of a Large Wind Turbine
Sung Ha Ju *, Dong Hyun Kim *†, Min Woo Oh*, Su Hyun Kim**, Jong Hun Kang***, Jun Wu Bae***, Hyoung Woo Lee**** and Kyung He Kim *****
* Graduate School of Mechanical and Aerospace Engineering, Gyongsang National Univ. (GNU),
** CAE-KOREA Co., Ltd., *** JAC Co., Ltd., **** Jungwon Univ., ***** Korea Testing Laboratory (KTL) (Received December 9, 2015 ; Revised April 22, 2016 ; Accepted May 2, 2016)
- 기호설명 - E : 탄성 계수
E1 : 섬유방향 탄성계수 E2 : 기지방향 탄성계수 E3 : 두께방향 탄성계수
v : 푸아송 비
v12 : 섬유-기지방향 푸아송 비 v23 : 기지-두께방향 푸아송 비 v13 : 섬유-두께방향 푸아송 비 G : 탄성 계수
G12 : 섬유-기지방향 탄성계수 G23 : 기지-두께방향 탄성계수 G13 : 섬유-두께방향 탄성계수 ρ : 밀도
Key Words: Insulated Coupling(절연커플링), Test Machine(시험장치), Wind Turbine(풍력발전기), Performance Evaluation Test(공인성능시험평가), Structural Analysis(구조해석), Vibration Analysis(진동해석), Filament Winding Process(필라멘트와인딩 공법), Nonlinear(비선형성)
초록: 본 연구에서는 5 MW 급 대형 풍력터빈 절연커플링의 시험평가 장치를 자체설계 개발하였다. 3 MW 급 대형 풍력터빈용 절연커플링에 대한 공인성능시험평가를 수행하고 시험장치에 대해서는 개발요 구도, 장치설계, 기능적 고려사항, 구조진동해석 및 검토 결과를 제시하였다. 본 연구에서 고려한 대형 풍력용 절연커플링 모델과 같이 필라멘트와인딩 공법으로 제작된 두꺼운 유리섬유 복합재 파이프의 경 우 shell 요소 기반의 유한요소 해석기법과 두께 효과를 정확하게 모델링 할 수 있는 복합재 적층형 3D solid 모델링 기법의 비교결과를 제시하였다. 또한 다수의 판스프링이 적층된 형태로 제작된 디스크팩 구조에 대한 효과적인 비선형 유한요소 해석기법을 제시하고 시험평가 결과와 비교 검증을 수행하였다.
Abstract: In this work, an insulated coupling test machine for a 5-MW-class wind turbine was designed and developed, along with the public performance testing of a 3-MW-class wind turbine. The results of the device design, development requirements, functional considerations, structural vibration analysis, and the evaluation of the insulated coupling test machine are presented in this study. For the coupling models, thick fiberglass composite pipe insulation, fabricated by filament winding, was considered. Results of three-dimensional finite element analysis conducted using both solid element and shell element modeling were analyzed and compared, considering the effect of thickness. In addition, results from the nonlinear finite element analysis of multiple leaf springs of the laminated disk pack structure were verified and compared with experimental data.
† Corresponding Author, [email protected]
Ⓒ 2016 The Korean Society of Mechanical Engineers
1. 서 론
풍력터빈시스템의 기초를 제외한 경우 육상 및 해상용 대형 풍력터빈의 주요 구성품에는 큰 차이 가 발생하지 않는다. 하지만 풍력터빈용 전기발전 기의 종류(고회전 및 저회전)에 따라 기어형(gear type)과 무기어형(gearless type)으로 분류될 수 있는 데, 기어형의 경우는 거의 대부분 증속기와 전기 발전기 사이에 동력을 전달하는 동시에 양 축을 전기적으로 절연하는 것을 목적으로 하는 절연커 플링(insulated coupling) 부품이 장착되게 된다(Fig.
1). 국내에서도 풍력터빈 핵심부품 중 하나인 절 연커플링에 대한 국산화 설계 개발이 750 kW급 풍력터빈부터 진행되어 왔으며, 2 MW 및 3 MW급 개발을 완료하고 현재는 5 MW급 풍력터빈 절연 커플링의 개발 및 시험평가를 진행하고 있다.(1,2)
하지만 국내의 경우 대형 풍력터빈 절연커플링 의 구조성능을 평가할 수 있는 시험설비가 부족한 실정이다. 본 논문에서는 산학 공동연구를 통해 5 MW 급 대형 풍력터빈용 절연커플링의 정적/동적 구조시험평가장비 국산화 개발과 이를 활용한 국 내 개발 3 MW 급 대형 풍력터빈용 절연커플링에 대한 성능평가 및 검증 내용을 다루고자 한다. 또 한 시험장치 설계, 해석, 제작과 절연커플링 해석 및 시험평가 결과를 비교 제시하고 특성을 고찰하 였다.
2. 시험장치 설계/해석/평가
2.1 시험장치 설계
개발될 풍력부품의 시험평가 장치를 개발할 때 가장 우선적으로 검토해야할 사항은 해당 풍력부 품이 다양한 설계하중조건(3,4)에서 견뎌야 하는 극 한하중조건이다. 개발 초기단계에는 터빈 시스템 사에서 관련 부품의 극한하중 조건을 입수가 곤란 한 경우가 많다. 따라서 본 연구팀도 개발 초기 기 본설계 과정에는 통상적인 하중해석 프로그램과 장 기간의 기반연구를 통해 구축한 정밀하중해석 기법
(5~7)을 활용하여 3 MW 및 5 MW급 절연커플링에
부가되는 극한하중 조건을 자체적으로 산출하여 설계에 반영하였으며, 최대 125 kNm의 토크 부가 기능과 이 조건에서 시험장치 구조 안전계수 1.5 이상을 충족하도록 하였다. Table 1은 본 연구에서 개발한 시험장치의 주요 스펙을 보여주고 있다.
Fig. 2는 본 연구에서 최종 설계한 절연커플링 시험장치 모델을 보여주고 있다. 시험장치는 하부 에 별도로 견고하게 제작된 고가의 주물가공 정반
베이스가 기본적으로 배치된다. 또한 시험평가 대 상물인 절연커플링을 고정하기 위한 2개의 고정용 부 지그, 정밀제어 유압시스템(유압모터, 유압탱크, 냉각기, 제어벨브, 압력/온도센서 등), 유압작동기 (hydraulic actuator), 매우 높은 고하중을 회전 모멘 트로 전가하기 위한 토크암(torque arm)구조, 고강 도 회전축 샤프트(shaft) 및 이를 지지하는 대형 Table 1 Major design properties of developed insulating
coupling test machine
Sizes (width × length × height) 5 m ×3 m×2.8 m
Total weight 19 ton
Hydraulic actuator force 250 kN Maximum applied torque 125 kN·m Electric power source 25 kW
Fig. 1 Internal parts of a typical large wind turbine
Fig. 2 3D CAD design of the insulating coupling test machine (5 MW class)
용접 구조물로 이루어져 있다. 또한 유압작동기 하중을 실시간으로 계측하기 위한 고하중 로드셀 (load cell), 변위를 측정하기 위한 전자식 리니어스 케일 및 시험장치를 운용 및 관리하기 위해 별도 로 설계 제작된 제어시스템(touch screen 방식의 제 어패널 포함) 등으로 구성되어 있다.
