설계총 18회실시되었고그중제한조건을만족하 3.2 재료변경기존블레이드에사용된 GFRP에서 CFRP로변경한재료변경결과 CFRP를적용한블레이드의전체중량은 14.63 kgf으로 GFRP가적용된기존블레이드전체무게 19.56 kgf보다 25% 경량화된결과를확인하였다. 또한기존블레이드의안전계수 2.08 에비해 CFRP가적용된블레이드의안전계수는 3.57로향상된결과를얻을수있었고, 블레이드의끝단에서발생한변위는기존블레이드 267 mm에서 CFRP가적용된블레이드 60 mm로설계전블레이드의변위에비해설계후블레이드의변위가 77% 감소된것을확인하였다. 3.3 설계개선중량최적설계와재료변경이적용된블레이드의안정성검토를수행하였다. 앞서수행한기존블레이드안정성검토와같은방법으로극한하중에서정적해석, 모드해석, 좌굴해석을수행하였다. 정적해석결과는파손지수가 0.28로 1보다작아극한하중에서파손이발생하지않는것을확인하였다. 모드해석결과는 Flap 1차, Edge 1차, Flap 2차고유진동수는각각 17.17 Hz, 46.01 Hz, 64.43 Hz가발생하며, 공진에서안전함을확인할수있다. 좌굴해석결과는 1차모드 144 kn, 2차모드 -156 kn가발생하였고, BLF는 1차, 2차모드에서각각 96, 104로좌굴에서안전함을확인하였다. 본논문에서중량최적설계와재료변경이적용된블레이드의설계개선결과블레이드의전체중량은 12.68 kgf으로기존블레이드전체무게 19.56 kgf보다 35% 경량화되었고, 기존블레이드의안전계수 2.08에비해설계개선된블레이드의안전계수는

한국정밀공학회지제 35 권제 9 호 September 2018 / 899 3.56으로향상된블레이드를재설계하였다. 4. 결론본논문의 10 kw급소형풍력발전기블레이드구조안정성평가및설계개선에대한결론은다음과같다. (1) 구조해석에대한신뢰성을위해복합재인장시편시험을통해물성치를확보하였고, 블레이드정하중시험을해석과비교하여오차가거의발생하지않는것을검증하였다. (2) 중량최적설계를통해시어웹적층두께의경우규격에서요구하는안전계수를만족하는조건에서 ply 1, 2가각각 3.5 mm, 6.5 mm일때중량이최소가되는것을확인하였다. (3) 중량최적설계후블레이드와기존블레이드비교결과전체중량은 13.7%, 시어웹의중량은 33.6% 경량화된모델을도출하였다. (4) 재료변경결과 CFRP를적용한블레이드의전체중량은 GFRP가적용된기존블레이드전체무게보다 25% 경량화된결과를확인하였다. 또한기존블레이드의안전계수 2.08에비해 CFRP가적용된블레이드의안전계수는 3.57로향상된결과를얻을수있었다. (5) 치수최적설계와재료변경이적용된블레이드의설계개선결과블레이드의전체중량은 12.68 kgf으로기존블레이드전체무게 19.56 kgf보다 35.2% 경량화되었고, 기존블레이드의안전계수 2.08에비해설계개선된블레이드의안전계수는 3.56으로향상된블레이드를재설계하였다. 또한치수최적설계와재료변경이적용된블레이드의안정성검토를수행하였다. (6) 본연구를더욱발전시키기위해서는블레이드의구조안정성을위한피로해석, 블레이드의스킨에대한구조최적화, 공력특성을고려한형상최적화가동시에수행되어야될것이다. 또한블레이드강성향상과경량화가전체발전량에미치는영향에대한연구도필요할것으로예상된다. 2. Kim, H.-K., Lee, J.-H., Jang, S.-M., and Kang, K.-W., Structural Analysis and Testing of 1.5 kw Class Wind Turbine Blade, Journal of Korean Fluid Machinery Association, Vol. 13, No. 4, pp. 51-57, 2010. 3. Dassault Systemes, Abaqus 6.14, Dassault Systemes Simulia, 2016. 4. ISO 547-1, General Principles, ISO 547-4, Test Conditions for Isotropic and Orthotropic Fibre-Reinforced Plastic Composites, ISO 547-5, Test Conditions for Unidirectional Fibre-Reinforced Plastic Composites,. 5. IEC 61400-2, Design Requirements for Small Wind Turbines, 2006. 6. Hahn, H. T. and Tsai, S. W., Introduction to Composite Materials, CRC Press, 1980. 7. Choi, C.-W., Jin, J.-W., and Kang, K.-W., Structural Optimization for Small Scale Vertical-Axis Wind Turbine Blade Using Response Surface Method, Journal of the Korean Society Fluid Machinery, Vol. 16, No. 4, pp. 22-27, 2013. 8. Lee, S. P., Reliability-Based Design Optimization for Composite Wind Turbine Blades Considering Material Uncertainty, New & Renewable Energy, Vol. 13, No. 3, pp. 41-50, 2017. 9. Dassault Systemes, Isight 4.0, Dassault Systemes simulia, 2016. ACKOWLEDGEMENT 본연구는 2015년도산업통상자원부의재원으로한국에너지기술평가원 (KETEP) 의지원을받아수행한연구과제입니다 (No. 20153010024470). REFERENCES 1. Lee, S.-P., Kang, K.-W., Chang, S.-M., and Lee, J.-H., Structural Design for 2kW Class Wind Turbine Blade by Using Design of Experiment, Journal of the Korean Society of Manufacturing Technology Engineers, Vol. 20, No. 1, pp. 28-33, 2011.