Size: px
Start display at page:

Download ""

Transcription

1 대한조선학회논문집 Journal of the Society of Naval Architects of Korea pissn: , Vol. 51, No. 4, pp , August 2014 eissn: , 제주해양환경에적합한부유식해상풍력발전기계류선설계 정준모 1, 김형준 1 전기영 2 인하대학교조선해양공학과 1 한국선급창조기술연구팀 2 Design of Mooring Lines of a Floating Offshore Wind Turbine in South Offshore Area of Jeju Joonmo Choung 1, Hyungjun Kim 1 Gi-Young Jeon 2 Department of Naval Architecture and Ocean Engineering, Inha University, Incheon, Korea 1 Department of Creative Technology Research Team, KR, Seoul, Korea 2 This is an Open-Access article distributed under the terms of the Creative Commons Attribution Non-Commercial License(http://creativecommons.org/licenses/by-nc/3.0) which permits unrestricted non-commercial use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited. This paper presents a mooring design procedure of a floating offshore wind turbine. The environment data of south offshore area of Jeju collected from Korea Hydrographic and Oceanographic Administration(KHOA) are used for hydrodynamic analyses as environmental conditions. We considered a semi-submersible type floating wind turbine based on Offshore Code Comparison Collaborative Continuation(OC4) DeepCWind platform and National Renewable Energy Laboratory(NREL) 5 MW class wind turbine. Catenary mooring with studless chain is chosen as the mooring system. Important design decisions such as how large the nomial sizes are, how long the mooring lines are, how far the anchor points are located, are demonstrated in detail. Considering ultimate limit state and fatigue limit state based on 100-year return period and 50-year design life, respectively, longterm predictions of breaking strength and fatigue are proposed. Keywords : Floating offshore wind turbine( 부유식해상풍력발전기 ), Time domain hydrodynamic analyses( 시간영역유체동력학해석 ), Low frequency drift force( 저주파수표류력 ), Studless chain( 스터드리스체인 ), Catenary equation( 현수선방정식 ), Weibull distribution( 와이블분포 ), Tension range( 인장력범위 ) 1. 서론 탄화수소로구성된화석연료의고갈과화석연료의지속적인사용으로인한환경오염때문에지속가능한재생에너지의필요성이높아지고있다. 대한민국은삼면이바다임에도해양에서얻을수있는재생에너지의빈국으로간주된다. 