3.1 고성능 시멘트 그라우트

연결부 충진 및 강도확보를 위하여 충분한 유동성과 100 MPa 이상의 압축강도를 갖는 고성능시멘트계 그라우트(HPCG)를 사용하였으며, 화학조성과 배합비는 Table 2와 3에 정리하였다^{(Oh et al., 2014)}. 잔골재는 최대치수 2.0 mm 이하의 제강슬래그를 사용하였으며, 연결부 그라우트의 기본 물성 실험은 물의 비율을 Water/Dry Mortar = 9.0 wt%로 혼합하여 실시하였다.

그라우트 시험방법은 KS F 4044 인 “수경성 시멘트 무수축 그라우트” 방법에 따라 성형된 공시체는 항온항습기에 1일 양생한 후 탈형하여 1일 강도를 측정하였다. 이후 수중에서 재령 3일, 7일, 28일 동안 양생시켜서 재령에 따른 강도를 측정하였다. 강섬유를 혼입하지 않은 상태에서 Flow값은 340 mm이고, 응결은 초결 145분, 종결 170분으로 측정되었다. 연결부의 연성과 파괴시의 강도를 높이기 위하여 강섬유를 결합재량의 9 % 추가하였으며, 사용된 강섬유의 비중은 8.0 g/cm3, 직경은 0.3 mm이고, 형상비($l/d$)가 53(16 mm)이다.

Table 4에는 강섬유를 혼입한 경우와 혼입하지 않은 그라우트의 인장, 휨 및 압축강도를 재령별로 정리하였다. 강섬유를 혼입한 그라우트의 28 일 압축강도는 141 MPa로 목표강도를 확보한 것으로 판단되며, 인장강도와 휨강도는 압축강도의 4 %와 15 %로 높지 않은 것으로 나타났다.

3.2 TP 시험체 제작 및 시험방법

해상풍력 지지구조 연결부에 대한 제한조건을 충족시키기 위하여 DNV의 최소규정을 고려하여 Table 1 제원의 1/12.5 스케일 실험체를 제작하였으며, #5-75(5 mm) 시험체의 치수 및 형상은 Fig. 3과 같다. 전단키의 형상은 제작의 편리성을 위하여 사각형의 전단키로 제작하였으며, h/s비를 달리하여 전단키의 간격, 크기 및 개수에 따라 실험 변수를 구성하였다. 실험 변수에서의 변수명은 #5-75 (5 mm)의 경우 외측 강관 sleeve부분의 전단키 크기 5×10 mm인 전단키가 5개, 간격이 75 mm인 시험체이다. #5-100(7 mm), #5-125(5 mm) and #6-100 (5 mm) 시험체는 상하부 파일에서 좌굴과 국부 변형이 발생할 수 있기 때문에 Fig. 3(d)와 같이 내부는 콘크리트로 충진하였으며, 하부 외부 연결부는 강재 보강재(stiffener)를 설치하였다.

Fig. 3 Dimension and Section geometry of 1/12.5 scaled transition pieces specimens(#5-75(5 mm))

Fig. 4 Configurations and Installation of strain gauges for specimens

변형률 게이지는 Fig. 4와 같이 내·외측 설치된 전단키 사이에 수직과 수평방향으로 1열에 3개씩 부착하여 측정하였다. 변위는 하중 재하부 상면을 기준으로 하부 하면의 4방향에 LVDT를 설치하여 평균값으로 산출하였다.

고성능 그라우트로 충진된 지지구조 연결부의 부착전단강도 측정을 위해 상단(연결강관외부)과 하단(연결강관내부) 시험체를 제작한 후 섬유보강그라우트를 충진하였다. 섬유보강 그라우트는 믹서로 혼합 배합절차에 따라 혼합한 후, 스크류 형태의 주입장치를 사용하여 TP부 상부에서 자유낙하 형태로 충진하였다. 실제 모노파일 TP 부는 그라우트 충진을 위해 연결부 하부에 탄성고무재를 설치한 후 그라우트가 외부로 유출되지 않도록 하고 있으나, 실험체에서는 TP 하부에 아크릴판을 설치한 후 그라우트를 충진하였으며, 강섬유 볼링이 발생하지 않도록 주입장치 스크류의 속도를 조절하였다. 상부에서 양생후 실험체의 압축시험은 Fig. 5와 같이 최대 용량 10,000 kN의 Actuator를 이용하여 연결부 상면에 변위제어 방식으로 재하속도 0.05 mm/sec로 고정하여 실시하였다. 좌우측 기둥 프레임은 Actuator의 수직도 유지를 위해 시험체의 설치가 가능한 최소 한계이내로 설치하였다.

