오홍 섭
(Hong-Seob Oh)
1)*
서교
(Gyo Seo)
2)
김상 현
(Sang-Hyeon Kim)
3)
고상 진
(Sang-Jin Ko)
4)
이현 기
(Hyeon-Gi Lee)
5)
© The Korea Institute for Structural Maintenance and Inspection.
키워드
부착강도, 그라우트 연결부, 고성능 섬유보강 그라우트, 전단키
Key words
Bond strength, Grouted joint connections, High performance fiber reinforced grout, Shear key
1. 서 론
화석연료 고갈 및 지구온난화 등으로 인하여 세계적으로 신재생에너지원의 개발과 활용이 증가하고 있는 추세이며, 국내에서도 대규모 풍력발전단지의 개발이
진행되고 있다 (EWEA, 2011). 풍력발전단지는 바람의 세기 및 효율성 등 을 고려하여 점차 육지에서 해상으로 옮겨가고 있고, 유렵의 경우에는 이미 해양에 대단위 풍력발전 단지가
조성되어 전 력을 생산하고 있다. EWEA (2011)의 자료에 의하면 해상풍 력 발전용량이 7,000MW를 넘어서고 있으며, 1기당 발전용 량이 5MW~10MW 이상인 발전기가 개발되고 있다. 해상풍
력발전 설비의 지지구조는 Fig. 1에 나타낸 것과 같이 블레 이드와 발전기를 받치고 있는 기둥부 아래로 정의되며, 상부 에 의해 전달되는 하중을 지반으로 전달해주는 역할을 하게 된다
(IEC61400-3, 2009).
강재파일 또는 쟈켓식 지지구조의 경우에는 해상에서 대 형파일을 해저지반에 근입시키고 해상에서 상부구조를 가설 하기 때문에 기존의 용접 등의 방법을
적용하지 못하고, Transition Piece (TP)에 그라우트를 충진하여 상부구조와 지지구조가 일체화시키는 것이 일반적이다 (Inge Lotsberg, 2010; Kurian and Ganapathy, 2010; Nedžžad Dedićć, 2009). 최근 발전용량 5MW 이상의 터빈이 개발됨에 따라 블레이 드와 타워이 높이가 100mm 이상으로 증가하게 되고, TP부 에 작용하는 압축, 비틀림,
휨 등의 응력 역시 증가하게 되어 연결부를 위한 고성능 그라우트의 필요성이 증가하게 되었 다 (Lohaus and Anders, 2006). 국내에서는 Kang et al. (2010) 과 Lee et al. (2011)에 의해서 초고성능 시멘트 복합체의 압 축강도 특성과 섬유혼입율에 따른 시멘트복합체의 부착특성 에 대한 연구가 수행되었으며, Lee (2012)에 의하여 저점도 그라우트의 적용성에 관한 연구가 진행되었으나, 풍력지지구 조에 적합한 고강도, 고인성을 확보한 그라우트와 연결부 상 세에 대한 연구는
거의 없는 상태이다. 따라서 본 연구에서 는 풍력타워 연결부 (TP)의 형상과 전단키를 모사한 부착실 험체에 국내에서 개발된 섬유보강 고성능 그라우트를
적용 하여 축력하에서의 부착특성을 실험적으로 평가하고자 하였다.
2. 풍력타워 연결부 (TP)의 요구조건
풍력지지구조는 상부의 터빈 제원과 외력 등이 상황에 따 라 워낙 다양하기 때문에 표준 제원과 하중을 산정하는 것이 거의 불가능하다. 따라서 5MW급
지지구조의 경우에는 일반 적으로 NREL에서 제시한 기본 제원을 사용하고 있으며, Table 1에는 Jonkmane et al. (2009)이 제시한 NREL 5MW 급 풍력발전기와 연결부의 일반 제원을 정리하였다. 타워의 높이는 90m이며, 상부타워부와 파일의 외경은 각각 6m와 5.65m로서
그라우트 두께는 125mm이다. 지지구조에 작용 하는 외력은 너셀, 블레이트, 타워로 구성된 약 6,450kN의 순수자중이 연직하중으로 작용하고,
바람, 파도, 조류 등에 의한 동적횡력이 작용하게 된다. Espinosa (2012)는 풍력발 전지지구조 TP부에 발생하는 축력, 전단력, 모멘트 및 비틀 림모멘트를 New Jersey지역의 해상 및 기상조건 (New Jersey Offshore Wind Energy, 2004)에서 각각 10,567kN, 5,980kN, 320,240kN⋅m, 29,360kN⋅m로 산정하고, 연결 부의 τxy , τxz Von Mises 응력이 각각 4.3MPa, 6.6MPa 및 194MPa 발생한다고 제시하였다.