자체설계 제작된 절연커플링 시험장치 시스템의 총 무게는 약 19 ton이며, 이는 별도로 분리되어 있는 유압시스템 및 제어용 패널을 제외한 무게이 다. SS400 재질은 주로 대형 H빔 지지구조와 용접 제작 부품 등에 사용되었으며, S45C 재질은 플랜 지(flange), 하우징 및 주축 등의 제작에 적용되었 다. 회전축의 경우 동심축 편심 영향을 배제하기 위해서 자동조심롤러베어링(23140C)을 적용하였다.
고하중의 회전축 암과 연결되는 베어링을 고정하 는 베어링 하우징은 정밀 기계가공 제작하였으며, 플랜지 부품류는 1차 가스컷팅 후에 정삭가공하였 다. 정밀 기계가공용 소재는 가공전 노말라이징 (normalizing) 처리하였고, 용접제작 부품들은 용접 후 풀림처리하였다. 두께가 두꺼운 부품들은 1차 가스컷팅 후 2차 정삭가공되었으며, 플랜지의 축 부분은 중실축(키 및 볼트 체결부)을 기계가공하 여 결합하였다. 시험장치 모델은 5 MW 절연커플 링이 시험가능한 환경으로 제작이 되었다. 설계 부품 중 강도(응력) 요구도가 가장 높은 부품은 회전축, 암(arm)구조, H빔 지지구조의 유압작동기 체결부 부근이다. 유압작동기(hydraulic actuator)는 5 MW급 절연커플링 시험평가를 위한 최대 극한 하중 설계 요구도인 250 kN 이상을 가할 수 있는 모델로 선정되었다. 또한 시험장치의 주 구조부품 들은 최대 극한하중에 대해 안전계수 1.5 이상으 로 설계하였다. 개발된 시험장치에 소요되는 전력
은 380V 삼상라인으로 공급되며, 유압시스템 요구 전력은 18.5 kW, 전체 시험장치 피크 요구전력은 약 25 kW 정도이다.
Fig. 3은 본 연구에서 다양한 상황을 고려하여 사용자 편의 위주로 설계된 시험장치 GUI 제어 프로그램을 보여주고 있다. 본 장비의 계측제어부 제작전에 디자인된 제어부 레이아웃을 Labview로 실제 구성하여 다양한 사용자 상황을 평가한 후 메뉴 구성을 완료하였다. 사용자 메뉴 구성은 크 게 정적시험 및 동적시험 모드가 별도로 분리되어 있고, 터치스크린(touch screen) 방식의 입력, 실시
(a) Torque arm stucture
(b) Hydralic actuator support structure
Fig. 4 Selected finite element mesh (hexa dominant) for FE analysis of major structural parts
Fig. 3 Control panel design using LabView for the staic test mode
간 데이터 모니터링 및 USB 포트를 통해 외장저 장 장치로 계측데이터를 저장할 수 있도록 설계하 였다.
2.2 시험장치 구조해석
시험장치 모델 중 주요 강도요구 구조인 회전 축 암토크 연결구조, H빔 지지구조, 절연커플링 양 단 플랜지 부품들은 Ansys Workbench (Ver. 14) 프 로그램을 활용하여 구조진동해석을 수행하고 검증 하였다. Fig. 4는 회전축 연결구조의 하중조건, 경 계조건 및 유한요소 모델을 보여주는 그림이다.
각 부품의 요소의 수는 회전축 암토크 연결구조 약 18 만개, H빔 지지구조 약 17 만개, 플랜지 부 품 약 20 만개 정도로 생성되었다. 구조에 사용된 재질은 탄소강 S45C, H빔 구조는 구조용강 SS400 이며, 해석에 사용한 물성치는 S45C, SS400 모두 E=207 GPa, υ=0.3, ρ=7,600 kg/m3이다. 최대 하중조 건은 회전축 토크암 연결구조와 H빔 지지구조는 5 MW급 풍력터빈 절연커플링 설계요구 조건에 근거하여 125 kN을 부여하였다. 특히, 회전축 암토 크 연결구조는 하중을 받는 암 구조의 최대 하중 조건을 고려하기 위해 유압작동기가 연결되는 브 라켓 장착 면에 각도별 하중조건을 부여하여 구조 해석을 진행하였다. 참고로 시험장치에는 최대 5 MW급까지 다양한 용량과 종류의 풍력용 절연커 플링이 시험평가 될 수 있어야 한다. 본 연구에서 는 이에 대한 시험평가를 용이하게 하기 위해 절 연커플링의 종류에 따라 비교적 단순한 추가 부품 제작만으로 교체장착 및 시험평가를 수행할 수 있 도록 설계하였다. 참고로 3 MW급 풍력터빈 절연 커플링 연결 플랜지의 경우는 최대 설계토크가 약 30~35 kNm이다. 시험장치 설계에서는 응력강도 요구도 충족뿐만 아니라 시험장치 자체의 변형이 거의 없도록 설계해야 하므로 안전계수 2 이상의 모멘트 하중조건인 70 kNm을 고려하여 구조해석 을 수행하였다.
Fig. 4(a)에 제시한 회전축 토크 암구조의 구조 해석 경계조건은 홀단면과 샤프트 단면에 각각 변 위와 회전자유도 구속조건(fixed support)과 샤프트 단면 회전축 방향과 회전방향 구속조건(cylindrical support)을 부여 하였다. Fig. 4(b)의 상부 유압작동 기 지지구조는 상부구조물과 하부구조물의 체결홀 단면에 변위와 회전자유도 구속조건을 부여하고 상부구조물 전체에 대한 구조해석을 수행하였다.
플랜지 부품들은 샤프트 홀에 변위와 회전자유도 구속조건을 부여하여 구조해석을 수행하였다. 설 계상 항복강도(yield strength) 값은 S45C의 경우
590 MPa, SS400의 경우는 235 MPa을 고려하였으며, Figs. 5~6에 제시한 바와 같이 설계된 시험장치를 구성하는 거의 모든 구조부품의 발생응력 및 변형 수준을 5 MW급 풍력터빈용 절연 커플링의 하중 수준을 충족할 수 있도록 평가하고 검증하였다.