풍력발전의경우지속가능한출력에많은의문점이제기되고있고, 파력발전의경우에도발전가능한수준의파고가지속적이지못하다고알려져있다. 조류력의경우에도조류발전에적합한입지가제한적이고, 유지보수및계통연계의어려움을극복해야하는난제를가지고있다. 그럼에도불구하고해양에부존된재생에너지의활용에대한지속적인연구를통하여이와같은기술적인난제를극복해나가야한다. 이러한시점에서신재생에너지의무할당제 (RPS, renewable energy portfolio standard) 는해양재생에너지 관련기술발전을위한큰원동력으로작용하고있다. RPS 는발전사업자에게총발전량에서일정비율을신재생에너지로공급하도록의무화하는제도를의미하는데, 국내에서는 2012 년 1월 1 일부터시행되었다. 해양재생에너지중에서우수한품질의바람을확보하기위하여먼바다로에서해상풍력발전에많은관심을가지고있다. 먼바다는육지또는근해보다풍황을보유할뿐더러, 소음등의민원으로부터자유로운비교적자유로운장점을가지고있다. 먼바다또는깊은바다에서해상풍력발전기가설치및운용되기위해서는, 고정식보다는부유식이적합한것으로알려져있으며, 이러한이유로부유식해상풍력발전기 (floating offshore wind turbine, FOWT) 는국내외적으로많은연구가지속적으로진행되고있다. 상용급의 FOWT 를살펴보면, Statoil 사는현수선계류 (catenary mooring) 방식을이용하여스파형 (spar type) 부유식 접수일 : 2014 년 1 월 2 일 1 차수정일 : 2014 년 3 월 24 일 게재확정일 : 2014 년 5 월 15 일 Corresponding author :

2 정준모 김형준 전기영 해상풍력발전기인 Hywind 프로젝트를 2010 년 9월부터현재까지성공적으로운영하고있다. 또한 Principle Power 사는인장각식계류선 (taut mooring) 을적용한 WindFloat 프로젝트 (Principle Power, 2012) 를 2011년 11월에시범운용하기시작한바있다. FOWT 에대한국제공동연구동향을살펴보면, NREL(2010a; 2010b) 은모노파일 (mono pile) 및삼각지지 (tripod) 고정식해상풍력발전기와스파형 FOWT 에대하여국제공동연구 (offshore code comparison collaborative, OC3) 의주관기관으로수행한바있다. NREL (2012) 은최근에도 OC3 의연장선에서 Offshore Code Comparison Collaborative Continuation(OC4) 국제공동연구를수행중이며, 자켓고정식해상풍력발전기와반잠수식 FOWT 를대상으로한다. 이국제공동연구의 1단계 (phase I) 와 2 단계 (phase II) 에서각각 UpWind Jacket 및 DeepCWind Semi-submersible 이라고불리는해상풍력발전기를대상으로현재연구가수행중이다. DeepCWind Semi-submersible 은 Principle Power 사의 WindFloat 프로젝트와유사한플랫폼을가지는것으로알려져있다. FOWT 에대한연구현황을살펴보면 Choung, et al. (2013) 은인장각식계류선을 WindFloat 형식의반잠수식 FOWT 에적용하여계류선의배치를최적화하는연구를수행한바있다. Ronald, et al. (2013) 은주파수영역유체동역학해석소프트웨어인 WAMIT 과풍력발전기해석소프트웨어인 FAST 를이용하여, 두종류의부유식해상풍력발전기에대한유체동역학해석을수행하고방사력 (radiation force) 과회절력 (diffraction force) 의 2차항의효과를분석한바있다. Lefebvre and Collu (2012) 는 WindFloat 프로젝트와유사한형상의플랫폼을가지는 5MW 급 FOWT 에대한초기설계방법론을제시한바있다. 이들은 40m 의낮은수심을고려하였기때문에인장각식계류 (taut mooring) 방식을적용하였다. Jeon, et al. (2013) 과 Cho, et al. (2013) 은 OC3 Hywind와유사한 FOWT 가현수선계류되었을때계류선페어리드의높이위치에따른운동특성을예측한바있다. 그러나이들은풍하중및조류등에대한고려를하지않고일방향파랑하중만을고려하였다. Yu, et al. (2013) 는남중국해 (south china sea) 의해상데이터를수집하고, OC3 Hywind FOWT 계류시스템의거동을예측한바있다. 