Table 1.
|
Rotor Configuration
|
3 Blade
|
|
|
Rotor size (m)
|
126
|
|
Tower Height (m)
|
90
|
|
Rotor Weight (kN)
|
1,200
|
|
Tower Weight (kN)
|
2,250
|
|
Nacelle Weight (kN)
|
3,000
|
|
Typical TP Diameter (m)
|
6.0
|
|
Typical Pile Diameter (m)
|
5.65
|
|
Grout Thickness(t(g)) (mm)
|
125
|
|
Grout Length(l(g) (m)
|
10
|
TP 연결부에 발생하는 전단응력에 대하여 그라우트의 저 항강도 및 연결부 설계방법은 아직 정확하게 정립되어 있지 않으나, DNV-OS-J101 (2011)와 NORSOK Standard (2012) 등에서 반경험적인 방법으로 부착강도 산정식을 제시하고 있고, API Recommended Pratice (2008)에는 전단키와 그라 우트부의 형상 조건에 대한 기준을 제시하고 있다.
그라우트로 충진된 TP부의 파괴는 축력, 전단력 및 비틀 림모멘트의 조합에 의하여 발생하며, Fig. 2와 같이 (a) 전단 키가 없는 경우의 미끄러짐에 의한 파괴 (fkf), (b) 전단키가 있는 경우의 미끄러짐과 기계적 맞물림 작용에 의한 복합파 괴 (fkf + fks =), (c) 그라우트의 전단파괴 (fkg)로 정의할 수 있다 (Hordyk 1996; Lotsberg, 2010; Schaumann and Wilke, 2007).
DNV (2011)와 NORSOK (2012)에서는 축력과 비틀림모 멘트에 의한 연결부에 작용하는 전단응력을 아래와 같이 산정하도록 제시하고 있으며, 각 파괴형태에 대한 전단강도는 식 (4)~(10)에 따라 해석하도록 하고 있다.
여기서, τsa 는 축력에 의한 전단응력, τst는 비틀림모멘트 에 의한 전단응력, Lg는 그라우트연결부의 길이, Mt 는 계수 하중에 의한 비틀림모멘트, P 는 계수하중에 의한 축력, Rp
는 파일의 외측반경 Norsok (2012)의 식 (9)는 전단키가 있 는 경우의 계면전단강도와 미끄러짐 강도의 합으로 표현된 것으로 DNV (2011)의 식 (4)와 (5)의 합과 동일한 파괴형태 를 나타내는 것이다.
DNV-OS-J101 (2011)
Interface shear strength due to friction
Interface shear strength due to shear key :
Shear strength of grout :
여기서, Eg 는 그라우트 탄성계수 (MPa), Es 는 강재 탄성계수 (MPa), F 는 유연도 계수, N 는 전단키 갯수, Rs 는 TP의 외측 반지름, h는 전단키 높이, fkc 는 그라우트 압축강도 (5cm 입방 체), k는 초기재령 감소계수
1
-
3
△
/
R
p
,
s
/
R
p
t
p
<
3
또는
1.0
,
s
/
R
p
t
p
≥
3
s
는 전단키 간격, τg 는 그라우 트 두께, τp 는 파일두께, τs 는 TP의 두께 (Fig. 3 참조), ∆ 초기재령 변동량, 는 압연강재의 요철 높이 (0.07mm), μ는 그라우트와 강재의 마찰계수로 거칠게 처리된 경우 일반적 으로 0.4
적용, τkf 는 마찰에 의한 계면전단강도, τks 는 전단 키에 의한 전단강도, τkg 는 그라우트 전단강도
Fig 3.