지면관계상 모든 부품에 대한 구조해석 결과를 제시하지는 못하였으나, Fig. 5는 주요 부품 중의 일부인 토크 암, 지지구조 및 시험용 절연커플링 체결을 위한 플랜지 부품에 대한 유한요소 구조 변형 해석결과를 보여주고 있다. 참고로 그림의 플랜지 부품은 3 MW 절연커플링 시험모델용으로 Fig. 5 Stress analysis results for the arm and hanger
structural parts under the maximum design load
설계된 경우이며, 나머지 모든 부품들은 5 MW급 최대 하중조건에 대한 응력 및 변형해석을 수행하 였다. 참고로 대형 풍력터빈에 장착되는 절연커플 링은 시스템 제작사마다 설계 형상이 다르기 때문 에 해당 모델에 적합한 플랜지만 별도로 제작하면 시험장치게 장착하여 성능평가를 수행할 수 있도 록 개발되었다.
본 시험장치 설계시 요구된 유압작동기에 작용 하는 5 MW급 절연커플링의 최대 시험하중은 250 kN 이었다. 본 시험장치에서 특히 토크 암구조는 가장 극심한 하중을 받는 중요 부품이다. 현재 설 계된 형상에 대해 극한하중시 유발되는 최대 응력 수준은 약 402 MPa이며, S45C 재질의 설계상 항복
강도로 약 590 MPa을 고려하였으므로 안전계수 1.47 이상을 나타내었다. 유압작동기를 지지하는 대형 상부구조에 유발되는 최대 응력 수준은 약 130 MPa로 안전계수 1.8 이상을 확보하였다. 3 MW 플랜지의 보수적인 설계 개념상 최대 유발응력 자 체가 항복강도의 비해 낮은 수준이며, 최대 유발 응력이 약 153 MPa 수준으로 안전계수 3.5 이상을 확보하고 있음을 알 수 있다. Fig. 6을 관찰해 보면 고하중 유압작동기를 지지하는 상부 H빔 구조는 극한하중 조건에서 유압작동기 홀 체결부분에서 H빔의 넓은 부분에 걸쳐 최대 약 0.35 mm의 구조 변형이 유발되어 무시 할만한 수준이었다. 참고로 3 MW용 절연커플링 시험고정용 어뎁터 플랜지 구 조의 경우는 해당 하중 안전계수가 반영된 조건에 서 최대 약 0.06 mm 변위 수준을 보였다. 현재 설 계된 시험장치의 거의 모든 구조부품 요소에 대한 변위해석 결과 최대 구조변형은 토크 암구조에서 발생하였다. 참고로 3 MW 절연커플링의 설계하중 인 30 kNm을 부가한 경우의 토크 암 변위는 약 0.3 mm로 매우 낮은 수준을 보임을 확인하였다.
Fig. 7은 설계된 시험장치의 주요 하중지지부에 대한 고유진동해석을 수행한 결과를 보여주고 있 다. 가장 낮은 고유진동수가 59.4 Hz로 개발된 시 험장치의 동적시험시 유압작동기(hydraulic actuator) 최대 가진 진동수인 1 Hz 보다 훨씬 높은 고유진 동수를 가지기 때문에 충분한 진동여유와 강성을 Fig. 6 Structural deformation results under the maximum
load condition
Fig. 7 Natural vibration analysis of the major support structural parts of the testing system
가지고 있어서 동적시험시 공진(resonance) 현상이 나 진동문제 발생 가능성을 배제하였다.
2.3 시험장치 목표항목, 기능구성 및 검증 본 절에서는 자체 개발한 시험장치를 활용하여 3 MW급 풍력터빈 절연커플링에 대한 설계 목표 치 항목에 대해 수행된 실제적인 시험평가 및 해 석결과를 제시하고자 한다. 또한 시험조건과 거의 동일한 환경에서 복합재-금속 혼합 재질의 절연커 플링에 대한 선형 및 비선형 유한요소 구조해석을 수행하고 상호 비교 및 비교 평가한 주요 내용을 정리하였다. 중앙카프링㈜에서는 3 MW급 절연커 플링 개발에 다음과 같이 6개 항목의 정량적 목표 치를 제안하였으며, 경우에 따라 다소 차이는 있 겠지만 이는 대부분의 국내외 풍력시스템사에서 필수적으로 요구하는 절연커플링의 성능목표치 항 목과 부합한다고 볼 수 있다.
① 접합강도: 35 kNm 이상
② 전달토크: 30 kNm 이상
③ 최대허용편각: 2°(degree) 이상
④ 슬립토크: 18±13% kNm 이내
⑤ 축체결력: 25 kNm 이상
⑥ 충격인성: 27 MPa (-20℃)
⑦ 밸 런 싱: 10 grade G
⑧ 절연저항: 100 MΩ@1000V
위 항목들 중 (1)~(4)는 원래 계획된 개발 시험 장치를 활용한 시험평가 목표 항목이며, (5)~(8)는 별도의 시험장치 또는 장비로 평가를 수행하였 다. 참고로 괄호의 항목은 명목상 적용가능한 관 련 표준 시험방법을 나타내고 있으나, 현실적으 로 대형 풍력터빈 부품의 경우는 표준 시험장치 또는 절차가 아직 없는 경우가 다반사이기 때문 에 절연커플링의 경우도 (1)~(4) 항목에 대해서 는 먼저 별도의 대형 시험장치 개발 및 구축이 필수적으로 요구된다.
Fig. 8은 상기 (1)~(4) 개발목표치 항목에 대한 전문적인 시험평가를 위해 개발된 시험장치 및 조 립 체결된 시험용 절연커플링의 예를 보여주고 있 다. 참고로 시험평가 절차에 대해 설명하면 접합 강도의 경우는 목표토크 35 kNm까지 서서히 하중 을 부가하면서 절연커플링의 파손여부를 관찰하게 되며 실시간으로 하중대비 회전변위를 계측하여 데이터로 저장하게 된다. 커플링에 파손이 발생하 게 되면 더 이상 토크를 전달할 수 없게 되어 유 압작동기에 장착되어 있는 로드셀에서 계측하는 반력에 급격한 변화가 관찰되게 되므로 파손 여부
를 명확하게 확인할 수 있다. 절연커플링의 경우 주로 복합재 및 금속재 접착부 강도가 주요 검토 사항이 되기 때문에 일반적으로 최대 허용토크에 대한 ‘접합강도’ 시험으로 명명된다. 물론 볼트를 포함한 절연커플링을 구성하고 있는 모든 부품에 대해 파손이나 소성변형 현상이 없어야 한다.
대형 절연커플링을 실제 풍력터빈 시스템에 장 착하는 경우 회전축이 다소 어긋나거나 체결거리 공차가 발생하는 경우가 있을 수 있다. 따라서 이 에 대한 부수적인 설계 요구도가 발생되게 되며 시험장치는 이러한 조건을 추가적으로 반영하여 시험평가를 수행할 수 있도록 개발되어야 한다.
본 연구에서 개발한 시험장치는 편각 및 축이음 오차에 대한 시험평가를 용이하게 수행할 수 있도 록 시험용 절연커플링 고정부 한 쪽에 각도 및 거 리를 조절할 수 있는 별도 장치를 구비하고 있다.
