KR20130109257A

KR20130109257A - 플랜지 디스크가 용접된 강관

Info

Publication number: KR20130109257A
Application number: KR1020137024170A
Authority: KR
Inventors: 류우이치 혼마; 다다시 이시카와; 히로시 시마누키
Original assignee: 신닛테츠스미킨 카부시키카이샤
Priority date: 2011-03-25
Filing date: 2011-03-25
Publication date: 2013-10-07
Also published as: CN103429376A; DK2676758T3; KR101388882B1; CN103429376B; JP4865111B1; EP2676758A4; ES2615232T3; JPWO2012131852A1; WO2012131852A1; EP2676758A1; EP2676758B1

Abstract

본 발명에 의하면, 이 플랜지 디스크가 용접된 강관은, 평판 원환 형상의 플랜지부와, 플랜지부의 외주측에 위치하고, 플랜지부의 편면측으로 그 적어도 일부가 돌출하는 환상의 부위를 갖는 접속부를 갖는 플랜지 디스크와, 접속부의 편면측에 용접되고, 관 두께가 t인 강관을 구비하고, 접속부와 강관 사이에, 용접에 의해 형성된 용접 금속부를 갖으며, 용접 금속부의 강관의 관축을 포함하는 단면에서, 강관의 관 두께 방향 중앙보다 외주측의 단면적 S_O와, 내주측의 단면적 S_I가, S_O≥1.5S_I의 관계를 만족하고, 용접 금속부의 내면측 및 플랜지부측인 용접 지단과, 접속부의 내면과 플랜지부의 편면이 교차하는 부위인 플랜지 코너부의 거리가 5㎜ 이상 상기 관 두께 t 이하이다.

Description

플랜지 디스크가 용접된 강관{STEEL PIPE HAVING FLANGE DISK WELDED THERETO}

본 발명은 플랜지 디스크가 용접된 강관에 관한 것이다.

최근 들어, 지구 온난화의 한 요인으로 여겨지는 CO₂ 가스의 삭감이나, 석유 등의 화석 연료의 장래적인 고갈에 대처하기 위하여, 재생 가능한 자연 에너지를 이용하는 것이, 적극적으로 시도되고 있다. 풍력 발전도 그 중 하나이며, 풍력 발전이 세계적으로 보급되고 있다.

여기서, 풍력 발전에 최적인 지역은, 끊임없는 강풍을 기대할 수 있는 지역이다. 그 때문에, 이러한 조건을 만족하는 해상에서의 풍력 발전(해상 풍력 발전)이 세계 규모로 계획 및 실현되고 있다(특허문헌 1 내지 6 참조).

해상에 풍력 발전용 탑을 건조하는 경우, 풍력 발전탑의 안정을 도모하기 위하여, 해저 지반에 탑의 기초 부분을 타입할 필요가 있다. 또한, 풍력 발전기의 터빈 날개를, 해수면으로부터 충분히 높은 위치에, 또한 안정적으로 유지하기 위해서는, 탑의 기초 부분 및 기초 부분 상에 설치하는 강관 기둥이 충분한 높이를 갖을 필요가 있다. 그 높이는, 예컨대 80m 이상에 달한다.

이와 같이, 해상 풍력 발전용 탑은, 거대한 강 구조물이지만, 끊임없이 강풍이나 파도에 노출된다. 이 때문에, 탑 전체는, 강풍이나 파도, 나아가 터빈 날개의 회전에 의한 진동에 의해 끊임없이 반복 하중을 받게 된다.

즉, 이러한 환경 하에서, 탑의 기초 부분과 그 위에 설치하는 강관 기둥의 용접부에는, 통상의 피로 사이클(10^6~7)과는 오더가 다른 기가 사이클(10^9~10) 영역의 진동에 대한 내피로 특성이 요구되고 있었다.

그 때문에, 해상 풍력 발전탑의 건조에는, 기가 사이클 영역의 진동 환경에 견딜 수 있는 용접 조인트를 형성하기 위한 용접 방법의 개발이 필요하였다.

일본 특허 공개 제2008-111406호 공보 일본 특허 공개 제2007-092406호 공보 일본 특허 공개 제2007-322400호 공보 일본 특허 공개 제2006-037397호 공보 일본 특허 공개 제2005-194792호 공보 일본 특허 공개 제2005-180239호 공보

도 5에, 종래의 해상 풍력 발전용 탑의 개략도를 도시한다. 해상 풍력 발전탑은, 기초 구조체(기초 부분)(111) 상에 관경 3 내지 5m, 관 두께 30 내지 80㎜의 강관 기둥(112)이 적재되고, 강관 기둥(112)의 정상부에는, 터빈 날개(114)를 구비하는 너셀(113)이 적재된다.

또한, 해상 풍력 발전탑은, 높이가 80m 이상이나 되고, 항상, 기가 사이클의 진동 환경에 놓여 있으므로, 기초 구조체(111)와 강관(102´)의 접합부 A 및 강관(102´)과 강관(102)의 접합부 B는, 기가 사이클의 진동에 견디는 것이어야만 한다.

또한, 상기에 도시한 바와 같은 해상 풍력 발전탑을 건조하는 경우, 강관 기둥(112)으로 하기 위한 강관(102´)과 강관(102)의 조인트는 플랜지를 사용한 관 조인트로 되는 경우가 있다. 이 경우에도, 이러한 플랜지를 사용한 관 조인트가 아닌 강관 기둥(112)의 기초 구조체(111)에의 설치 및 플랜지 부재(플랜지)와, 기초 구조체(111)나 강관(102´)이나 강관(102) 각각과의 접합은 아크 용접(이하, 간단히 용접이라고 함) 등에 의해 이루어지고 있다. 이와 같이, 플랜지를 사용한 관 조인트를 채용하는 경우, 접합부 및 그 근방에서의 내피로 특성의 확보가 중요하다.

이하에, 도 5 중의 접합부 B에 대하여 상세하게 설명한다.

도 6에, 도 5 중의 접합부 B에 있어서의 강관 기둥(112)의 관축 방향의 단면 모식도를 도시한다.

강관(102)의 단부면에, 플랜지 디스크(이하 간단히, 플랜지라고 함)(101)가 용접 금속부(103)를 통하여 접합됨으로써 플랜지 디스크가 용접된 강관(110)이 형성되어 있다. 또한, 플랜지(101)는 평판 원환 상의 플랜지부(101a)와 접속부(101b)로 개략 구성되어 있으며, 이 접속부(101b)와 강관(102)이 용접에 의해 접합되어 있다. 여기서, 후술하는 플랜지 코너부(101c)보다 내주측(내면측)의 플랜지 디스크를 플랜지부(101a)로 하고, 플랜지 코너부(101c)보다 외주측(외면측)의 플랜지 디스크를 접속부(101b)로 한다. 또한, 강관(102´)과 플랜지(101´)에 대해서도 마찬가지의 구조로 되어 있다. 또한, 접속부(101b, 101b´)는, 플랜지부(101a, 101a´) 각각의 외주를 둘러싸도록 설치되어 있다.