Grouted pile to sleeve (TP) connection
NORSOK Standard (2012)
Interface shear strength due to friction :
Interface shear strength due to shear key :
Shear strength of grout :
여기서, CI 는 표면 요철 (0.084mm), m는 강재와 그라우 트의 탄성계수비 일반적으로 18적용), Cf 는 유연도 계수로 서 F와 동일, Cp는 파일의 크기계수 (=1.5: Rp < mm, (Rp/500 )2 - (2 ∙ Rp/500)+2 : 150 < Rp < 500mm, 1.0 : Rp ≥ 500mm), Cs 는 반경에 대한 강성계수
=
2
R
p
/
t
p
+
2
R
s
/
t
s
-
1
+
1
/
m
⋅
2
R
g
/
t
g
-
1
3. 실험계획
3.1. 사용재료
모노파일 지지구조는 슬리브 (sleeve)라 불리는 상부 강관 과 파일 (pile)로 정의되는 하부 강관으로 구성되며, 연결부 는 전단키의 유무에
관계없이 원추형 또는 강관형태로 공장 제작되어 현장에서 그라우트로 일체화된다. 쟈켓구조물에 적 용되는 NORSOK (2012)에서는 그라우트의 강도를 20~80MPa 로 정의하고 있으나, 높은 외력이 작용하는 모노파일 경우에 는 일반적으로 압축강도 100MPa 이상의 고성능그라우트를
적용하는 것이 일반적이다.
연결부 충진 및 강도확보를 위하여 충분한 유동성과 100MPa 이상의 압축강도를 갖는 고성능그라우트 (HPCG)를 개발하 였으며, 화학조성은 Table
2에 정리하였다. 최대치수 2.0mm 이 하의 제강슬래그를 골재로 사용하였으며, 단위중량 8.0g/cm2, 직경 0.3mm이고 형상비 (l/d)가 각각 40 (12mm)과 53 (16mm) 인 Fig. 4와 같은 직선 스테인레스 강섬유를 그라우트에 혼 입하여 부착거동을 향상시키고자 하였다.
Table 2.
Chemical properties of cement grout
|
Design Strength (MPa)
|
SiO2 (%)
|
Al2O3 (%)
|
Fe2sO3 (%)
|
CaO (%)
|
MgO (%)
|
BaO (%)
|
SO3 (%)
|
Ig-loss (%)
|
|
140
|
20.30
|
14.70
|
1.33
|
41.50
|
1.63
|
0.00
|
18.70
|
1.84
|
Fig 4.
Straight stainless steel fiber image used for high perfomance cementeous grout
3.2. 실험체 제작 및 실험방법
해상풍력 지지구조 연결부에 대한 제한조건을 충족시키기 위하여 DNV의 최소규정을 고려한 Anders (2007)과 Anders and Lohaus (2008)의 연구에 적용된 부착시험체를 제작하였 으며, 형상은 Fig. 5에 도시하였다. 강관에 사용된 강재는 SS450강재를 사용하여 축하중 작용시 강재의 변형이 최소화 될 수 있도록 하였다. 기존의 연구 (Anders, 2007; Anders and Lohaus, 2008; DNV, 2011)를 참고하여 연결강관내부 는 전단키가 없는 경우와 전단키가 있는 경우 (h/s = 0.013 과 0.056)로 구분하여 실험을 수행하였으며 변수는
Table 3 에 정리하였다. 고성능 그라우트의 섬유혼입율은 작업성을 위하여 부피비로 각각 0%, 0.5% (중량비 1.5%) 및 0.9% (중량비 3%)를 혼입하였다.
Fig 5.
Cross-sectional detailing of bond specimens
Table 3.
|
Fiber Volume Fraction (%)
|
Fiber length
|
Shear key pattern
|
|
h/s=0
|
h/s=0.013
|
h/s=0.056
|
|
0%
|
-
|
2
|
2
|
2
|
|
0.5%
|
12mm
|
2
|
2
|
2
|
|
16mm
|
2
|
2
|
2
|
|
0.9%
|
12mm
|
2
|
2
|
2
|
|
16mm
|
2
|
2
|
2
|
압축, 인장 및 부착실험은 28일 양생후 실시하였으며, 2,000kN 용량의 UTM을 사용하여 변위제어 방식으로 변위량 8mm까 지 0.2mm/min의
속도로 하중을 가력하였다. 부착실험체의 슬립량을 평가하기 위하여 Fig. 6과 같은 콤프레소미터를 제 작 설치하여, 슬립량을 측정하였다.
4. 실험결과 및 고찰
고성능 그라우트의 재료특성
섬유혼입율과 섬유길이에 따른 섬유보강 고성능그라우트 (HPCG)의 압축강도시험 결과는 Fig 7에 나타내었다. 섬유 혼입율이 증가할수록 압축강도가 약간 증가하였으며, 섬유 길이의 영향은 크지 않은 것으로 나타났다. 재령에 따라 1일 강도가 28일의
약 73%였으나, 7일 강도가 28일 강도와 거의 동일하여 현장 시공시 시공기간을 줄일 수 있을 것으로 판단 된다.