전달토크 시험은 절연커플링의 디스크팩(disk pack) 을 장착한 상태(토크리미터(torque limiter)는 고정) 에서 목표치 이상의 토크를 전달하는데 있어 소성 변형이나 파손현상 등이 없는지를 확인하며, 축 체결력의 경우는 축방향 목표하중에 대한 평가를, 슬립토크의 경우는 목표 토크 및 공차범위에서 절 연커플링에 장착된 토크리미터(torque limiter)에서
Fig. 8 Assembled insulating coupling test machine
미끄러짐 현상이 정상적으로 발생하는지를 확인할 수 있다.
Fig. 9는 본 연구에서 개발한 시험장치 터치스 크린 제어패널의 사용자 GUI 프로그램(정적시험, 동적시험) 화면을 보여주고 있다. 제어패널의 모 니터에서 현재 하중, 변위, 토크 데이터를 파악할 수 있고 시험중 발생된 최대치가 발생되는 매순간 갱신되어 표시되게 된다. 또한 하중 시간응답, 변 위시간응답 그래프 및 엔코더(encoder) 센서로부터 측정된 커플링 구조변형 회전각도를 실시간으로 확인 가능하다. 제어패널의 화면은 제어 계통의 강건성을 위해 (1) 초기 설정모드(initial set-up mode), (2) 정적시험모드(static test mode) 및 (3) 동적 모드(dynamic test mode)로 나누어져 설계 및 구성 되었다. 제어패널 초기설정 모드에서는 유압작동 기 스트로크(stroke)의 수동조절, 영점설정 및 수행 한 시험평가 데이터에 대한 저장명령 기능 등이
정하면 작동을 잠시 멈추게 되며, 다시 작동(run) 버튼을 누르면 계속적인 동작을 수행하게 된다.
중지(stop)버튼을 실행하면 시험이 즉시 중단되며, 유압작동기 또한 초기상태(영점 조정위치)로 돌아 가게 된다. 비상정지(epb) 버튼은 긴급 상황에서 사용하게 되는데 제어패널을 포함한 시험장치 시 스템의 모든 명령이 일시에 즉시 중단되는 안전차 단 기능을 가진다. 또한 제어패널 화면내에는 실 시간으로 오일상태(현재온도, 기록된 최대 및 최 소온도), 알람상태(목표토크 하중이 0 이하 입력시 오류표시, 스트로크길이 250 mm 초과 경고표시, 비상정지 및 냉각 과부하 경고표시), 로드셀 및 변위계측센서상태(하중 및 스트로크 현재 측정상 태), 엔코더 센서상태(각도표시 및 현재 측정되는 각도) 등이 표시되도록 제작되었다.
정적모드에서는 기본동작인 목표하중의 입력설 정 외에도 시험평가 도중에 커플링 파손이 발생하 는 상황에 대한 추가설정 기능을 가지도록 하였다.
이는 파단설정(destruction set) 입력을 on 또는 off 하는 스위치 메뉴로 설정을 하게 되는데, 이를 off 로 설정하면 시험평가도중 절연커플링이 파단 또 는 슬립현상이 발생했을 때 목표토크에 미달한 상 황이라도 유압작동기 추가 작동을 멈추고 초기 영 점위치로 환원한 후 대기 상태로 있게 된다. 반대 로 on으로 설정하면 중간에 파손이나 슬립이 발생 하더라도 설계된 최대 스트로크 변위(250 mm)까지 작동한 후 그 상태로 멈추게 된다.
동적모드는 기본적으로 가진력(excitation force) 및 가진주파수(excitation frequency), cycle, cycle set 등을 설정할 수 있다. Cycle 설정 입력은 동적 피 로시험 1회당 설정한 가진주파수(0.25~1 Hz 범위 로 설정가능)에 대해 총 반복 시험 회수 설정이 가능하며, Cycle set 입력은 구간 cycle 시험에 대한 전체 반복 회수를 별도로 설정할 수 있도록 개발 하였다. 또한 제어패널 화면에서는 오랜 시간이 소요되는 동적 피로시험 작동과정에서 언제든 설 (a) Static test mode
(b) Dynamic test mode
Fig. 9 Manufactured control panel (touch screen)
정된 현재까지 진행된 피로시험 반복 cycle 회수 를 실시간으로 모니터링 할 수 있게 하였다.
대형 풍력터빈용 절연커플링 시험장치는 상당히 큰 하중(유압)이 가해지는 시험장치이기 때문에 시험과정에서 발생될 수 있는 오류 또는 고장 상 황에 대한 다양한 안전장치를 별도로 설계 및 반 영하였다. 예를 들어 시험장치 상부에는 다색 경 고등이 장책되어 있는데, 적색, 황색, 녹색의 색상 으로 경고 수준을 표시하도록 제어시스템과 연동 하였다. 절연커플링 시험(정적시험, 동적시험)장치 가 작동되는 동안에는 유의 단계로 황색 등이 켜 져 있게 되고, 시험이 종료되어 유압작동기의 압 력이 원래 초기 상태로 돌아가면 접근이 안전한 생태로 녹색등이 켜지게 된다. 적색등은 고압 유 압시스템의 온도 유지기능이 이상이 생기게 되면 켜지게 된다. 유압계통의 정상적인 작동온도 유지 장치로는 오일 냉각팬(cooling fan)과 히터(heater)가 있다. 유압시스템의 냉각 팬은 오일의 온도가 45°C 이상에서, 히터는 오일 온도가 10°C 이하에서 자동으로 작동하도록 설정되어 있으며, 필요에 따라 프로그램을 수정하여 작동온도 조건을 변경할 수도 있다. 하지만 시험장치의 안전한 작동을 위하여 수시 로 유압 시스템의 작동 상태를 점검하여야 한다. 특 히 유압펌프 압력수준(압력게이지), 쿨링팬과 히터 정 상 작동여부(온도게이지), 유압모터 전원 및 작동방향 (표시된 회전방향과 모터의 회전방향), 쿨링팬 및 히 터의 작동여부 등을 중점 확인하여야 한다. 장기간 사용시 정기적으로 유지보수가 필요한 항목은 장착되 어 있는 로드셀 및 리니어 스케일의 검교정, 오일(교 체주기 2년), 실린더패킹(교체주기 1년) 등이 있다. 참 고로 시험장치 개발과정에서 공인기관에서 검교정 받 은 하중, 변위 및 회전각 센서들의 신호를 제어패널 신호로 전환하여 제어패널 화면상에 하중(토크), 변위 및 각도 항목으로 실시간 표시하여 주는 중간 프로그 래밍 단계를 거치게 된다. 따라서 추가적인 계측제어 프로그램의 검증은 매우 중요한 사항에 해당한다. 이 를 위해 본 연구에서는 정밀하게 사전 측정된 무게를 하중으로 가한 후 로드셀에 연결된 디지털 인디케이 터(indicator) 표시 값과 제어패널 화면에 표시되는 출 력 값에 대한 검증을 수행하였다. 또한 각도센서 (encoder)의 화면 표시 값을 스트로크 변위센서와 정밀제작된 토크 암의 길이 관계식을 적용하여 상 호 검증하였다. 이러한 일련의 검증 과정은 시험평 가 결과에 대한 인증을 위해 공인인증기관(한국산업 기술시험원, KTL) 연구원이 직접 입회하여 상호 확인 하였다.