또한, 강관(102)과 강관(102´)은, 플랜지부(101a) 및 플랜지부(101a´)가 볼트(107)에 의해 체결됨으로써 결합되어, 강관 기둥(112)을 형성하고 있다.

도 7에, 도 6에 도시하는 T 부분의 확대 단면 모식도를 도시한다.

도 7에 도시한 바와 같이, 강관(102)의 단부면과, 플랜지 디스크(101)의 접합부(101b)는, 강관(102) 및 접속부(101b)의 내외면 각각으로부터 V형으로 형성한 개선(X형 개선)을 용접하여 접합되어 있다.

이와 같이, 강관(102)과 플랜지(101)를 용접하면, 통상, 용접 금속부(103), 및 그 근방의 강관(102)과 접속부(101b) 각각의 내면측의 표면에는, 관축 방향의 인장 잔류 응력이 발생한다. 한편, 해상 풍력 발전탑 전체가 진동할 때, 가장 엄격한 피로 특성이 요구되는 것은, 응력이 집중하는, 플랜지부(101a)의 접속부측의 표면(101d)과 접속부(101b)의 내면이 교차하는 부위인 플랜지 코너부(101c)이다.

따라서, 지금까지는, 용접에 의해 인장 잔류 응력이 발생하는 영역에, 플랜지 코너부(101c)가 포함되지 않도록, 접속부(101b)의 관축 방향의 길이를 충분히 길게 하여, 용접 금속부(103)과 플랜지 코너부(101c)가 충분히 이격되는 구조로 되도록 설계되어 있었다.

그러나, 금후, 해상 풍력 발전탑의 대형화에 수반하여, 내피로 특성의 가일층의 향상이 필요해지는 가운데, 해상 풍력 발전탑을 구성하는 강관 기둥은 대직경화하고, 강관 기둥으로서 사용되는 강재(강관)는 후육화하지만, 그 경우, 당연히 플랜지의 중량도 증가하지 않을 수 없다.

통상, 해상 풍력 발전탑용 대형의 플랜지는, 고가의 단조품으로 된다. 그로 인해, 고가인 플랜지의 중량 증가는, 해상 풍력 발전탑의 전체 비용의 증대를 초래하므로, 어떻게 플랜지를 경량화하여, 비용의 증대를 억제할지가 과제로 된다. 또한, 상술한 바와 같이, 해상 풍력 발전탑의 기초 부분 및 강관 기둥 각각과, 플랜지의 접속부의 용접부에는, 기가 사이클 영역의 진동에 견디는 내피로 특성이 요구되기 때문에, 이 내피로 특성의 향상과 플랜지의 경량화를 양립시키는 것이 과제로 된다.

따라서, 본 발명은 강관에 경량의 플랜지를 용접하는 경우에 있어서, 기가 사이클 영역의 진동에 견디는 피로 특성을 갖는 플랜지 디스크가 용접된 강관을 제공하는 것을 목적으로 한다.

본 발명은 상기 과제의 대책으로서, 용접 금속부의 강관의 관축을 포함하는 단면에 있어서, 관 두께의 1/2선(관 두께의 중앙선), 즉 관 두께 중앙보다 외주측(외면측)의 용접 금속부의 단면적이 내주측(내면측)의 용접 금속부의 단면적의 1.5배보다도 커지도록, 접속부와 강관의 단부를 용접한다. 그런 후에, 용접 금속부의 내면측 또한 플랜지측의 용접 지단과 플랜지 코너부의 거리를 어느 일정한 값으로 관리한다. 이것에 의해, 플랜지 코너부에 압축 잔류 응력을 부여시켜, 플랜지 디스크가 용접된 강관의, 기가 사이클 영역의 진동에 대한 피로 특성을 향상시키는 것이다.

본 발명의 요지는 이하와 같다.

(1) 본 발명의 일 형태에 따른 플랜지 디스크가 용접된 강관은, 관축 방향 단부에 플랜지 디스크가 용접된 강관이며, 평판 원환 형상의 플랜지부와, 상기 플랜지부의 외주측에 위치하고, 상기 플랜지부의 편면측으로 그 적어도 일부가 돌출하는 환상의 부위를 갖는 접속부를 갖는 플랜지 디스크와, 상기 접속부의 상기 편면측에 용접되고, 관 두께가 t(㎜)인 강관을 구비하고, 상기 접속부와 상기 강관 사이에, 용접에 의해 형성된 용접 금속부를 갖고, 상기 용접 금속부의 상기 강관의 관축을 포함하는 단면에서, 상기 강관의 관 두께 방향 중앙보다 외주측의 단면적 S_O와, 내주측의 단면적 S_I가, S_O≥1.5S_I의 관계를 만족하고, 상기 용접 금속부의 내면측 또한 상기 플랜지부측의 용접 지단과, 상기 접속부의 내면과 상기 플랜지부의 상기 편면이 교차하는 부위인 플랜지 코너부와의 거리가 5㎜ 이상 상기 관 두께 t 이하이다.

(2) 상기 (1)에 기재된 플랜지 디스크가 용접된 강관에서는, 상기 플랜지 디스크의 외주측의 측면의 관축 방향의 길이가, 상기 플랜지부의 판 두께보다도 작아도 된다.

(3) 상기 (1) 또는 (2)에 기재된 플랜지 디스크가 용접된 강관에서는, 상기 용접에 의해 상기 플랜지 코너부에 압축 잔류 응력이 형성되어 있어도 된다.

(4) 상기 (1) 또는 (2)에 기재된 플랜지 디스크가 용접된 강관에서는, 상기 강관의 상기 관 두께 t가 30㎜ 이상이어도 된다.

(5) 상기 (1) 또는 (2)에 기재된 플랜지 디스크가 용접된 강관에서는, 상기 강관이, 풍력 발전탑의 강관 기둥에 사용되어 있어도 된다.

본 발명에 따르면, 플랜지 디스크가 용접에 의해 접합된 강관에 있어서, 용접 금속부의 강관 관축을 포함하는 단면에서, 강관의 관 두께 방향 중앙보다 외주측의 단면적 S_O가, 내주측의 단면적 S_I의 1.5배보다도 크고, 내주측의 용접 금속부와 플랜지 코너부의 거리가 충분히 작기 때문에, 내주측의 용접 금속부 표면 및 그 근방에 압축 응력을 잔류시킬 수 있다. 또한, 이 압축 잔류 응력의 발생 영역 내에 플랜지 코너부를 위치시킴으로써, 기가 사이클 영역의 진동에 있어서의 내피로 특성을 갖는 플랜지 디스크가 용접된 강관을 제공할 수 있다.