이들은날개요소운동량이론 (blade element momentum theory, BEMT) 를이용하여정상운전상태의공기동역학적인하중을고려한유체동역학해석을수행하였다. Brommundt, et al. (2012) 는 WindFloat과유사한반잠수식 FOWT 가북해 (North Sea) 의특정해역에서운용될때경험할수있는극한하중조건과정상운전조건에대하여주파수영역해석을통하여현수식계류선의최적화된배치를제시하였다. Shin and Kim (2011) 은 NREL 보고서 (NREL, 2009; NREL, 2010a; NREL, 2010b) 의연구결과를토대로현수선식계류선을적용한스파형 FOWT 의운동특성을제시한바있다. 공력및파력을연성하여실시간으로운동성능을예측하는연구도활발하다. 예를들어 Karimirad and Moan (2012) 풍력, 파력, 제어, 구조변형시간영역연성해석 (aero hydro servo - elastic time domain simulation) 을현수선식계류선을적용한스 파형 FOWT 에대하여실시한바있다. Kvittem, et al. (2012) 는노르웨이선급에의하여상용화된 SESAM 모듈 (Simo 와 Riflex), NREL에서개발한 FAST의일부모듈 (AeroDyn과 TurSim), MARINTEK 의제어모듈을코드수준에서결합하여시간영역완전연성해석을수행하기도하였다. 본논문에서는 DeepCwind 형반잠수식플랫폼에 NREL 5MW 급풍력발전기가설치된 FOWT 를해석대상구조물로결정하여연구를수행하였다. 체인으로이루어진현수선계류시스템으로채택하고계류선의공칭지름 (nominal diameter) 과총길이를설계변수로하는설계절차를제시하였다. 이를위한부유체동역학해석은 Ansys/Aqwa (Ansys, 2010) 를이용하였다. 풍황이우수한제주해역의해상데이터 ( 파고, 파주기, 유향, 유속, 풍향, 풍속 ) 를수집하고파도에대한파빈도분포표를작성하여이를파랑하중데이터로사용하였다. 수집된해상데이터를바탕으로 FOWT 가경험할수있는하중케이스를작성하였다. 단보수적인설계를위하여수집된풍속을사용하지않고정격출력을발생시키는풍속을추정하고이로부터추력을산정하여풍하중으로사용하였다. 설계된계류시스템에대하여극한한계상태 (ultimate limit state, ULS) 와피로한계상태 (fatigue limit state, FLS) 의관점에서안전성평가를실시하였다. 이때 ULS 와 FLS 를위하여각각 100 년재현주기의최대인장력과 50 년설계수명동안의누적피로를설계기준으로결정하였다. 계류선의길이및계류선체인의지름으로부터중량비교를통하여가장경제적인계류선체인의강도와크기를제시하였다. 2. 환경하중과구조물정의 2.1 환경하중 본연구에서는국립기상연구소 (NIMR, 2011) 에서제공하는국내해상풍력자원을우선적으로검토하였다. Fig. 1에서보는바와같이제주남쪽의연평균풍속은 m 를유지하고있어서, 해상풍력발전에가장적합한부지로판단된다. 다음단계로최첨단해양, 기상, 환경관측체계를갖추고있는이어도종합해양과학기지의최근 2년간 (2011~2012) 개의단기파랑데이터를국립해양조사원 (KHOA, 2012) 에서수집하였다. Fig. 1 Wind map of South Korea Wind Resource Map AnnualAverage Speed Annual Average (m/sec) JSNAK, Vol. 51, No. 4, August

3 제주해양환경에적합한부유식해상풍력발전기계류선설계 파랑데이터는매시간마다 20 분씩계측하여평균한유의파고 (significant wave height, ) 및영점교차주기 (zero-crossing period, ) 로구성된다. 본연구에서는두물리량의최소치및최대치를감안하여각각 8개및 10 개구간으로나누어 80 개의단기해상상태를나타내는파빈도분포표 (wave scatter diagram) 를작성하였다 (Table 1 참조 ). 국립해양조사원 (KHOA, 2012) 은조류관측데이터도제공하고있지만, 이어도종합해양과학기지인근의조류데이터를제공하지는않았다. Fig. 2에관측데이터가존재하는지점을파란색점으로표시하였는데, 이어도와는상당한거리가있음을알수있다. 본연구에서는이어도관측기지와지리적으로가장근접하고, 조류관측데이터중에서유속이크게나타나는지점 (Fig. 1 의적색네모 ) 의조류속도 ( 유속 ) 및조류방향 ( 유향 ) 을수집하였다. Table 2에는창조및낙조평균유속을나타내었다. 