Fig 7.
Compressive strength of HPCG
고성능그라우트에 대한 인장성능을 평가하기 위하여 KS L5104에 따라 모르타르의 직접인장강도를 평가하였으며, 결 과는 Fig. 8에 정리하였다.
Fig 8.
Direct tensile strength of HPCG
압축강도와 유사하게 섬유혼입율이 증가할수록 인장강도 가 증가하는 것으로 분석되었으며, 28일 인장강도 최대값은 9.4MPa (형상비 53, 혼입율
0.9%)와 9.36MPa (형상비 40, 혼입율 0.9%)로 분석되었다. 7일 인장강도의 경우에는 형상 비 53, 혼입율 0.9% 변수에서 실험체의
제작실수로 강도가 낮게 나타났으나, 형상비 40의 강섬유가 0.9%혼입된 경우의 8.9MPa로 계측되어 전체적으로 7일 양생후 인장강도가 28 일
인장강도의 95%를 상회하는 분석되었다.
4.2. 고성능 그라우트의 부착강도 특성
그라우트의 전단부착실험은 충진후 28일 동안 기건양생한 후 실시하였으며, 결과는 Table 4에 정리하였다. 부착강도는 초기강도와 최대강도로 구분하여 정리하였고, 그라우트 파괴 시의 인성을 내부균열발생전 초기 탄성에너지량과 소성상태 까지의
에너지총량으로 평가하기 위하여 응력-슬립곡선의 면 적으로 계산하였다. 초기강도 및 탄성상태는 그라우트 내부 균열 또는 평형조건의 변화 등으로 인하여
응력-슬립곡선상 에서 응력이 처음 감소하게 되는 1차 변곡점까지로 정의하 였으며, 소성상태는 파괴가 완전히 진행되었다고 판단되는 슬립량 5.0mm
까지로 정의하였다.
Table 4.
|
|
Initial Strength
|
Ultimate Strength
|
DNV-OS-J10
|
NORSOK
|
Elastic Energy
|
Total Energy
|
eq
|
|
Stress (MPa)
|
Slip (mm)
|
Stress (MPa)
|
Slip (mm)
|
Tkf
|
Tks
|
Tkg
|
Tbkf
|
Tbks
|
Tbkg
|
|
0-0-0
|
1.5
|
0.08
|
1.5
|
0.08
|
2.0
|
0.00
|
30.4
|
13.1
|
13.1
|
8.6
|
19.6
|
702.1
|
35.8
|
|
0-0-0.013
|
13.0
|
0.41
|
15.3
|
1.02
|
2.0
|
7.3
|
30.4
|
13.1
|
30.0
|
7.7
|
453.9
|
6697.6
|
14.8
|
|
0-0-0.056
|
26.0
|
0.24
|
29.7
|
0.89
|
2.0
|
21.8
|
30.4
|
13.1
|
53.7
|
5.9
|
950.8
|
14448.8
|
15.2
|
|
0.5-12-0
|
2.2
|
0.18
|
2.2
|
0.18
|
2.0
|
0.0
|
30.9
|
13.1
|
13.1
|
8.7
|
16.5
|
1045.8
|
63.4
|
|
0.5-12-0.013
|
15.0
|
0.15
|
15.4
|
0.56
|
2.0
|
7.4
|
30.9
|
13.1
|
30.1
|
7.8
|
540.2
|
8161.7
|
15.1
|
|
0.5-12-0.056
|
23.6
|
0.58
|
28.3
|
1.50
|
2.0
|
22.2
|
30.9
|
13.1
|
54.0
|
6.0
|
870.6
|
12496.4
|
14.4
|
|
0.5-16-0
|
2.7
|
0.15
|
2.7
|
0.15
|
2.0
|
0.0
|
30.4
|
13.1
|
13.1
|
8.6
|
84.7
|
1492.9
|
17.6
|
|
0.5-16-0.013
|
15.3
|
0.63
|
17.5
|
1.05
|
2.0
|
7.3
|
30.4
|
13.1
|
30.0
|
7.7
|
565.1
|
7539.7
|
13.3
|
|
0.5-16-0.056
|
22.7
|
0.37
|
30.8
|
1.59
|
2.0
|
21.9
|
30.4
