Development of high speed coupling for 2MW class wind turbine

2.1 디스크 팩의 설계와 유한요소해석

고속커플링은 Figure 2와 같이 기어박스 및 발전기에 연결하기 위한 허브, 중심부에 동력을 전달하는 스페이셔 어셈블리와 축방향과 반경방향의 변위를 흡수할 수 있는 디스크 팩으로 구성되어져 있다. 디스크 팩은 Figure 3과 같이 연결하는 두 부품의 거리변화와 축의 각도변화를 흡수하면서 규정된 동력을 전달하여야 한다.

Figure 2

Decomposition of high speed coupling

Figure 3

The flexibility of high speed coupling

유연성 있는 디스크 팩은 얇은 판을 적층하여 사용되며 통상 3 ~ 4장을 하나로 조립한다. 본 연구에서는 6t, 7t, 9t의 상용하는 유리섬유강화플라스틱 판을 이용하기 위하여 유한요소해석을 통해 최적의 두께와 적층횟수를 결정하려 하였다.

Figure 4에 해석을 통해 설계하려는 Disc Pack의 모델을 도시하였다. 6t, 7t는 4장, 9t는 3장로 적층수를 각각 결정하였다.

Figure 4

Disc pack design for different lamination

유한요소 해석을 위한 기계적성질을 Table 1에 나타냈으며, 유리섬유강화플라스틱 원소재 기초물성으로부터 계산한 값을 사용하였다[3]-[5].

섬유 방향의 0°, 90°로 적층된 유리섬유강화플라스틱 디스크 팩은 최대 1°의 각도변위와 ±8mm의 길이 변위를 흡수할 수 있어야 한다. 커플링에 가해지는 최대 작동 토크는 15.3kNm이며, 이상 토크가 부과될 때 미끄럼이 발생되는 슬립토크(Slip Torque)는 20kNm±15% 이다. GL규정에 따라 커플링 해석의 최대하중은 미끄럼토크를 사용할 수 있다. 하지만 본 연구에서는 안전계수를 고려하여 최대 전달토크를 40 kNm로 설정하였다[1].

Table 1

Mechanical properties of GFRP.

유한요소해석을 수행하기 위하여 상용 유한요소해석 프로그램인 ANSYS 13 Classic을 사용하였다. 디스크 팩의 유한요소모델을 Figure 5에 나타내었다. 유한요소의 타입은 복합재 적층 능력과 비선형성이 고려되는 셸(Shell)요소인 4 Node Finite Strain Shell인 Shell181을 사용하였다. 요소의 총갯수는 14,000개이며, 유한요소해석은 적층 물성치 방법을 사용하였다[6][7].

유한요소해석을 위한 경계조건은 디스크 팩의 8개 홀 중 4곳은 증속기 측면의 브레이크 디스크에 부착되고 나머지 4곳은 스페이셔 어셈블리에 연결된다. 따라서 홀 4곳은 변위를 고정시키고 나머지 4곳에는 강성빔(Beam188)을 이용하여 변위와 회전력을 부과하였다. 유한요소 모델과 경계조건을 Figure 5에 나타내었다.

유한요소 해석결과에서 디스크 팩의 파손여부는Tsai-wu 지수값을 이용하여 판단하였다. 해석결과 7t의 경우가 동일 하중과 변형조건에서 가장 적은 Tsai-wu 지수값을 나타내고 있어 강도적인 측면에서 가장 안정적임 알 수 있다. 상대적으로 두께운 9t의 경우는 소재 두께가 증가하여 변형에 대한 유연성이 줄어들게 됨에 따라 Figure 5에서 보는 바와 같이 타 부재와 접촉하여 하중을 전달하는 부위에서 국부적으로 손상이 발생될 수 있음을 확인하였다. 이는 커플링에 사용되는 유리섬유강화플라스틱은 요구 강도와 최대 변위에 따라 원소재의 두께가 달라져야 함을 의미한다.

Figure 5

Boundary conditions and FE analysis Results

2.2 일체형 토크리미터의 설계

토크리미터는 정격 토크이상의 고하중이 전달될 경우 발생할 수 있는 기어박스나 발전의 기능 부품이 파손되는 것을 방지하기 위한 부품이다. 토크리미터는 마찰력에 의한 하중조절방식과 볼과 스프링에 의한 하중 제어방식이 통용되고 있으며, 두가지 방식의 대표적인 형상을 Figure 6에 나타내었다.

Figure 6

Typical design of torque limiters

두 가지 형태 모두 토크리미터의 기능과 정도에는 차이가 없으나 Figure 1의 스페이셔(7)에 일체형으로 부착하기 위해서는 마찰타입 토크리미터 방식이 용이하다.

마찰타입의 토크리미터는 수직하중(P_o)과 마찰판의 마찰계수(µ)를 알면 식 (1)의 쿨롱마찰력(F_f)을 이용하여 토크를 계산할 수 있다.

2.2.1 볼트 축력 시험

볼트축력에 의한 수직하중을 정밀하게 예측하기 위하여 마찰판과 강판사이의 수직하중을 발생시키는 볼트의 축력과 체결력의 관계인 토크계수를 실험적으로 구할 필요가 있다[9].