여기서유향은북쪽을 0 o 로간주하여반시계방향으로증가한다. Table 1 Wave scatter diagram for Jeju South offshore area (s) (m) sum sum 해당해역의연중풍황을조사한결과하절기를제외하고북풍이가장빈번하였으며, 북풍은늦가을부터동절기까지우수한풍속을나타내었다. 조사내용을바탕으로북풍 (0 o ) 을 40%, 북북서풍 (22.5 o ) 과북북동풍 (-22.5 o ) 을 20%, 북서풍 (45 o ) 와북동풍 (-45 o ) 을 10% 의발생확률로가정하였다. 본논문에서고려할풍력발전기는 5MW 급으로서, 정격출력풍속이 11.4m/s (NREL, 2009) 이다. 보수적인설계를위하여실제풍속을사용하지않고, 정격출력에상응하는풍속을적용하였으며파향과풍향이같다고가정하였다. 따라서 5가지풍향과 2가지조류로부터총 10 개의하중케이스가생성되었으며, Table 3에나타내었다. 파빈도분포표에서발현확률이 0인단기해상상태를제외한 34 개의단기해상상태및 10 개의하중조건을고려하면총 340 회의유체동역학해석이요구된다. Fig. 3은파향, 풍향, 유향을해상풍력발전기대비하여도식적으로나타내었다. Table 3 Load cases according to wind, wave, and current conditions Case dir. (deg) Current speed (m/s) % wind & wave (degree) wind dir. speed % (deg) (m/s) 45 Prob. of occur. (%) Fig. 2 Observation points of current in Jeju offshore area Table 2 Selected current data speed (cm/s) direction (degree) average flow average ebb Fig. 3 Directions of environmental loadings 302 대한조선학회논문집제 51 권제 4 호 2014 년 8 월

4 정준모 김형준 전기영 2.2 플랫폼 2.3 계류선 본연구에서적용한풍력발전기의상세한제원은참고문헌 (NREL, 2009) 에나타나있으며 Table 4에상세히나타내었다. 플랫폼의제원으로서 OC4 Phase II에서고려하는세개의기둥으로이루어진반잠수식플랫폼을대상으로하였다. 상세한플랫폼치수는 Gueydon and Weller (2013) 에서발견된다. Fig. 3은설계된플랫폼및타워의도면을나타낸다. Table 4 Properties of the the NREL 5MW baseline wind turbine and the OC4 Phase II DeepCwind semi-submersible platform Item Properties Turbine rating NREL 5MW Blade diameter (m) 126 Hub diameter (m) 3 Hub height (m) 90 Rated wind speed (m/s) 11.4 Nacelle mass (kg) 240,000 Tower mass (kg) 249,718 Blade mass(3ea) (kg) 54,000 Hub mass (kg) 56,000 Platform mass (kg) 13,473,000 Total mass (kg) 14,072,718 Global totary inertia component for pitch motion (kg ) 6.83 Global rotary inertia component for roll motion (kg ) Global rotary inertia component for yaw motion (kg ) Draft (m) 20.4 계류방법을선택하기위해서는해역의파랑특성과수심에대한고려가필요하다. Choung, et al. (2013) 에의하면 50m 이상의깊은수심에서는인장각식보다는현수선식계류가적절한것으로알려져있다. 본연구에서고려하는대상해역의수심은 120m 정도로풍력발전을위한수심으로서는상당히깊은편이어서, 현수선식계류방식을채택하였다. 계류선은 Fig. 3에보인바와같이 3개의선으로구성되며, 계류선의재질은스터드가없는체인링크 (studless chain link) 로결정하였다 (Fig. 5 참조 ). 계류선의플랫폼부착위치 ( 페어리드위치 ) 는대략부유체의최하단에위치하는것으로결정하였다. 체인의크기는통상호칭지름으로불리는데, 호칭지름과계류선의길이를결정하는과정은설계절차에서논의된다. 