2.4 3 MW 절연커플링 시험평가, 해석 및 검토 아래에 기술하는 모든 시험모델의 시험평가는 가능한 동일한 조건을 유지하기 위해 시험장치에 장착 후 토크암 구조가 가급적 수평인 상태로 유 압엑츄에이터 스트로크(stroke) 길이를 수동 조절 하여 초기 영점으로 설정한 후 시험평가를 수행하 였다. 첫 번째 접합강도 시험은 파단시험용 3 MW 절연커플링 시제품(Coupling A)을 시험장치에 장착 하고 목표 파단시험 토크(torque)를 설정한 후 점 차적으로 토크를 증가시켜가면서 절연커플링 복합 재 파이프 부분과 금속 플랜지 사이의 접합부에 파손여부를 판정하였다. 참고로 본 논문에서 고려 한 3 MW 절연커플링 모델은 양쪽 고정단 플랜지 가 실제 풍력터빈에 장착되는 조건과 동일하게 M39 고장력 볼트로 고정 체결되며 볼트의 파손여 부도 동시에 고려되었다. 두 번째 전달토크 시험 은 복합재 절연부 모델에 스프링강 재질의 탄성 디스크팩이 포함된 3 MW 절연커플링 시제품 (Coupling B1)을 장착하고 목표 토크를 가하여 파 손이나 소성변형 등이 발생하지 않고 이상 없이 목표 토크를 전달할 수 있는지 평가하였다. 참고 로 디스크팩은 M27 볼트로 절연커플링 복합재 파 이프 구조의 플랜지부에 추가로 결합되며 볼트의 파손여부도 함께 고려되었다. 세 번째 최대허용편 각 시험은 디스크팩이 포함된 동일 모델(Coupling B1)에 대해 양쪽 고정부 중 한쪽 끝단을 틀어서 (시험장치에 각도계 장착되어 있어 목표각도 조정 및 설정할 수 있음) 목표 편각 2°를 부가한 후 전달토크 시험을 추가로 수행하여 이상유무를 검 토하였다. 네 번째 슬립토크(slip torque) 시험은 토 크리미터가 추가로 장착된 절연커플링 모델 (Coupling B2)에 대해 목표토크(20 kNm)를 설정한 후 ±13% 이내에서 슬립현상이 정상적으로 발생 하는지에 대한 성능평가를 수행하였다. 참고로 절 연커플링 체결시 유압작동기 스트로크와 적정거리 설정을 위해 토크리미터가 회전할 수 있도록 limit torque 조정용 볼트를 풀어 둔채로 전체 시스템 체결이 용이하도록 사전에 회전방향 초기 위치를 조정해 둔 후 최종 체결을 수행하였다. 3 MW 절 연커플링의 경우 토크리미터의 슬립토크는 절연용 복합재 파이프 구조의 한쪽 금속 플랜지부에 별도 로 12개의 M20 볼트로 체결되게 되는데, 이 때 체결토크 파악이 가능한 정밀 토크렌치를 사용하 여 설계된 토크 범위의 체결토크를 가하여 최종 조립 및 시험평가를 수행하였다.
본 연구에서는 시험 평가항목에 대한 결과와 3
차원 유한요소 구조해석을 수행하고 결과를 상호 비교 및 평가하였다. 3차원 유한요소 구조해석은 ANSYS(Ver.14) 및 ABAQUS(Ver.6.3)을 활용하였다.
Figs. 10(a)~(b)는 3 MW 절연커플링의 복합재 파이 프 구조에 대한 유한요소 모델을 보여주고 있다.
금속재 플랜지 연결부(Fig. 8)는 solid 요소로 생성 하였으며, 복합재 파이프부는 두께가 9.8 mm로 상 당히 두꺼운 편이기 때문에 통상적인 이방성 복합 재 shell 요소와 두께방향 비틀림 전단변형 효과가 보다 정확하게 고려될 수 있는 solid 요소(적층각 및 적층수를 고려한 등가복합재 물성치 적용)를 적용하여 두 종류의 유한요소 모델을 생성하였다.
Fig. 10(a)는 shell 및 solid 요소(element) 기반 ANSYS 구조해석 격자(mesh)를 보여주고 있으며, 총 요소 수는 42,464개 이다. Fig. 10(b)는 전체 구 조를 solid 요소로 모델링한 ABAQUS 구조해석 모델로 총 요소 수는 19,998개 이다. 여기서 한 가
지 유의할 사항은 ABAQUS 모델의 경우 금속재 플랜지를 제외한 복합재 파이프 부품에 대한 유한 요소 격자 생성시 두꺼운 복합재에 대한 정확한 해석을 위해 3D solid/laminated composite element로 격자를 생성하였다는 점이다. 금속재는 일반 등방 성 3D solid 요소를 적용하였다. 이후에 실험결과 에 대한 비교결과를 제시하였는데 이 모델로 매우 잘 일치하는 결과를 얻을 수 있었다. 참고로 연구 추진 중에 ANSYS 프로그램을 사용하여 3D solid 요소를 적용하고 등가 3D orthotropic 물성치 정보 를 입력하여 해석을 시도하여 보았으나, 본 연구 팀의 경우 실험치와 잘 일치하는 결과는 얻지 못 하였으며 추후 이에 대한 추가 연구를 수행할 예 정이다. Figs. 10(c)~(d)는 스프링강 재질의 탄성 디 스크팩 구조에 대한 유한요소 모델이며 총 element 수는 약 140,527개 이다. 스프링 판재의 경우 두께가 3 mm로 얇기 때문에 격자가 부족한 (a) Composite pipe part (shell+solid mesh: 42,464 elem,
ANSYS FE model) (b) Composite pipe part (solid/laminated composite mesh: 19,998 elem, ABAQUS FE model)
(c) Elastic disk pack part (full solid mesh, 140,527 elem,
ANSYS FE model) (d) Elastic disk pack part (closed view) Fig. 10 Finite element model of insulating composite coupling and elastic disk pack
경우 solid 요소의 특성상 강성이 과하게 반영될 수 있다. 따라서 수렴된 shell 모델링의 해석결과 와 별도의 격자 수렴성 평가를 수행한 후 충분히 조밀한 격자 수를 최종 해석에 반영하였다.