도 1은, 본 실시 형태에 있어서의 플랜지 디스크가 용접된 강관을 설명하기 위한 단면 모식도이다.
도 2a는, 종래의 플랜지가 용접된 강관의 용접 금속부 근방에 있어서의 응력 분포를 설명하기 위한 단면 모식도이다.
도 2b는, 도 2a의 선분 X-X´에 있어서의 응력 분포를 나타내는 그래프이다.
도 2c는, 도 2a의 선분 Y-Y´에 있어서의 응력 분포를 나타내는 그래프이다.
도 3a는, 본 실시 형태의 플랜지 디스크가 용접된 강관의 용접 금속부 근방에 있어서의 응력 분포를 설명하기 위한 단면 모식도이다.
도 3b는, 도 3a의 선분 X-X´에 있어서의 응력 분포를 나타내는 그래프이다.
도 3c는, 도 3a의 선분 Y-Y´에 있어서의 응력 분포를 나타내는 그래프이다.
도 4는, 본 실시 형태의 플랜지 디스크의 단면 모식도이다.
도 5는, 해상 풍력 발전용 탑의 구조를 설명하기 위한 개략도이다.
도 6은, 도 5 중의 접합부 B에 있어서의 강관(102)의 관축 방향의 단면 모식도이다.
도 7은, 도 6 중에 도시하는 T 부분의 확대 단면 모식도이다.
도 8은 본 발명의 실시예에 있어서의 개선 형상을 설명하기 위한 플랜지 디스크가 용접된 강관 단면 모식도이다.
도 9는, 본 발명의 실시예에 있어서의 판상 시험편의 사시도이다.
도 10은, 본 발명의 실시예에 있어서의 피로 시험 및 예비 피로 시험의 결과를 나타내는 그래프이다.
도 11은, 본 발명의 실시예에 있어서의 예비 피로 시험의 방법을 설명하는 모식도이다.

본 발명은 플랜지 디스크가 용접된 강관이며, 플랜지 디스크 단부에 설치된 플랜지측 개선면과, 강관의 단부에 설치된 강관 기둥측 개선면으로 획정되는 개선이, 용접되어 있다. 또한, 본 발명에 있어서의 플랜지 디스크는, 평판 원환 형상의 플랜지부와, 상기 플랜지부의 외주측에 위치하고, 상기 플랜지부의 편면측(강관이 용접되어 있는 측의 면)에 그 적어도 일부가 돌출하는 환상의 부위를 갖는 접속부로 개략 구성되어 있다. 또한, 플랜지측 개선면과 강관측 개선면에 의해 획정되는 개선은, X형 개선, V형 개선, 한쪽면 베벨 개선, K형 개선 또는 U형 개선 등이다.

이하, 본 발명의 일 실시 형태에 따른 플랜지 디스크가 용접된 강관에 대하여, 도면을 참조하면서 설명한다.

도 1에, 본 실시 형태에 있어서의 플랜지 디스크가 용접된 강관의, 관축 방향의 단면 모식도를 도시한다.

본 실시 형태에 따른 플랜지 디스크가 용접된 강관(10)은 도 1에 도시한 바와 같이, 평판 원환 형상의 플랜지부(1a)와, 플랜지부(1a)의 외주측에 위치하고, 플랜지부(1a)의 편면[강관(2)이 용접되어 있는 측의 면](1d)측으로 그 적어도 일부가 돌출하는 환상의 부위(1b´)를 갖는 접속부(1b)를 갖는 플랜지 디스크(1)과, 플랜지 디스크(1)과 용접되고, 관 두께가 t(㎜)인 강관(2)과, 후술하는 용접 금속부(3)를 구비하고 있다. 또한, 강관(2)은 플랜지 디스크(1)의 편면(1d)측에 용접되어 있다.

또한, 플랜지 디스크(1)은 강관(2)에 면하는 단부에 형성된 플랜지측 개선면(1e)을 갖고, 강관(2)은 플랜지 디스크(1)에 면하는 단부에 형성된 강관측 개선면(2e)을 갖고 있다.

또한, 플랜지 디스크(1)과 강관(2) 사이이며, 플랜지측 개선면(1e)과 강관측 개선면(2e)으로 획정되는 개선이 용접됨으로써, 용접 금속부(3)가 형성되어 있다. 또한, 도 1에 도시하는 용접 금속부(3)의 단면에서, 강관(2)의 관 두께 방향[강관(2)의 두께 방향] 중앙선(선분 C-C)보다 외주측의 단면적 S_O가, 내주측의 단면적 S_I의 1.5배보다도 크고, 용접 금속부(3)의 내면측 및 플랜지부(1a)측의 용접 지단(1e´)과, 편면(1d)과 접속부(1b)의 내면이 교차하는 부위인 플랜지 코너부(1c)와의 거리가 5㎜ 이상 관 두께 t 이하이다.

여기서, 도 7에 도시한 바와 같은, 종래의 플랜지가 용접된 강관을 사용한 구조에서는, 용접 능률의 관점에서, 통상, 용접 금속부(103)의 개선으로서 X 개선이 채용되어 있다. 또한, 상술한 바와 같이, 종래의 구조에서는, 용접 금속부(103) 및 그 근방의 강관(102) 및 접속부(101b)의 표면 영역에, 강관 축 방향의 인장 잔류 응력이 발생한다는 문제가 있었다.

이러한 문제를 해결하기 위하여, 종래의 구조에서는, 용접 금속부(103)를 플랜지 코너부(101c)로부터 가능한 한 이격하여 형성하고, 인장 잔류 응력이 발생하고 있는 영역에, 플랜지 코너부(101c)가 포함되지 않도록 함으로써, 인장 잔류 응력의 플랜지 코너부(101c)에의 영향을 가능한 한 저감시키는 것이 중요하다고 생각되고 있었다.

그러나, 용접 금속부(103)를 플랜지 코너부(101c)에서 가능한 한 이격하여 형성하기 위해서는, 접속부(101b)의 관축 방향의 길이를 크게 하지 않을 수 없기 때문에, 그 결과, 고가인 플랜지(101)의 중량이 증가하여 버리는 문제가 있었다.

따라서, 본 발명자들은, 플랜지의 접속부(101b)을 경량화를 위하여 짧게 하는 동시에, 응력이 집중하는 플랜지 코너부(101c)가 기가 사이클 영역의 진동에 견디는 피로 특성을 구비하는 조인트 구조를 예의 검토하였다.

이하에, 본 실시 형태에 있어서의 플랜지 디스크가 용접된 강관(10)에 대하여 상세하게 설명한다.

도 1에 도시한 바와 같이, 본 실시 형태의 플랜지 디스크가 용접된 강관(10)은 평판 원환 형상의 플랜지부(1a)와, 플랜지부(1a)의 외주측에 위치하고, 플랜지부(1a)의 편면[강관(2)이 용접되어 있는 측의 일면](1d)측으로 그 적어도 일부가 돌출하는 환상의 부위(1b´)를 갖는 접속부(1b)를 갖는 플랜지 디스크(1)과, 플랜지 디스크(1)과 용접되고, 관 두께가 t(㎜)인 강관(2)과, 후술하는 용접 금속부(3)로 개략 구성되어 있다.