Fig. 5 Test setup of TP specimen

3.3 설계 부착전단강도

DNV-OS-J101(2014)와 ^{NORSOK (2012)}에서는 설계 부착전단강도를 Eq. (2)와 (3)에 의한 전단부착강도와 식(4)에 의한 그라우트강도 중 작은 값을 사용하는 것으로 규정하고 있으며, 초기강도, 최대강도 및 슬립량 등의 실험결과와 설계값은 Table 6에 정리하였다. 전단부착강도는 Eq. (2)에 의한 전단강도가 Eq.(3)보다 전체적으로 작게 예측하고 있으며, 이는 표면 요철등에 대한 영향을 과대 평가하고 , 그라우트와 강재의 탄성계수 특성이 과소평가되었기 때문으로 판단된다.

전단키의 높이가 높았던 #5-100(7 mm) 변수의 경우 Eq. (4)의 그라우트강도가 Eq.(2) 또는 Eq.(3)의 전단강도부착강도보다 낮게 산정되어 그라우트의 강도와 함께 연결부 설계시 전단키 높이가 주요 설계인자인 것을 확인할 수 있다. 설계강도와 실험결과를 비교한 결과 국부좌굴이 발생한 변수는 설계강도보다 매우 낮게 나타났으나, 상하부가 보강된 변수 #5-125(5 mm) 와 #6-100(5 mm)는 DNV-OS-J101(2014)의 설계 강도를 만족하는 것으로 나타났다. 또한 그라우트 강도에 파괴되는 것으로 분석되었던 #5-100(7 mm) 변수는 설계강도보다 낮은 하중에서 파괴되어 연결부 그라우트가 전단키 사이에 밀실하게 충진되지 않았기 때문에 전단키와 그라우트의 맞물림 작용이 충분히 발휘되지 못하였기 때문인 것으로 판단된다.

3.4 정적 부착전단 거동 평가

각 변수별 하중-변위 관계를 Fig. 6에 정리하였다. 슬립량은 TP 실험체 측면 4부분에서 측정한 후 평균을 사용하였다. 연결부 내부가 콘크리트로 보강되지 않은 #5-75(5 mm)와 #5-100 (5 mm)의 정적 부착전단응력이 약 3.91 MPa와 2.79 MPa 내외까지 거의 선형으로 증가한 후, 연결부 강재 좌굴에 의해 급격히 내력이 저하되는 형태를 나타났다. 또한 최대 하중시의 슬립량은 0.58 mm와 0.24 m 내외이고, 하부 파일의 국부좌굴에 의해 33 mm와 43 mm내외의 최종변위가 발생하였다. 실험 결과 및 파괴 양상은 Fig. 7에 정리하였다. 강관 내외측에 설치된 변형율 게이지의 측정을 통해 충진된 섬유보강 콘크리트 및 전단키에서의 변형은 발생되지 않고, 연결부 하부의 내측 강관의 좌굴이 발생한 것을 Fig. 7(a)와 (b)에서 확인할 수 있다. 강관내부가 콘크리트로 보강되지 않은 #5-75(5 mm)와 #5-100 (5 mm) 실험체는 동일한 전단키의 형상과 개수(5개)를 갖고 있으나, 전단키의 간격과 연결부 길이는 각각 75 mm, 600 mm와 100 mm, 800 mm로 다르게 적용되었다. 전단키 간격이 작았던 #5-75(5 mm) 변수의 최대강도가 간격 100 mm 변수보다 40% 이상 크게 발현되어 동일한 전단키 간격/부착길이에서 전단키 간격이 강도에 영향을 크게 주는 것으로 나타났다.