계류선에관한기본적인정보는 Table 5에나타내었다. Fig. 5 Schematic of the chain link (Orcina, 2013) Table 5 Properties of selected mooring chain Item Values Number of lines 3 Angle between adjacent lines (deg) Distance from still water level to fairlead (m) 계류선설계 3.1 계류선설계절차정립 Fig. 4 Schematic of the designed platform (unit: m) 부유식해상풍력발전기와플랫폼의제원이결정되면유체동역학모델링을실시하고환경하중을적용하여선형주파수응답해석을실시한다. 선형주파수응답해석은계류되지않은 FOWT ( 이하비계류체로표현 ) 의규칙파에대한주파수응답 (response amplitude operator, RAO) 을도출하기위해서도사용되지만, 이를통하여부유체의운동방정식을구성하는부가수질량계수 (added mass coefficient) 과방사감쇠계수 (radiation damping coefficient) 를도출할수있다. 두가지포텐셜계수 (potential coefficients) 와환경하중을조합하여계류된 FOWT( 이하계류체로표현 ) 에대한준정적평형위치를탐색하고, 이평형위치를기준으로계류체의시간영역유체동역학해석을실시한다. 단, 주 JSNAK, Vol. 51, No. 4, August

5 제주해양환경에적합한부유식해상풍력발전기계류선설계 파수영역또는시간영역의유체동역학해석이계류체의선형해석으로부터얻은운동의진폭이실험결과에비하여과도하다면부가적인감쇠를고려할필요가있다 (NREL. 2010a). 부가적인감쇠는운동성분별로자유감쇠실험 (free decay test) 을통하여점성감쇠상수 (viscous damping constant) 또는점성감쇠비 (viscous damping ratio) 를도출하므로서고려할수있다. 시간영역유체동역학해석은위에서언급한 340 회의하중케이스에대하여모두실시되어야한다. 닻 (anchor) 위치에서계류선의인장력을검토하여인양력 (uplift force) 이발생하면, 계류선의길이를조정하여해저면안전길이 (safety length) 를증가시키는과정을반복한다. 모든하중케이스에대하여닻의위치에서계류선에인양력이발생하지않으면, 불규칙한인장력을와이블분포 (weibull distribution) 또는검블분포 (gumbel distribution) 를이용하여장기해상상태의장기인장력을도출하고, 이값이계류선의파단하중 (minimum breaking load, MBL) 을초과하는지여부를검토한다 ( 이때장기해상상태는통상재현주기를의미하며, 본연구에서는 100 년재현주기를적용하였다 ). 장기인장력이 MBL 을초과하지않도록계류선의길이및계류선의호칭경을증가하는과정을반복한다. 마지막으로장기인장력이 MBL 을초과하지않는다면, 단기해상상태에대한계류선의인장력이력을레인플로우집계법 (rainflow cycle counting method) 를이용하여인장력이력을도출하고, 계류선의 S-N 선도및선형피로누적법칙 (Miner rule) 을이용하여계류선의누적피로를산정한다. 이때장기누적피로를산정하기위하여설계수명을가정하는데, 본연구에서는 50 년의설계수명을사용하였다. 이와같은계류선설계과정을 Fig. 6에정리하여나타내었다. 치되었고, 수면위로는비회절요소로구성되었다. 부력을생성하는반잠수체의수면아래를회절요소로, 반잠수체를연결하는브레이스 (brace) 를단면적에비하여길이가매우길다고가정하여세장체요소로모델링하였다. Fig. 7은생성된비회절요소 (1689 개 ), 회절요소 (4574 개 ), 튜브 (tube) 단면의세장체요소 (15 개 ) 를나타낸다. 회절요소의최대크기를 1.4m 로설정하여, 파장 10m ( 파주기 2.5 초 ) 내외의입사파까지해석이가능하도록하였다 (Ansys, 2010). 질량및로터리관성을표현하기위하여각각너셀, 타워, 플랫폼의질량중심에는질량요소및로터리관성요소를배치하였으며, 상세한정보는 Table 4에나타내었다. Fig. 7 Model for hydrodynamic analysis 3.3 유체동역학해석방법론 Fig. 6 Mooring design procedure of floating offshore wind turbine 파빈도분포표단기해상상태의불규칙파는수정 Pierson-Moscowitz 스펙트럼으로부터역푸리에변환 (inverse fourier transform) 을이용하여구현이되었다. 