토크계수는 볼트의 직경, 체결토크, 축력과의 상관관계로서 식 (2)를 이용하여 실험적으로 구한 체결토크와 축력을 평균화 시킨다.

실험방법은 요구되는 체결토크로 볼트를 체결하였을 때 나타나는 볼트의 축력을 측정하는 방식이며 시험기와 시험방법을 Figure 7에 도시하였다.

Figure 7

Torque coefficient test method

10.9T M16 볼트에 255 Nm의 체결토크를 부과하는 시험을 3회 실시하였을 때 평균적으로 볼트에 가해지는 축력은 95,710N 이었다. 볼트의 직경이 0.016m임으로 볼트에 가해지는 응력은 476MPa이며 항복강도가 900MPa 이하임으로 탄성영역내에서 시험이 진행되었음을 확인하였다. 각각의 실험에서 구한 볼트 축력을 이용하여 계산된 평균 토크계수는 0.17이며 각각의 시험결과를 Table 2에 정리하였다.

Table 2

Bolt coefficient test result

2.2.3 체결토크 계산

실험적으로 구한 마찰계수와 토크계수를 이용하여 미끄럼 토크 20kNm를 얻기 위한 각 볼트의 체결력과 체결토크는 접촉면적과 회전반경을 이용하여 식 (3), 식 (4)와 같이 계산하였다. [9]

Figure 8

Friction coefficient test results

2.3 고속커플링의 설계

설계된 디스크 팩과 토크리미터를 풍력발전기 증속기와 발전기 사이의 조립길이를 고려하여 도시하면 Figure 9와 같다.

발전기와 기어박스의 연결은 각 부품의 축과 커플링의 허브를 볼트 축력으로 조립하는 Taper Fitting방식이 적용되었다. 조립형상은 Figure 10과 같으며 조립을 위한 축력(F₀)은 토크계수와 전달하는 목표 Torque에 필요한 면압을 이용하여 식 (5)로부터 계산되었다. [10]

Figure 9

2MW high speed coupling drawing

Figure 10

Assembly method and force diagram

3.1 전달토크 Test

전달 토크는 Figure 3에 도시된 각도변위와 축방향 변위를 모두 고려한 상태에서 전달 토크를 가하여 파손이 발생하지 않아야 한다.

Figure 11

Disc pack torque transmission test

전달토크는 디스크팩과 전체 조립제품에 대하여 20kNm, 40kNm의 하중으로 각각 실시되었으며, 디스크 팩의 전달토크 시험 방법을 Figure 11 에 도시하였다.

스페이셔와 디스크 팩이 조립된 상태의 전달토크 시험은 Figure 12와 같이 진행되었으며, 축방향으로 8mm, 각도변위 1°에 상당하는 직각방향으로 18mm 변위를 부과하여 시험을 수행하였다.

Figure 12

Spacer Assembly torque transmission test

디스크 팩과 스페이셔 어셈블리가 조립된 상태에서 최대 토크 전달이 성공적임을 확인하였고, 파손은 발생하지 않아 해석이 안정적임을 확인하였다.

유한요소 해석의 결과를 볼 때 설계 목표치인 40kNm 이상의 전달토크에서 파손이 발생하여야 한다. 이를 검증하기 위하여 60kNm에서 추가 시험을 실시하였다. Figure 5에 도신된 바와 같이 유한요소해석에서 가장 취약할 것으로 예측된 연결부위에서 파손이 발생한 것을 확인할 수 있었다. 파손된 디스크 팩을 Figure 13에 나타내었다.

Figure 13

Fractured disc pack at 60kNm torque

3.2 미끄럼 토크 시험

미끄럼 토크는 축방향 변위와 각도변위를 제거한 상태에서 시험기의 하중이 증가되지 않고 미끄럼이 발생하는 하중을 확인하는 방법으로 시험이 진행된다.

설계 목표 값인 20kNm에 대하여 실제 19.4kNm에서 슬립이 발생하였으며 2.5%의 오차를 나타냈다. 토크리미터의 허용범위가 15%임을 감안하여 설계 방안이 적절함을 확인할 수 있다.

2.5%의 미끄럼 토크의 차이는 마찰판의 조도의 차이에서 발생할 수 있다. 또한 실제 전달 토크는 미소면적당 작용하는 수직하중에 대한 마찰력의 합산임으로 식 (3)에서 토크의 작용점(R_ave)을 마찰판의 외경과 내경의 평균값이 아닌 면적의 중심점을 적용할 경우 보다 정확한 예측이 가능할 것으로 판단된다.

3.3 절연 테스트

2MW 고속커플링의 경우 1kV의 전압에서 100MΩ 이상의 절연저항이 요구된다. 시험방법은 스페이셔 어셈블리 양단에 1kV의 전압을 인가하여 절연저항을 측정하였다. 시험결과 시험장비의 최대값인 2000MΩ이상의 우수한 절연성이 확보됨을 확인하였다. 절연저항 시험방법 및 결과를 Figure 14에 나타내었다.

Figure 14

High speed coupling insulation resistance test and result