필라멘트와인딩 제조공법의 유리섬유 복합재 파 이프 구조에 대한 유한요소해석은 shell 및 solid 요소 모델링 두 가지로 수행되었다. 복합재 적층 판의 경우는 ANSYS Composite PrePost (ACP) 프로 그램과 MSC.NASTRAN을 사용하여 계산된 복합 재 적층판의 기계적 물성치를 상호 검증하였다.
선형 및 비선형 구조해석은 ANSYS Workbench (Ver.14) 프로그램으로 모델링하고 병렬처리 (parallel processing)로 수행하여 수치해석 시간을 단축시켰다. 구조해석의 모델에 적용한 물성치는 다음과 같다. 절연을 위한 복합재 파이프 구조의 재질은 GFRP(glass fiber reinforced plastic, 유리섬유 강화플라스틱)이며, 본 연구에서는 표준시편 시험 을 통해 복합소재 물성치를 제한적으로 측정하였 으며 E1=33 GPa 및 E2=4.7 GPa 를 측정하였다. 또 한 부족한 부분은 통상적으로 알려진 물성치(8)를 활용하였으며, E3=4.7 GPa, G12=3.8 GPa, G23=3.8 GPa, G13=3.8 GPa, υ12= 0.3, υ23=0.4, υ13=0.3 및 ρ=2,050 kg/m3를 0° 적층각 플라이(ply)에 대한 이방성재료 (orthotropic elasticity) 물성치로 적용하였다. 필라멘 트 와인딩 공법에 해당하는 GFRP ply 한 장당 두 께는 0.49 mm를 가정하여고, 적층각 [±55°]10으로 설계 두께 9.8 mm를 구현하였다. 절연커플링 금 속재 플랜지의 경우는 S45C 재질의 물성치를 고 려하여 E=207 GPa, υ=0.3, 및 ρ=7,600 kg/m3를 적용 하였다. 디스크팩 체결 부품들은 볼트, 너트, 디 스크팩, 소켓(socket) 등으로 구성되어 있다. 볼트 를 제외한 대부분의 steel 재질 부품들은 모두 E=210 GPa, υ=0.3, ρ=7,850 kg/m3 로 적용하였다. 디 스크팩의 경우 스프링강(spring steel) SUP6 재질을 적용하였으며, 물성치는 E=193 GPa, υ=0.31, ρ=7,750 kg/m3 을 적용하였다. 볼트의 경우는 자체 구조변 형 영향을 배제하기 위해 일반 구조용 steel 소재 강성에 10배를 가정하여 E=2,100 GPa, υ=0.3, ρ=7,850 kg/m3를 적용하였다. 이유는 Fig. 7의 시험 장치에 장착된 시험용 절연커플링 사진에서 이종 부품 체결을 위한 볼트의 경우 원래 물성치를 사 용한 해석을 수행하기 위해서는 볼트와 체결 및 접촉되는 주변 구조부품들이 모두 포함되어야 한 다. 하지만 이는 비선형 구조해석의 자유도를 과 도하게 증가시키게 되어 비효율적인 해석이 되며, 볼트 모델링이 구조 해석시 물리적으로 반드시 요
구되는 부분에 대해서만 등가적으로 적용하였기 때문이다.
Fig. 10의 복합재 파이프 부분에 대한 구조해석 경계조건은 파이프의 한쪽 끝단 두 개의 볼트 체 결부를 변위 구속하고 반대편에 두 개의 체결구멍 중심 사이의 거리를 모멘트 암(arm)으로 환산하여 힘을 부가하였다. Fig. 11의 디스크팩 구조는 다수 의 비선형 접촉경계조건이 부가되어야 하고 계산 시간이 방대하게 소요되기 때문에 별도로 분리하 여 해석을 수행하였다. Fig. 11의 A 및 C 지점에서 스프링 플레이트 및 볼트 체결을 위한 좌우 두 개 의 소켓부품은 볼트 체결에 대한 등가모델링을 수 행하였다. 이를 위해 홀 내면에는 회전이 허용되 면서 반경반향 변위를 구속할 수 있는 cylindrical support 경계조건을 부여하였으며, 실제로 두꺼운 디스크 구조에 의해 볼트 체결력이 너트를 통해 강한 힘으로 눌러지는 우측 소켓부품의 윗면에는 비선형 compression only support 경계조건과 함께 볼트 체결력을 부가하였다. 좌측 소켓부품의 윗면 도 동일한 경계조건을 부가하였으며, 좌/우축 소켓 모두 스프링 판재와 접촉되는 면들은 모두 비선형 마찰접촉(frictional contact) 경계조건을 부가하고 마 찰계수는 0.2로 설정하였다. 두께 3 mm인 세 장의 스프링 판재(spring plate) 사이 사이에도 실제와 동 일한 조립조건을 반영하기 위해 비선형 마찰접촉 경계조건을 부가하였다. B지점의 경계조건은 A 및 C 지점보다 더욱 복잡한데, 시험장치에서 모멘트 하중에 의한 반력을 직접적으로 디스크팩에 전달 하는 역할을 하게 되며, B지점은 공간에 고정되어 서는 안되고 구조 하중에 기인한 판형 스프링의 변형으로 위치 이동이 반드시 허용되어야 한다.
이를 효율적으로 등가 모델링 하는 기법에 대한 Fig. 11 Boundary conditions for nonlinear FE analysis of
elastic disk pack with multiple contact surfaces
다양한 모델링 기법 검토가 수행되었다. 앞서와 마찬가지로 B지점에서 디스크팩을 구성하는 6장 의 스프링 판재면, 소켓 및 볼트와 접촉되는 면들 에는 모두 마찰접촉 조건이 부가되었다. 또한 앞 서와 유사하게 볼트 체결력을 판재로 전달하기 위 해 비선형 compression only support 경계조건과 볼 트(M39) 체결하중을 부가하였다. 실제 3 MW 절연 커플링을 풍력터빈 낫셀에서 체결시 볼트축력 기 준은 780 kN 수준이나 시험장치를 활용한 성능평 가 조건에서는 시험모델의 용이한 교체를 위하여 약한 체결력을 부가하였기 때문에 10 kN의 볼트축 력 조건(FEM-4I)과 추가로 780 kN 축력조건(FEM- 4II)에 대한 해석을 수행하여 이후에 결과를 비교 제시하였다. 절연커플링에 부가되는 토크는 설계 개념상 그림의 B지점에 표시한 볼트와 소켓사이 의 면적에 대해 반력으로 디스팩 구조에 전달되게 되는데 입력 토크 값에 모멘트 암을 계산하여 힘 (반력)으로 변환한 후 하중을 적용하였다.