|
13.1
|
53.7
|
5.9
|
785.0
|
14185.7
|
18.1
|
|
0.9-12-0
|
2.1
|
0.12
|
2.1
|
0.12
|
2.0
|
0.0
|
31.1
|
13.1
|
13.1
|
8.8
|
14.8
|
1022.7
|
69.1
|
|
0.9-12-0.013
|
14.8
|
0.53
|
16.2
|
0.94
|
2.0
|
7.5
|
31.1
|
13.1
|
30.1
|
7.8
|
536.7
|
8741.5
|
15.0
|
|
0.9-12-0.056
|
25.9
|
0.52
|
27.7
|
1.59
|
2.0
|
22.4
|
31.1
|
13.1
|
54.1
|
6.0
|
948.7
|
15232.3
|
16.3
|
|
0.9-16-0
|
1.83
|
0.15
|
2.3
|
1.48
|
2.0
|
0.0
|
31.3
|
13.1
|
13.1
|
8.8
|
16.8
|
1073.3
|
63.9
|
|
0.9-16-0.013
|
16.2
|
0.66
|
17.3
|
1.00
|
2.0
|
7.5
|
31.3
|
13.1
|
30.2
|
7.9
|
593.3
|
9020.5
|
15.2
|
|
0.9-16-0.056
|
25.0
|
0.45
|
28.0
|
1.19
|
2.0
|
22.5
|
31.3
|
13.1
|
54.2
|
6.1
|
893.8
|
13331.6
|
14.9
|
실험결과 부착강도는 섬유혼입율보다는 전단키의 영향이 큰 것으로 분석되었다. 그라우트의 두께가 19mm였기 때문 에 12mm와 16mm의 섬유길이의
영향은 크지 않았던 것으 로 판단되었으나, 초기탄성강도는 섬유혼입율이 증가할수록 미소하게 증가한 것으로 나타났다. 동일한 전단키 조건인 경 우에는
섬유길이가 길어질수록 강도가 높게 나타났으나, 전 체적으로는 섬유혼입율 0.5%, 전단키 높이/간격비 0.056, 섬 유길이 16mm에서 강도가 가장
크게 나타났다. 다른 실험체 의 경우에는 섬유가 혼입되지 않은 실험체 (0-0-0.056)의 경 우와 유사하거나 약간 작은 것으로 관찰되었다.
Fig. 9~11에는 실험변수별 전단부착응력과 슬립과의 관계 를 도시하였다. 하중가력 초기에는 거의 선형적으로 응력이 증가하였으나, 그라우트의 내부균열이 발생한 후
골재의 맞 물림 및 섬유의 균열 억제 등으로 응력의 증가와 감소를 반 복하며 극한하중까지 증가한 후 응력이 단계적으로 감소하 면서 파괴되었다. 최대강도
이후 거동에서는 섬유혼입된 그 라우트의 경우가 최대강도 이후 상대적으로 완만한 연화거 동을 갖는 것으로 나타났다. Fig 10
Fig 9.
Bond stress vs shear slip of grouted TP connection without steel fiber
Fig 10.
Bond stress vs shear slip of grouted TP connection with steel fiber (Vf =0.5%)
Fig 11.
Bond stress vs shear slip of grouted TP connection with steel fiber (Vf =0.9%)
Fig. 12에는 초기탄성강도와 극한강도를 나타내었다. 전단 키가 없는 경우에는 초기부착강도와 극한강도가 거의 동일 하게 나타났으나, 전단키의 높이/간격비 (h/s)가
증가함에 따 라 초기강도와 극한강도의 차이가 커지는 것으로 분석되었 다. 파괴형태는 Anders and Lohaus (2008)의 연구와 유사하 게 전단키가 없는 경우의 파괴는 Fig. 2(a)와 유사한 전단키 가 없는 경우의 미끄러짐에 의한 파괴 (fkf)로 판단되며, 전 단키가 있는 경우는 Fig. 2(b)의 미끄러짐과 기계적 맞물림 작용에 의한 복합파괴 (fks + fks) 또는 (c)의 그라우트 전단 파괴 (fkg)가 발생한 것으로 판단된다.
Fig 12.