또한, 플랜지 디스크(1)은 강관(2)에 면하는 단부에 형성된 플랜지측 개선면(1e)을 갖고 있으며, 강관(2)은 플랜지(1)에 면하는 단부에 형성된 강관측 개선면(2e)을 갖고 있다.

또한, 플랜지 디스크(1)과 강관(2) 사이이며, 이들 플랜지측 개선면(1e)과 강관측 개선면(2e)으로 획정되는 개선이 용접됨으로써, 용접 금속부(3)가 형성되어 있다. 이 용접 금속부(3)는 강관(2)을 관 두께 방향[강관(2)의 두께 방향]으로 관통하고 있다.

또한, 본 실시 형태에 있어서, 플랜지 디스크(1)의 직경 방향 중앙부에는, 강관 기둥 내부의 점검 등을 위하여 인간이 이동할 수 있도록, 관축 방향으로 관통된 개구부가 형성되어 있다.

또한, 본 실시 형태에 있어서, 용접 금속부(3)의 강관(2)의 관축을 포함하는 단면에서, 강관(2)의 관 두께 방향[강관(2)의 두께 방향] 중앙보다 외주측의 단면적 S_O와, 내주측의 단면적 S_I가, S_O≥1.5S_I의 관계를 만족할 필요가 있다. 즉, 도 1에 도시한 바와 같이, 강관(2)의 관 두께의 중앙(1/2)선인 선분 C-C, 즉 관 두께 중앙으로부터 외주측이 형성된 외주측 용접 금속부(3a)의 단면적 S_O를, 관 두께 중앙으로부터 내주측이 형성된 내주측 용접 금속부(3b)의 단면적 S_I의 1.5배 이상으로 한다. 이하, 이러한 단면적 S_O와 단면적 S_I의 한정 이유에 대하여 설명한다.

본 실시 형태에 있어서의 용접 금속부(3)는 도 1에 도시한 바와 같이, 강관(2)의 관축을 포함하는 단면에서, 강관(2)의 관 두께 방향 중앙보다 외주측의 단면적 S_O와, 내주측의 단면적 S_I가, S_O≥1.5S_I의 관계를 만족하도록 형성되어 있다. 즉, 용접 금속부(3) 중, 외주측의 용접 금속부(3a)의 용착 금속량이, 내주측의 용접 금속부(3b)의 용착 금속량보다도 많은 구조로 함으로써, 용접 금속부(3)의 내주측 표면으로부터 플랜지 코너부(1c)까지의 영역에 압축 응력을 잔류시킬 수 있다.

또한, 단면적 S_O가 단면적 S_I의 1.5배 미만이면 용접 금속부(3)의 내주측 표면으로부터 플랜지 코너부(1c)까지의 영역에 잔류하는 압축 응력을 충분히 확보할 수 없어, 플랜지 코너부(1c)의 내피로 특성을 충분히 얻을 수 없는 우려가 있다. 그 때문에, 본 실시 형태에 있어서는, S_O≥1.5S_I로 한다. 또한, 내피로 특성의 향상 효과를 보다 발휘시키기 위해서는, S_O≥2.0S_I로 하는 것이 바람직하고, S_O≥2.5S_I로 하는 것이 보다 바람직하다.

이와 같이, 단면적 S_O를 단면적 S_I보다도 크게 함으로써, 용접 금속부(3)의 내주측 표면으로부터 플랜지 코너부(1c)까지의 영역에 압축 응력을 잔류시킬 수 있다.

또한, 본 실시 형태에 있어서는, 용접 금속부(3b)의 내주측 및 플랜지부(1a) 측의 용접 지단(1e´)과, 플랜지 코너부(1c)와의 거리 d는, 5㎜ 이상 상기 관 두께 t 이하일 필요가 있다.

이 거리 d가 지나치게 작으면, 내주측 용접 금속부(3b)의 플랜지부(1a) 측의 용접 지단(1e´)에의 응력 집중이 영향을 받아 버려, 플랜지 코너부(1c)의 내피로 특성이 열화될 우려가 있기 때문에, 거리 d의 상한은 5㎜ 이상으로 한다. 또한, 거리 d를 관 두께 t 초과로 하면, 플랜지 코너부(1c)의 위치가 압축 응력의 잔류 영역의 범위 외로 되어버려, 플랜지 코너부(1c)의 내피로 특성을 충분히 얻을 수 없기 때문에, 거리 d의 하한은 관 두께 t 이하로 한다. 또한, 내피로 특성의 향상 효과를 보다 발휘시키기 위해서는, 거리 d의 하한을 8㎜ 또는 10㎜로, 거리 d의 상한을 관 두께 t의 80％ 또는 65％로 하는 것이 바람직하다.

여기서, 본 실시 형태에서의 용접 금속부(3) 및 그 근방에 있어서의 응력 분포에 대하여, 종래의 플랜지가 용접된 강관(110)의 구조와 비교하면서 설명한다.

도 2a에, X 개선을 채용한 종래의 플랜지가 용접된 강관의 관축 방향의 단면 모식도를 도시한다.

도 2b 및 도 2c에, 도 2a에 도시하는, 플랜지가 용접된 강관의 용접 금속부(103) 근방의 응력 분포를 도시한다. 또한, 도 2b는, 용접 금속부(103)의 중심 X-X´에 있어서의 응력 분포를 도시하고, 도 2c는, 내주측의 용접 금속부(103a) 표면의 중심으로부터 플랜지 코너부(101c)에 걸친 Y-Y´(X-X´에 수직)에 있어서의 응력 분포를 도시한다.

플랜지가 용접된 강관의 구조로서 종래의 구조를 채용했을 경우, 도 2b에 도시한 바와 같이, 용접 금속부(103)의 직경 방향 중심부에만, 압축 응력이 잔류하고, 용접 금속부(103)의 외주측과 내주측에는, 인장 응력이 잔류한다.

또한, 도 2c에 도시한 바와 같이, 내주측 용접 금속부(103b)로부터 플랜지 코너부(101c)에 걸친, 용접선과 수직 방향의 잔류 응력은, 항상, 인장 응력이다.

이 때문에, 종래에는, 플랜지 코너부(101c)의 피로 특성에 영향을 주지 않도록, 인장 응력이 잔류하고 있는 영역 외에, 플랜지 코너부(101c)를 배치하는 것을 염두에 두고, 접속부(101b)의 관축 방향의 길이를 크게 하는 것이 최선의 방책으로 생각되고 있었다. 그로 인해, 플랜지(101)는 대형화하고, 플랜지(101)의 비용은 상승하고 있었다.

여기서, 용접에 의한 변형을 구속하면서, 외주측의 개선의 폭이 넓은 V형 개선의 용접 금속부를 형성했을 경우, 이 용접 금속부의 외주측 표면 및 그 근방에 있어서의 용접선과 수직 방향의 잔류 응력은 인장으로 된다. 한편, 용접 금속부의 내주측 표면에서의 잔류 응력은 압축으로 된다. 이는, 개선의 폭이, 내주측보다도 외주측쪽이 상대적으로 넓어, 외주측의 용착 금속량이 많은 것에 기인한다.