Fig. 12는 ABAQUS 프로그램을 사용하여 3 MW 절연커플링의 복합재 파이프 구조부분에 대해 접 합강도 시험조건의 선형 유한요소 해석결과의 예 를 보여주고 있다. Fig. 10(a)에 대한 구조변형 해석 결과는 이후에 제시되어 있는 Fig. 13에서 실험결 과와 별도로 비교하였으며, Fig. 10(b)의 3차원 solid 요소를 사용한 복합재 모델에 대한 결과를 Fig.12 에 제시하였다. 30 kNm의 회전 토크를 부가한 경 우 최대 구조변형은 플랜지 고정홀 부근에서 4.061 mm를 나타내었으며, 최대 유발응력은 65.4 MPa로 금속재 플랜지 구조의 볼트 체결부 주변에 서 발생하였다. 재질을 S45C로 고려한 경우 항복 강도 590 MPa 대비 충분한 안전계수를 보이고 있 다. 복합재 구조의 경우는 모든 적층 플라이(ply) 에 대해 보다 낮은 응력수준을 나타내고 있어 안 전여유는 충분한 것으로 판단된다. 그림으로 제시 하지는 않았지만 하중조건 60 kNm의 경우는 플랜 지 최대 응력이 186 MPa 수준이었다. 설계된 절연 커플링 복합재 구조부분의 경우 복합재 파이프와 (a) Deformation contour (ABAQUS)
(b) Stress contour (ABAQUS)
Fig. 12 FE structural analysis results for the 3 MW class insulating coupling without elastic disk pack at 30 kNm
(a) Deformation contour (ANSYS)
(b) Stress contour (ANSYS)
Fig. 13 Nonlinear FE structural analysis results for the elastic disk pack with multiple frictional contact boundary conditions at 30 kNm
금속재질 플랜지 접합부 접착층을 제외한 부품들 이 최대 설계하중 조건에 대해 구조적으로 충분한 안전성을 확보하고 있는 것으로 파악되었다. 하지 만 본 연구에서는 해석모델링의 불확도가 상대적 으로 큰 복합재 접착층에 대해서는 해석을 수행하 지 않았으며, 접합강도 검증은 직접 시험평가를 통해 수행하였다.
Fig. 13은 디스크팩 부품에 대해 최대 전달토크 30 kNm에 대한 비선형 유한요소 구조해석 결과를 보여주고 있다. 현재 개발된 3 MW급 절연커플링 에는 동일한 4개의 디스크팩이 양쪽 끝단에 2개씩 장착되게 되는데, 약 14만개의 요소를 가지는 모 델의 효율적인 구조해석을 위해 4개의 디스크팩에 대해 1개만 별도로 모델링하여 해석을 수행하였다.
이 경우 실제 30 kNm 토크 중 1/4에 해당하는 하 중만 부가하고 볼트 체결력으로 10 kN을 부가한 경우의 결과이다.
Fig. 13(a)를 보면 Fig. 11에서 B지점에 위치한 소 켓 중심(볼트 중심)에서 0.324 mm의 횡방향 변위 를 나타내었으며 이 값을 기준으로 하여 회전반경 관계식을 적용하여 시험평가 결과에 해당하는 시 험장치 유압작동기의 stroke 길이(Fig. 14의 x축)을 환산하여 계산할 수 있다. 스프링판재의 경우 면 내 변형외에도 굽힘에 의한 면외 변형이 발생함을 관찰 수 있었는데 이러한 현상은 실제 시험평가 과정에서도 관찰되었다. Fig. 13(b)에 응력분포 결과 를 제시하였는데, 동일한 조건에서 최대 응력은 스프링강 판재 부품에서 약 441 MPa 이며, 스프링 강 SUP6 재질의 항복강도 1,170 MPa을 고려한 경 우 안전계수가 2.6 이상임을 확인하였다. 소켓 부 품의 경우는 A 지점의 볼트와 소켓의 경계면에서 약 115 MPa이 유발되며 SS400 재질의 항복강도 235 MPa을 고려한 경우 안전계수는 1.43을 나타내 었다. 그림으로 제시하지는 않았으나 실제 장착조 건과 같이 체결볼트 축력을 780 kN로 부가한 경우 는 B지점에서 0.255 mm의 변위와 응력은 스프링 강 판재 부품에서 최대 응력 374 MPa 수준으로 파악되었다. 참고로 ANSYS 프로그램을 사용하여 Fig. 13과 같은 비선형 유한요소해석에 소요되는 시간을 단축하기 위해 Intel® Core™ i7-3970X [email protected] GHz (8 Core, 64GB RAM) 사양의 수치해 석 전용 서버 컴퓨터에서 병렬처리 연산을 수행하 였다. 비선형 구조해석에 소요되는 시간을 단축하 기 위해 수치해석 서버의 hyper-threading 기능을 사용하여 물리적인 코어수 보다 많은 10개의 core 를 사용하여 병렬연산을 수행하였다. 이 경우 총
CPU 계산시간(CP time)은 155,960 sec (43.32 hour)이 었으며, 실제로 소요된 시간(elapse time)은 17,536 sec (4.87 hour)으로 10개 core를 사용한 병렬처리 speed-up 효율은 8.89배를 보여주어 물리적인 core 수 대비 우수한 병렬연산 효율을 나타내었다.
Fig. 14는 가해지는 토크 값 변화에 따른 유압작 동기 스트로크 변위에 대한 시험장치 실험 및 해 석 비교결과를 보여주고 있다. 내부에 토크리미터 가 장착되지 않은 복합재 체결부 파손시험용 모델 (Coupling A), 디스크팩이 장착된 하중전달 시험용 모델(Coupling B1) 및 토크리미터가 추가로 장착된 슬립시험용 모델(Coupling B2)에 대한 시험평가 결 과 및 유한요소 해석결과를 비교하여 제시하였다.
접합부 파손시험용 모델인 Coupling A의 경우가 가장 큰 강성특성을 보이고 있으며 파단토크 목표 치인 35 kN 이상까지 하중을 가하였으나 접촉부 파손이 발생하지 않았다. FEM-1A는 ANSYS 프로 그램의 복합재 shell 요소를 적용한 경우이며, FEM-1B는 ABAQUS 프로그램의 일반 복합재 shell 요소를, FEM-1C는 ABAQUS 프로그램의 thick shell 요소를 적용한 경우의 결과를 의미한다.
FEM-2의 경우는 두꺼운 복합재 적층판 모델에 적 합한 ABAQUS의 3D solid composite 요소로 모델링 한 경우이다. 또한 Fig. 14의 결과는 대형 풍력터 빈용 절연커플링 구조해석 모델링에서 매우 중요 한 점을 나타내고 있다. 우선 Coupling A 시험모델 에 대한 FEM-1A, FEM-1B 및 FEM-1C의 모델링으 로 예측 결과는 ANSYS 및 ABAQUS 모두 실험결 과에 비해 절연커플링의 강성을 과도하게 예측하 여 부정확한 결과를 제시하고 있음을 볼 수 있다.