Elastic strength and ultimate strength of specimens
Table 4에는 식 (4)~(10)을 사용하여 이론부착강도를 정리 하였으며, Hordyk (1996)와 DNV (2011)에 제시되어 있는 것과 같이 부착강도 (τk)는 미끄러짐 강도 (τkf)와 전단키의 계면전단강도 (τks)의 합 또는 그라우트 전단강도 (τkg )에 의 해 결정되는 것을 나타낸다. 전단키가 없는 경우의 부착강도 는 1.5~2.7MPa로 관찰되었으며, 이는 이론적인 미끄러짐 강 도 (τkf) 2.0MPa과 크게 차이가 나지 않는 것으로 판단된다. 전단키의 형상이 h/s=0.013인 경우의 강도는 15.3~17.5로 관 찰되었고, 이론
미끄러짐강도 (τkf) 2.0MPa과 계면전단강도 (τks) 7.0MPa보다 큰 것으로 관찰되었다. Fig. 12에 나타낸 것과 같이 전단키의 h/s가 0.013인 변수의 극한강도와 초기 탄성강도의 차이가 미끄러짐 파괴가 발생한 전단키가 없는 경우의 극한강도와
거의 유사하게 분석되어 초기 파괴이후 그라우트의 미끄러짐에 의하여 파괴가 진전되는 것으로 판 단되며, 이는 Anders and Lohaus (2008)의 실험결과와도 유 사한 것으로 판단된다. 전단키 h/s=0.056 경우는 미끄러짐 (τkf)+계면전단 (τks) 강도와 그라우트 전단강도 (τkg) 사이 에 파괴강도가 존재하는 것으로 나타나 파괴형태의 천이구 간인 것으로 판단된다.
Fig. 13에는 부착-슬립곡선상의 면적을 에너지로 가정하여 변수별 총 에너지량을 도시하였다. 강도의 경우와 같이 섬유 혼입량이 증가할수록 에너지량도 증가하였으나,
전단키에 비 해서는 미소한 것으로 나타났다. 전단키가 있는 경우, 형상 에 관계없이 초기 탄성에너지의 크기는 거의 동일하였으나, 초기탄성 이후에서
5.0mm 슬립까지의 전체 소성에너지량은 전단키의 h/s비가 커질수록 증가하는 것으로 관찰되었다.
Fig 13.
Total elastic and plastic energy up to slip 5.0mm
Fig. 14에는 Table 4에 정리된 실험에 의한 전단부착강도 와 DNV (2011)와 NORSOK (2012)에 의한 이론적 강도의 관계를 도시하였다. 전체적으로 NORSOK (2012)의 해석값 이 과다하게 산정되는 것으로 나타났으며, 이는 NORSOK (2012)의 경우 강재의 표면마찰계수를 반영하지 않았기 때문 에 미끄러짐강도가 과다산정되고, 파일크기에 따른 크기효과 를 과다하게 반영하였기 때문인 것으로
판단된다. 이에 반하 여 DNV (2011)의 경우에는 실험치와 비교하여 작게 산정되 었다. 또한 파괴모드가 변화되는 전단키 h/s가 0.056의 경우 에는 DNV (2011)의 식 (4)와 (5)의 미끄러짐과 기계적 맞물 림에 의한 계면전단강도와 식 (6)의 그라우트 전단파괴 강도 와 거의 유사하게 분석되어 파괴형태가 변화되는 구간인 것 으로 판단된다.
Fig 14.
Theoretical and experimental bond strength of grouted connection
5. 결 론
본 연구에서는 해상풍력타워 연결부를 위한 고성능 그라 우트를 개발하였으며, 전단부착실험을 통하여 그라우트의 부 착거동을 실험적으로 평가하였다.
실험결과 그라우트 연결부의 부착거동은 섬유혼입율 또는 섬유형상보다는 전단키의 높이/간격비가 중요하고, 전단키의 유무에 따라 미끄러짐파괴에서 맞물림에
의한 계면전단에 의한 파괴로 변화시키는 것으로 분석되었다.
직선 강섬유의 혼입에 의해 미소한 부착강도 증진과 소성 영역에서의 연성파괴를 유도할 수 있는 것으로 분석되었다.
전단키의 높이/간격비 (h/s)가 증가할수록 파괴형태가 맞물 림작용에 의한 계면전단파괴에서 그라우트의 전단파괴로 변 화되는 것으로 나타나 대용량 풍력발전
지지구조의 설치를 위해서는 연결부 그라우트재료의 강도 증진과 함께 최적의 전단키 높이/간격 선정이 필요한 것으로 판단된다.
감사의 글
본 연구는 한국에너지기술평가원의 지원 (000000001513) 과 경남과학기술대학교 기성회 연구비 지원으로 수행되었으 며, 저자들은 이에 감사드립니다.
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