본 발명자들은, 이 현상을 이용하여, 플랜지 디스크가 용접된 강관에 있어서, 그 개선 형상을 검토하여, 내주측 용접 금속부와 플랜지 코너부에, 압축 잔류 응력을 부여할 수 있으면, 플랜지 코너부의 내피로 특성의 향상과, 플랜지 디스크의 경량화를 양립시킬 수 있지 않을까, 하고 발상하였다.

즉, 본 실시 형태에서는, 내주측 용접 금속부(3b)의 표면 및 그 근방에 잔류하는 압축 응력을 최대한으로 활용하기 위하여, 내주측 용접 금속부(3b)의 플랜지부측 용접 지단을, 플랜지 코너부(1c)에 근접시키는 구조로 하였다. 즉, 본 실시 형태에 있어서의 플랜지 디스크가 용접된 강관(10)의 구조는, 종래의 발상과는 정반대의 새로운 발상을 구현화한 것이다.

도 3a에, 본 실시 형태의 플랜지 디스크(1)이 용접된 강판(2)의 관축 방향의 단면 모식도를 도시한다.

도 3b 및 도 3c에, 도 3a에 도시하는, 용접 금속부(3) 근방의 응력 분포를 도시한다. 또한, 도 3b는, 용접 금속부(3)의 중심 X-X´에 있어서의 응력 분포를 도시하고, 도 3c는, 내주측(내면측)의 용접 금속부(3a) 표면의 중심으로부터 플랜지 코너부(1c)에 걸친 Y-Y´에 있어서의 응력 분포를 도시한다.

본 실시 형태의 플랜지 디스크가 용접된 강관(10)에 의하면, 도 3b에 도시한 바와 같이, 용접 금속부(3)의 외주측 표면과 내주측 표면에 있어서, 강관의 직경 방향(도 3a 중, X-X´)의 잔류 응력은, 플랜지 외주측에서는 인장이지만, 내주측에서는 압축으로 된다.

또한, 용접 금속부(3)의 내주측 표면으로부터 플랜지 코너부(1c)에 걸친, 용접선에 수직인 방향(도면 중, Y-Y)에 있어서의 잔류 응력은, 도 3c에 도시한 바와 같이, 용접 금속부(3)의 근방에 플랜지 코너부(1c)를 배치함으로써, 압축으로 된다.

이어서, 본 실시 형태에 있어서의 플랜지 디스크(1)의 구조에 대하여 설명한다.

도 4의 (a) 내지 (e)에, 본 실시 형태에 있어서의 플랜지 디스크(1)의 구조를 도시한다.

본 실시 형태에 있어서의 플랜지 디스크(1)은 플랜지 코너부(101c)보다 강관 직경 방향 내측에 위치하는 평판 원환 형상의 플랜지부(1a)와, 플랜지부(1a)의 외주측에 위치하고, 플랜지부(1a)의 편면(1d)측으로 그 적어도 일부가 돌출하는 환상의 부위(1b´)를 갖는 접속부(1b)로 개략 구성되어 있다. 또한, 플랜지 디스크(1)에는, 편면(1d)과 접속부(1b)의 내면이 교차하는 부위인 플랜지 코너부(1c)가 있다.

본 실시 형태에 있어서는, 플랜지 디스크(1)의 접속부(1b)의 외주측의 측면(외측면)의 관축 방향의 길이 h1은, 도 4의 (c) 내지 도 4의 (e)에 도시한 바와 같이, 플랜지부(1a)의 판 두께 h보다도 크더라도 상관없지만, 도 4의 (a) 및 도 4의 (b)에 도시한 바와 같이, 플랜지부(1a)의 판 두께 h보다도 작은 쪽이 바람직하다. 또한, 플랜지 디스크(1)의 접속부(1b)의 외측면의 관축 방향의 길이 h1이란, 플랜지 디스크(1)의 외주 단부면에 있어서의 판 두께로 간주할 수 있다.

여기서, 플랜지 디스크(1)의 접속부(1b)의 외측면의 관축 방향의 길이 h1이, 플랜지부(1a)의 판 두께 h보다도 크더라도, 본 실시 형태에 있어서의 효과와 마찬가지의 효과를 얻을 수 있다. 그러나, 길이 h1이 플랜지부(1a)의 판 두께 h보다도 작은 쪽이, 상술한 거리 d의 조건을 만족하고, 또한, 상술한 단면적 S_O와 단면적 S_I와의 관계인 S_O≥1.5S_I를 용이하게 만족할 수 있다. 그 결과, 단면적 S_O를 단면적 S_I보다도 용이하게 확보할 수 있어, 본 실시 형태에 있어서의 효과를 용이하게 얻을 수 있다. 즉, 용접 금속부(3)의 내주측 표면으로부터 플랜지 코너부(1c)까지의 영역에 잔류하는 압축 응력을 크게 할 수 있어, 플랜지 코너부(1c)의 내피로 특성을 보다 향상시킬 수 있다.

또한, 플랜지 디스크(1) 중, 강관과 용접하는 측인 편면(1d)과는 반대측의 면과 플랜지 디스크(1)의 외측면의 교차하는 부위와, 용접 금속부(3)의 외면측 또한 플랜지 디스크(1)측의 용접 지단의 거리를, 상기 길이 h1으로 간주할 수도 있다.

또한, 본 실시 형태에 있어서의 접속부(1b)는 상술한 바와 같이, 플랜지부(1a)의 외주측에 위치하고, 플랜지부(1a)의 편면(1d)측에 그 적어도 일부가 돌출하는 환상의 부위(1b´)을 갖고 있다.

여기서, 본 실시 형태에 있어서, 도 4의 (a) 및 도 4의 (b)와 같이, 환상의 부위(1b´)가 반드시 플랜지 디스크(1)의 외측면에 접하지 않아도 된다. 즉, 본 실시 형태에 있어서의 플랜지 디스크(1)의 접속부(1b)는 강관(2)과 용접된 접속부(1b)의 적어도 일부가 편면(1d)측보다 강관(2)측으로 돌출하고, 상기 거리 d가 5㎜ 이상 상기 관 두께 t 이하로 되도록 형성되어 있으면 된다.

또한, 본 실시 형태에 있어서의 플랜지 디스크(1)의 플랜지부(1a)의 판 두께 h는, 관 두께 t의 2배 이상, 200㎜ 이하인 것이 바람직하다. 이와 같이, 관 두께 t의 2배 이상으로 함으로써, 플랜지 디스크(1)이 용접된 강관(2)에 있어서의 기계적 접합 강도를 향상시킬 수 있다. 그러나, 플랜지부(1a)의 판 두께 h가 지나치게 두꺼우면, 제조 비용의 증대를 초래할 우려가 있다. 그 때문에, 플랜지부(1a)의 판 두께 h의 상한을 200㎜ 이하로 하는 것이 바람직하다.