하지만, 두꺼운 복합재 적층판의 구조해석에 적합 Fig. 14 Comparison between experimental test and FE
analyses for the 3 MW WT insulating coupling
토크에 대한 스트로크 변위를 역으로 계산하여 검 증한 결과를 보여주고 있다. 이 또한 시험장치에 서 측정한 결과와 매우 잘 일치함을 확인할 수 있 으며, 이는 향후 본 연구에서의 접근법이 7~10 MW급 풍력터빈용 대형 절연커플링의 구조해석에 매우 유용하게 활용될 수 있음을 의미한다. 그림 에서 육각형 심볼은 최대 허용 편각시험에 대한 실제 시험평가 결과로 2°편향각 상태에서 최대 전달토크(30 kNm)까지 하중을 증가시킨 후 분해하 여 시제품에 문제가 없음을 확인하였다. 사각형 심볼은 토크리미터가 장착된 Coupling B2 모델에 대해 목표 슬립토크에서 슬립의 발생유무를 시험 평가한 결과로 설정된 20 kNm의 목표토크에서 실 제로 슬립현상이 원활하게 발생함을 실험적으로 확인하였다. 목표토크에서 슬립현상이 발생하면 로드셀에 반력이 급감하기 때문에 측정된 토크 또 한 급격히 감소하게 되는 현상을 그래프에서 확인 할 수 있다.
마지막으로 Table 2에는 디스크팩이 장착된 3 MW 절연커플링 전달토크 시험평가 모델(Coupling B1)에 실험 및 해석으로 구한 절연커플링 등가비 틀림 강성계수(kθ)를 비교한 결과를 제시하였다.
시험평가 및 유한요소 구조해석 결과가 전반적으 로 유사한 것을 볼 수 있으며, 해석모델로 예측한 강성이 시험모델보다 약간 높은 경향을 나타내고 있음을 볼 수 있다. 결과에서 FEM-4I은 Fig. 10에 서 볼트 축체결력을 시험조건과 유사하게 10 kN으 로 부가한 경우이고, FEM-4II는 실제 터빈시스템 장착조건 요구도 볼트 축체결력인 780 kN을 부가 한 경우에 대한 결과이다. Table 3에는 본 논문에서 고려한 시험평가용 3 MW급 절연커플링의 주요 성능평가 항목에 대한 충족여부를 제시하였다. 금 속재와 복합재가 결합된 절연커플링의 경우 구조 관점에서는 우선 접착층이 가장 취약하다(통상 시 험평가나 실전 운전에서 잘 파손되는 부분임). 그 다음이 편심 및 진동저감을 위한 복합재 디스크팩
구조이며, 갑작스러운 기동 상황에서 발생되는 피 크 토크의 영향을 최소화 하기 위해 slip 기능이 시스템사 요구도를 충족하도록 정상적으로 작동하 여야 하며, 회전축 편심이 있는 상황에 대해서도 성능을 보장할 수 있어야 한다. 표의 결과를 보면 모든 평가항목들이 설계요구도를 충족하고 있음을 볼 수 있으며, 이는 한국산업기술시험원의 입회심 사에서도 상호 확인된 사항이다.
2020년대에는 해상풍력분야에서도 고정식에 비 해 극한하중이 훨씬 높으며 정확한 하중해석이 매 우 어려운 부유식해상풍력터빈의 활성화가 예상된 다. 경상대학교 연구팀의 경우 이미 대형부유식해 상풍력터빈에 대한 고정밀도 하중해석기법을 선구 적으로 구축 및 검증한 사례가 있다.(9) 향후 본 논 문의 기술은 고정밀도 하중해석 기법과 연계하여 보다 대용량의 해상풍력터빈 부품 및 정밀 시험장 치 국산화 개발 또한 충분히 가능할 것이다.
3. 결 론
본 연구에서는 5 MW급 대형 풍력터빈 절연커 플링의 시험평가 장치를 자체설계 개발하였으며 (경상대학교, 씨에이코리아㈜), 국내 최초로 자체 개발된 3 MW급 대형 풍력터빈용 절연커플링(중앙 Table 3 Performance test result for the insulating
coupling (3 MW WT class)
Description Test Requirement Test Result Fracture Test
(Bonding Part) Maximum torque
(35 kN·m) Safe
Slip Accuracy Target torque = 18 kNm Torlerance < ±13%
Slip occured at 19.6 kN·m Disk Pack
Load Capacity
Maximum torque
(30 kN·m) Safe
Misalignment Angle Test
Max. Torque =30 kN·m for ±2° misalignment Safe
카프링㈜)에 대한 입회 공인성능시험평가(한국산 업기술시험원(KTL))를 완료하였다. 시험장치에 대 해서는 개발요구도, 장치설계, 기능적 고려사항 및 구조진동해석 및 검토 결과를 제시하였다. 개발된 시험장치를 활용하여 3 MW급 복합재 절연커플링 에 대한 구조 시험평가를 수행하고 효율적인 구조 해석 기법을 제시 및 검증하였다. 본 연구에서 고 려한 대형 풍력용 절연커플링 모델과 같이 필라멘 트와인딩 공법으로 제작된 두꺼운 유리섬유 복합 재 파이프의 경우는 통상적으로 적용하는 shell 요 소 기반의 유한요소 해석기법에 큰 오차가 발생하 게 됨을 보였으며, 두께 효과를 정확하게 모델링 할 수 있는 복합재 적층형 3D solid 모델링 기법이 정확한 해석결과를 제공할 수 있음을 보였다. 국 산화 개발된 3 MW급 절연커플링에 대해 시험장 치를 활용한 평가결과 관련된 모든 설계목표 항목 들이 모두 만족함을 확인하였다. 또한 다수의 판 스프링이 적층된 형태로 제작된 디스크팩 구조에 대한 효과적인 비선형 유한요소 해석기법을 제시 하였고 및 시험평가 결과와의 비교 검증을 통해 타당성을 검증하였다. 이는 향후 보다 고용량 및 다양한 종류의 대형 풍력용 절연커플링 설계 과정 에 유용하게 활용될 수 있을 것이다. 본 시험장치 의 국산화 개발로 향후 최대 5 MW급 풍력터빈의 절연커플링에 대한 구조 시험평가의 용이한 수행 이 가능하게 되었다. 이는 향후 국내외 풍력터빈 시스템사 마다 서로 다른 설계방식이 적용되고 있 는 절연커플링에 대해 경쟁력 있는 제품개발과 개 발기간 단축에 큰 기여를 할 수 있을 것으로 판단 된다.
후 기
본 논문은 동남지역사업평가원의 광역경제권 선 도산업 육성사업 및 산업통상자원부 한국에너지기 술평가원 (KETEP) (No. 20124030200140) 풍력인력 양성사업의 일환으로 수행된 연구결과의 일부이며 지원에 감사를 표하는 바입니다.
참고문헌
(References)
(1) Han, K. B., Kang, J. H. and Lee, H. W., 2014, "The Study of Insulated Coupling Disc Pack for 750KW Wind Turbine," Proceedings of the KSMPE Conference, pp. 139~139.
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