Fig. 6 Relationship of loads and slip of TP specimens

Fig. 7 Failure pattern of TP specimens

Fig. 8 Relationship of vertical stress and strain of outer TP specimens

Fig. 9 Relationship of vertical stress and strain of inner pile section

TP 상부와 하부를 콘크리트로 보강한 #5-100(7 mm), #5-125 (5 mm), #6-100 (5 mm) 변수들은 약 1.0 mm 내외까지 선형 변화된 후, 부착전단강성의 감소로 슬립량이 비선형적으로 증가하는 것으로 나타났다. 최대 강도 이후 TP 내부 그라우트는 Fig. 7(c)에 나타난 것과 같이 TP 하부에서 그라우트의 파열(bursting)이 발생하여, 그라우트가 연결부 외부로 탈락하였으며, 최종적으로 콘크리트로 보강되지 않은 TP 상부의 좌굴이 발생하여 파괴되었다. 최대 강도는 5.85 MPa에서 6.15 MPa 정도이고, 최대강도시의 슬립은 최대 8.31 mm까지 증가한 후, 20 mm 이상의 변형에서 파괴되어 일정이상의 연성도를 확보한 것으로 판단된다. 또한 #5-125(5 mm) 실험체는 Fig. 7(d)와 같이 내부 파일 의 콘크리트 보강부가 끝나는 지점의 용접부가 국부좌굴과 인장응력에 의해 찢어지면서 파괴되었다. 3 변수 중 전단키의 높이가 가장 큰 #5-100 (7 mm)의 강도가 조금 크게 나타났으며, 연결부 간격이 제일 큰 #5-125 (5 mm) 변수의 강도가 가장 낮게 나타났다.

하중-변위 곡선을 확인한 결과 하중가력 초기에는 선형으로 급격히 증가하였으나, 전단키와 그라우트의 맞물림에 의한 응력 전달을 통해 비선형 거동으로 변화된 후 극한 하중에 도달하였다. 이때 그라우트 내부 균열이 발생한 후 섬유의 균열 억제 및 골재의 맞물림 등에 의해 내력이 점차 감소하면서 파괴되었다. #5-100(5 mm), #5-125(5 mm), #6-100(5 mm)의 시험체는 유사한 전단거동 특성을 나타내었으며, #5-100와 #5-125를 비교하면 전단키의 간격이 증가됨에 따라 최대 하중은 다소 감소되는 결과를 나타내었다. 또한 #5-100(5 mm)과 #6-100(5 mm)를 비교하면 전단키의 개수가 증가됨에 따라 최대 강도 차는 약 0.34 MPa로 거의 차이는 없는 것으로 나타났다. 따라서 전단키의 간격은 각 전단키와 그라우트의 응력 전달을 위해 일정 이상의 간격을 확보하여야 하고, 전단키의 개수는 그라우트와 전단키 사이의 응력 전달에 대한 일정 간격 내에서의 개수가 확보되면 전단에 큰 영향을 미치지 않는 것으로 확인된다.

Fig. 8과 9에는 연결부 외측 파일 내부와 내측 TP의 외부 중앙부 전단키 사이의 수직 변형률을 나타내었다. 외측 TP의 수직변형률은 전단키에 의해 그라우트 맞물림 전단 강도가 높은 것으로 예측된 #5-100(7 mm) 변수가 원활한 응력전달에 의해 최대강도에서 항복변형에까지 도달한 후 소성변형이 발생하였다. 이에 반하여 #5-75(5 mm)와 #5-100(5 mm) 변수는 초기 변형이 많이 발생하였으나, 하중 증가시 거의 선형거동을 하는 것으로 나타났다. 파일의 두께가 큰 #6-100(5 mm) 변수는 하중에 따른 강재의 변형이 상대적으로 작은 것을 확인할 수 있다. 전단키의 간격이 제일 큰 #5-125(5 mm) 변수는 소성상태에 도달한 #5-100(7 mm)를 제외하고 외부 강재의 최대 강도 이후 잔류변형률이 제일 크게 나타나 상대적으로 응력전달이 원활하지 못한 것으로 판단된다. 내부 파일의 변형률은 5개 변수 모두 비슷한 형태로 변형이 발생하였으며, #5-125 (5 mm) 변수의 잔류 변형이 제일 크게 측정되었다.