또한, 본 실시 형태에 있어서의 용접은, 내피로 강도를 향상시키기 위해서는, 완전 용입 용접이 바람직하지만, 반드시 완전 용입 용접이 아니어도 된다. 즉, 용접 금속부가 반드시 관 두께 방향으로 관통하는 것은 아닌 부분 용입 용접이어도, 상관없다. 구체적으로는, X형 개선의 경우, 용접 금속부의 내부에 있어서, 루트 페이스의 일부가 미용착인 부분이 있어도 된다.

본 실시 형태에 있어서, 플랜지측 개선면(1e)과 강관측 개선면(2e)으로 획정되는 개선은, X형 개선, V형 개선, 한쪽면 베벨 개선, K형 개선 또는 U형 개선 중 어느 하나인 것이 바람직하다. 또한, 상술한 단면적 S_O와 단면적 S_I의 관계를 만족하는 것을 고려하면, V개선, X형 개선 또는 K형 개선인 것이 보다 바람직하다. V개선, X형 개선 또는 K형 개선을 채용함으로써, 상술한 단면적 S_O와 단면적 S_I의 관계를 보다 용이하게 만족할 수 있기 때문이다. 즉, 큰 압축 잔류 응력을 내주측 용접 금속부(3b)의 표면 및 그 근방에 의해 용이하게 부여할 수 있기 때문이다.

또한, X형 개선이나 K형 개선을 채용했을 경우에는, 내주측 용접 금속부에 의해 큰 압축 응력이 발생하기 때문에, 강관(2)과 플랜지 디스크(1)의 내주측(내면측)을 먼저 용접하고, 그 후, 외주측(외면측)을 용접하는 것이 바람직하다. 또한, 이 경우, 용접 금속부의 단면을 에칭함으로써, 어느 면측으로부터 용접한 것인지 용이하게 구별할 수 있다.

또한, X형 개선이나 K형 개선을 채용했을 경우에, 외주측 개선의 깊이를, 내주측 개선의 깊이보다 크게 하는 것이 바람직하다. 이와 같이 함으로써, 내주측 용접 금속부 표면 및 그 근방에 큰 압축 잔류 응력을 발생시킬 수 있다.

또한, 본 실시 형태에 있어서의 플랜지 디스크(1)이 용접된 강관(10)에 있어서, 강관(2)의 관 두께 t와 접속부(1b)의 직경 방향의 두께가 상이해도 된다. 그 경우에도, 본 실시 형태에 있어서의 효과와 마찬가지의 효과를 얻을 수 있다.

또한, 본 실시 형태에 따른 플랜지 디스크(1)이 용접된 강관(10)에 사용되는 강관(2)으로서는, 관 두께 t가 30㎜ 이상인 고강도 대직경 강관을 사용하는 것이 바람직하다. 이러한 고강도 대직경 강관으로서는, 공지의 성분 조성의 항복 강도가 315㎫ 이상 또는 355㎫ 이상의 용접용 구조용 강관으로 제조한 것이어도 된다. 또한, 항복 강도는 690㎫ 이하 또는 600㎫ 이하로 해도 된다.

또한, 강관(2)의 관 두께 t는 40㎜ 이상으로 하는 것이 보다 바람직하고, 50㎜ 이상으로 하는 것이 더욱 바람직하다. 이러한 관 두께 t를 채용함으로써, 내주측 용접 금속부 표면 및 그 근방에 대하여 보다 용이하게 압축 잔류 응력을 부여할 수 있다.

이상 설명한, 본 발명에 있어서의 플랜지 디스크가 용접된 강관에 의하면, 용접 금속부의 강관의 관축을 포함하는 단면에서, 강관의 관 두께 방향 중앙보다 외주측의 단면적이, 내주측의 단면적보다도 크고, 내주측의 용접 금속부와 플랜지 코너부의 거리가 충분히 작기 때문에, 내주측의 용접 금속부 표면 및 그 근방에 압축 응력을 잔류시킬 수 있다. 그리고, 이러한 잔류 압축 응력의 발생 영역 내에 플랜지 코너부를 위치시킴으로써, 기가 사이클 영역의 진동에 있어서의 내피로 특성을 향상시킬 수 있다.

그 때문에, 본 발명의 플랜지 디스크가 용접된 강관에 있어서는, 기가 사이클 영역의 진동 환경에 있어서의 내피로 특성이 요구되고 있는 풍력 발전탑용 강관 기둥으로서 최적이다.

또한, 본 발명의 플랜지 디스크가 용접된 강관의 구조에 있어서는, 종래의 구조와 비교하여, 플랜지부의 외주를 둘러싸도록 형성되어 있는 접속부가 작기 때문에, 플랜지 디스크의 대폭적인 경량화를 달성할 수 있다. 이것에 의해, 단조에 의하지 않고, 압연에 의해 제조된 후강판을 원형으로 절단한 후, 그 후강판의 판 두께 방향에 있어서의 일부를 절삭함으로써, 플랜지 디스크를 제조하는 것이 가능하게 된다.

즉, 본 발명에 있어서의 접속부의 외주 단부면에 있어서의 판 두께가, 종래와 비교하여 얇은 구조이기 때문에, 고가인 플랜지 디스크를 보다 경량으로 할 수 있어, 제조 비용을 억제할 수 있다.

또한, 본 발명은 전술한 바와 같이, 플랜지 코너부에 압축 잔류 응력을 부여할 수 있으면 되며, 그에 한하여, 접합부(용접 금속부)에 있어서의 개선 형상이나 위치는, 본 발명의 요지를 일탈하지 않는 범위에서 한정되지 않는다. 또한, 용접 방법에 있어서도, 마찬가지로 한정되지 않는다.

또한, 용접 능률이나, 보유하는 기기에 맞추어, 압축 잔류 응력이 발생하고 있는 영역 내에 플랜지 코너부가 위치하도록, 개선 형상과 그 위치를 조정하면 된다. 또한, 압축 잔류 응력은, X선에 의한 잔류 응력 측정이나, 왜곡 게이지에 의해 측정하는 것이 가능하다.

실시예

이어서, 본 발명의 실시예에 대하여 설명하지만, 실시예에서의 조건은, 본 발명의 실시 가능성 및 효과를 확인하기 위하여 채용한 일 조건예이며, 본 발명은 이들 일 조건예만에 한정되는 것은 아니다.

본 발명은 본 발명의 요지를 일탈하지 않고, 본 발명의 목적을 달성하는 한, 다양한 조건 또는 조건의 조합을 채용할 수 있는 것이다.

(실시예)

표 1에 나타내는 성분 조성과 기계 특성을 갖는 강관과, 플랜지 디스크와, JIS Z 3313YFL-C506R에서 규정되는 1.2㎜ 직경의 용접 와이어를 사용하여, 전류 200A, 전압 21V, 용접속도 7 내지 25cpm, 실드 가스 Ar+20％ CO₂(25ℓ/min)의 용접 조건에서, 플랜지 디스크가 용접된 강관을 제작하였다. 또한, 본 실시 형태에 있어서 사용한 강관의 인장 강도는, 판 두께(관 두께) 50㎜ 이하는 자이단 호진 니혼 가이지 교카이(NK: Nippon Kaiji Kyokai) 강선 규칙·동 검사 요령(K편 재료) U1호 시험편을, 판 두께(관 두께) 50㎜ 초과는 JIS Z220114A호 시험편을 제작하고, 인장 시험을 행하여 측정하였다.

또한, 사용한 강관의 관 두께 t, 플랜지 디스크의 플랜지부의 판 두께 h, 플랜지 디스크의 외측면의 관축 방향의 길이 h1, 판 두께 h와 길이 h1의 비 h1/h 및 개선 형상을 표 2, 표 3에 나타낸다. 또한, 본 실시예에 있어서, 사용한 강관의 직경은 700㎜이다.

여기서, 개선 형상의 종류는, 도 8의 (a)에 도시한 바와 같은 X형 개선 또는 도 8의 (b)에 도시한 바와 같은 V형 개선 중 어느 하나를 채용하였다. 용접 금속부(3)(용접부)에 있어서, 용접부 외주측으로부터 루트 페이스까지의 거리 t1, 용접부 내주측으로부터 루트 페이스까지의 거리 t2, 개선 각도 θ1, θ2 및 루트 갭 g 각각을 표 2, 표 3에 나타낸다. 또한, 도 8의 (b)에 도시한 바와 같은, V형 개선의 경우에는, 용접부 외주측으로부터 루트 페이스까지의 거리 t1과 관 두께 t는 동일한 값으로 한다.

이어서, 얻어진 플랜지 디스크가 용접된 강관에 있어서의 용접 금속부를, 관축 방향으로 절단하였다. 이 용접 금속부의 절단면에 있어서, 관 두께 방향 중앙보다 외주측의 단면적 S_O와, 내주측의 단면적 S_I를 각각 측정하고, S_O와 S_I와의 단면적비S_O/S_I를 구하였다.

또한, 내주측의 용접 금속부의 플랜지 디스크측 용접 지단과 플랜지 코너부의 거리 d를 측정하고, 또한, 이 거리 d와 관 두께 t와의 비 d/t를 구하였다.

이어서, 얻어진 플랜지 디스크가 용접된 강관의 성능에 관하여, 표 2, 표 3에 나타내는 기계적 특성을 평가하였다. 평가 방법에 대하여 이하에 설명한다.

우선, 얻어진 플랜지 디스크가 용접된 강관끼리를 볼트(7)로 체결하여 결합시킨 후, 도 9에 도시한 바와 같은 폭 80㎜의 판상 시험편을 절단 채취하고, 실온 대기 중, 응력비 -1, 반복 속도 10 내지 30㎐의 조건에서 피로 시험을 행하여, 파단 수명이 반복 수 200만 회(2×10⁶회)에 있어서의 조인트 피로 강도 F1을 측정하였다. 결과를 표 2, 표 3에 나타낸다.

한편, 기가 사이클에서의 피로 강도에 대해서는, 통상의 피로 시험기로는 극히 장시간이 필요하게 되기 때문에, 하기에 나타내는 방법에 의해 기가 사이클(1×10⁹회)에 대응하는 조인트 피로 강도 F2를 추정하여 평가하였다. 조인트 피로 강도 F2의 추정 방법에 대하여 설명한다.

우선, 시험 번호 3의 개선 조건에서, 상기 F1과 마찬가지로 플랜지 디스크가 용접된 강관 폭(80㎜의 판상 시험편을 절단 채취하고, 실온 대기 중, 응력비 -1, 반복 속도 10 내지 30㎐, 강관 축 방향의 응력 진폭이 250㎫에서부터 응력을 5 수준 변화시켜 시험하였다. 그 결과, 도 10의 (A)에 나타낸 바와 같이, 반복 수가 각각 약 1.3×10⁶, 2.2×10⁶ 및 1.2×10⁷에서 파단에 이르고, 응력 진폭이 140㎫와 130㎫에서는, 반복 수 1×10⁹회이어도 파단에 이르지 않았다. 도 10의 (A)로부터 알 수 있는 바와 같이, 피로 강도는 1×10⁷회 내지1×10⁸회 사이에서 거의 피로 한계에 도달하고 있으며, 1×10⁸회에서 1×10⁹회 사이에서 거의 피로 강도가 저하되지 않는다고 생각된다. 또한, 본 실시예에서 사용하는 강재는, 인장 강도로 대략 500 내지 800㎫의 범위이기 때문에, 용접 조건이 변화하더라도 도 10의 (A)와 같이 1×10⁷회 내지 1×10⁸회 사이에서 피로 한계(본 실시예에서는 145㎫)를 나타내는 것으로 생각된다. 이 관계를 이용하여 기가 사이클(1×10⁹회)에 있어서의 조인트 피로 강도 F2를 추정하였다. 구체적으로는, 도 10의 (A)로부터 추측되는 판상 시험편에 있어서의 2×10⁶에서의 피로 강도와, 피로 한계에 상당하는 1×10⁸회에서의 피로 강도를 비교하여, 이들 2조건 사이의 저하율을 구하였다. 이 저하율을 각각의 개선 조건에서 얻어진 2×10⁶회의 조인트 피로 강도 F1에 곱하여, 기가 사이클 하에서의 조인트 피로 강도(추정값) F2를 구하였다. 또한, 저하율은 85％였다.

여기서, 실기(實機)를 모의한 플랜지 디스크가 용접된 강관을 사용하여 예비 피로 시험을 행하고, 상기 판상 시험편에 있어서의 피로 시험 결과와의 비교를 행하였다.

예비 피로 시험으로서 우선, 도 11에 도시한 바와 같이, 실기를 모의한 직경 700㎜, 관 두께 40㎜의 강관(2)에, 판 두께 80㎜의 플랜지 디스크(1)을 표 2의 시험 번호 3의 개선 형상으로 용접하였다. 또한, 강관 2´과 플랜지 디스크 1´에 대해서도 마찬가지로, 시험 번호 3의 개선 형상으로 용접하여, 플랜지 디스크가 용접된 강관을 제작하였다. 플랜지 디스크(1, 1´)끼리는 볼트에 의해 체결하여 관 조인트를 제작하였다.

이어서, 도 11에 도시한 바와 같이, 관 조인트의 양단을 고정하는 동시에, 중앙부 2개소(도 11 중의 화살표 개소 참조)를 화살표 방향으로 진폭시키는 4점 굽힘 시험을 행하였다. 또한, 양단부는 탄성 변형에 의한 부재의 신장, 수축, 회전에 대한 자유도를 충분히 확보하여 고정하였다. 또한, 이 예비 피로 시험은, 실온 대기 중, 응력비 -1, 반복 속도 0.1 내지 0.3㎐, 응력 진폭이 180㎫, 200㎫의 조건에서 시험을 행하였다. 그리고, 파단 수명이 반복 수 200만 회(2×10⁶회)에 있어서의 조인트 피로 강도 A1을 구하였다. 그 결과, 시험 번호 3에 있어서, 도 10의 (B)에 나타낸 바와 같은 결과가 얻어졌다. 즉, 실기를 모의한 플랜지 디스크가 용접된 강관과 거기에서 잘라낸 판상 시험편 각각에 있어서의 피로 강도에 있어서, A1>F1이라는 결과가 얻어졌다. 이는 플랜지 디스크가 용접된 강관과, 거기에서 절단 채취한 도 9에 도시한 바와 같은 판상 시험편은, 용접 변형의 구속 상태가 상이한 것에 의한 것으로 추정된다. 즉, 플랜지 디스크가 용접된 강관이 용접 변형에 대한 구속력이 강하기 때문에, 판상 시험편보다도 보다 큰 잔류 응력이 발생하고 있었다고 생각된다. 이로 인해, 본 발명에 있어서의 효과는 플랜지 디스크가 용접된 강관에 있어서 발휘되는 것이지만, 판상 시험편에서도 본 발명의 효과가 현저해지는 것을 확인할 수 있었기 때문에, 본 실시예에서는 판상 시험편에서의 평가로 하였다.

또한 시험편을 작성할 때는, 용접 변형이 발생하지 않도록 시험편을 고정하여 시험편을 제작함으로써, 가능한 한 플랜지 디스크가 용접된 강관의 잔류 응력 상태에 근접시켰다.

이어서, 플랜지 코너부의 강관 축 방향의 잔류 응력은 절단법을 적용하여 측정하였다. 단축 타입의 변형 게이지(도쿄 솟키 제조 FLG-02-11 등)를 강관 내면측의 플랜지 코너부 근방에 강관 축 방향에 병행하게 부착하여 측정을 행하였다. 또한, 이때 플랜지 코너부와 내면측 용접 지단과의 거리 d가 7㎜ 미만 이하의 경우에는, 변형 게이지를 설치할 공간을 확보할 수 없었기 때문에, 측정은 행하지 않았다.

또한, 플랜지 디스크가 용접된 강관의 내피로 특성을 다음과 같이 하여 평가하였다.

상술한 피로 시험에 의해 얻어진 기가 사이클 하에서의 조인트 피로 강도 F2에 있어서, F2>110㎫를 만족하는 것을 조인트의 내피로 특성에 있어서 합격한 것으로 하였다.

이상의 측정 결과 및 평가 결과를 표 2, 표 3에 나타낸다.

표 2에 있어서, 시험 번호 1 내지 27까지는 발명예이고, 본 발명의 요건을 모두 만족하고 있으며, 반복 수 200만 회(2×10⁶회)와 기가 사이클(1×10⁹회)의 조인트 피로 강도는, 양호하였다.

표 3에 나타내는, 시험 번호 29, 30, 35 및 36의 비교예는, 내주측의 용접 금속부의 용접 지단과 플랜지 코너부의 거리 d가 지나치게 컸기 때문에, 플랜지 코너부에 압축 잔류 응력을 부여할 수 없어, 반복 수 200만 회와 기가 사이클에서의 피로 강도의 저하가 커져 버렸다.

한편, 시험 번호 28, 34의 비교예는, 거리 d가 지나치게 작았기 때문에, 응력 집중부인 용접부 지단으로부터 피로 균열이 발생하여, 반복 수 200만 회와 기가 사이클의 피로 강도가 모두, 매우 낮은 결과로 되었다.

시험 번호 31 내지 33, 37 내지 39의 비교예는, 용접 금속부의 단면적비가1.5 미만이었기 때문에, 용접 금속부의 내주측 표면으로부터 플랜지 코너부까지의 영역에 충분한 압축 잔류 응력을 부여할 수 없어, 반복 수 200만 회와 기가 사이클의 피로 강도가 모두, 매우 낮은 결과가 되었다.

<산업상 이용가능성>

본 발명의 플랜지 디스크가 용접된 강관은, 기가 사이클 영역의 반복에 견디는 피로 특성을 갖기 때문에, 해상 풍력 발전탑용 강관에 적용할 수 있다.

1, 1´, 101, 101´: 플랜지 디스크(플랜지)
1a, 101a, 101a´: 플랜지부
1b, 101b, 101b´: 접속부
1b´: 환상의 부위
1c, 101c: 플랜지 코너부
1d, 101d: 플랜지부의 편면(표면)
1e: 플랜지측 개선면
1e´: 내주측 지단
2, 2´, 102, 102´: 강관
2e: 강관측 개선면
3, 3´, 103, 103´: 용접 금속부
3a, 103a: 외주측 용접 금속부
3b, 103b: 내주측 용접 금속부
10, 110: 플랜지 디스크가 용접된 강관
d: 거리
h: 플랜지부의 판 두께
h1: 접속부의 외주측의 측면의 관축 방향의 길이
t: 강관의 관 두께
107: 볼트
111: 기초 구조체
112: 강관 기둥
113: 너셀
114: 터빈 날개

Claims

관축 방향 단부에 플랜지 디스크가 용접된 강관이며,
평판 원환 형상의 플랜지부와, 상기 플랜지부의 외주측에 위치하고, 상기 플랜지부의 편면측으로 그 적어도 일부가 돌출하는 환상의 부위를 갖는 접속부를 갖는 플랜지 디스크와;
상기 접속부의 상기 편면측에 용접되고, 관 두께가 t(㎜)인 강관;
을 구비하고,
상기 접속부와 상기 강관 사이에, 용접에 의해 형성된 용접 금속부를 갖고;
상기 용접 금속부의 상기 강관의 관축을 포함하는 단면에서, 상기 강관의 관 두께 방향 중앙보다 외주측의 단면적 S_O와, 내주측의 단면적 S_I가, S_O≥1.5S_I의 관계를 만족하고;
상기 용접 금속부의 내면측 또한 플랜지부측의 용접 지단과, 상기 접속부의 내면과 상기 플랜지부의 상기 편면이 교차하는 부위인 플랜지 코너부와의 거리가 5㎜ 이상 상기 관 두께 t 이하;
인 것을 특징으로 하는, 플랜지 디스크가 용접된 강관.
제1항 또는 제2항에 있어서,
상기 플랜지 디스크의 외주측의 측면의 관축 방향의 길이가, 상기 플랜지부의 판 두께보다도 작은 것을 특징으로 하는, 플랜지 디스크가 용접된 강관.
제1항 또는 제2항에 있어서,
상기 용접에 의해 상기 플랜지 코너부에 압축 잔류 응력이 형성되어 있는 것을 특징으로 하는, 플랜지 디스크가 용접된 강관.
제1항 또는 제2항에 있어서,
상기 강관의 상기 관 두께 t가 30㎜ 이상인 것을 특징으로 하는, 플랜지 디스크가 용접된 강관.
제1항 또는 제2항에 있어서,
상기 강관이, 풍력 발전탑의 강관 기둥에 사용되어 있는 것을 특징으로 하는, 플랜지 디스크가 용접된 강관.