식 (1) 은수정 Pierson-Moscowitz 스펙트럼을나타낸다. 식 (1) 에서 는파의원주파수 (circular frequency) 를의미한다. 3.2 모델링본연구에서는상용코드인 Ansys/Aqwa 를이용하여유체동역학해석을수행하였다. 정수면을기준으로수면아래에는회절요소 (diffraction element) 또는세장체요소 (slender element) 가배 (1) 유체동역학적인관점에서운동방정식을구성하는회절력과방사력은 1차항부터고차항으로전개가가능한데, 파도에비하여 304 대한조선학회논문집제 51 권제 4 호 2014 년 8 월

6 정준모 김형준 전기영 작은운동을가진다는가정과파고가파장에비하여작은경우통상고차항으로인한힘이 1차항에비하여현저하게작아지므로, 1차항만을취하여해석을수행한다. 그러나현수선식계류된 FOWT 의경우조류나바람에의하여유발되는평균파표류력 (mean wave drift force) 과파도에의하여유발되는계류체운동저주파수파표류력 (low frequency wave drift force) 의효과가큰것으로알려져있다. 파표류력은 2차항의전개를통하여도출이가능하며, 본연구에서는이러한 2차항효과를모두고려하여시간영역유체동역학해석을수행하였다. 또한유체동역학적인관점에서감쇠는포텐셜감쇠와점성감쇠로나누어지는데, 본연구에서포텐셜감쇠는해석을통하여, 점성감쇠는실험결과 (Shin & Lee, 2013) 와의비교를통하여구현하였다. 공력감쇠나, 해저면과계류선과의쿨롱감쇠 (coulomb damping), 부유체의표류로인한감쇠등을고려하지는않았다. 계류체의시간영역유체동역학해석은전통적인 BEM (boundary element method) 에의하여수행되지만본연구에서사용하는소프트웨어인 Aqwa (Ansys, 2010) 는계류선의변형을 FEM(finite element method) 에의존하는방법을선택적으로적용할수있다. 따라서본연구에서는계류체의시간영역유체동역학해석을위하여 BEM-FEM 연성해석법을적용하였다. Fig. 8은전통적인 BEM 에현수선방정식을이용한경우에비하여, BEM-FEM 연성해석을수행하면, 큰인장력시계열이나타남을도식적으로나타내고있다. 이와같이보수적인시계열을나타내는원인으로는계류선에작용하는항력 (drag force) 과관성력 (inertia force), 그리고감쇠력 (damping force) 을 FEM 부분에서고려하기때문이다. RAOs (m/m) RAOs (m/m) 점성감쇠상수도출 Test by Shin and Lee(2013) Fast simulation (Shin and Lee, 2013) Present simulation Frequency (rad/s) (a) Surge motion Test by Shin and Lee(2013) Fast simulation (Shin and Lee, 2013) Present simulation RAOs (degree/m) Frequency (rad/s) (b) Heave motion Test by Shin and Lee(2013) Fast simulation (Shin and Lee, 2013) Present simulation Fig. 8 Conservatism of BEM-FEM coupled analysis 계류선의강성을정의하기위해서계류선의단면적 () 과탄성계수 () 의곱을정의해야한다. 본연구에서는스터드리스체인의강성을식 (2) 와같이정의하였다 (Orcina, 2013). 여기서 는체인의공칭지름을의미한다. for studless link (2) Frequency (rad/s) (c) pitch motion Fig. 9 Comparison of RAOs for surge, heave and pitch motion components Shin and Lee (2013) 은 OC4 DeepCWind 반잠수식플랫폼의 1/80 축척모형에자유감쇠실험을실시하였다. 이실험으로부터 JSNAK, Vol. 51, No. 4, August

7 제주해양환경에적합한부유식해상풍력발전기계류선설계 전후동요 (surge), 상하동요 (heave), 종동요 (pitch) 의감쇠비는각각 0.2, 0.05, 0.12 였다. 또한그들은축척모형에대하여규칙선수파를입사하여부유체의운동응답을실험적으로도출하였고, NREL 에서개발한 FAST(Fatigue, Aerodynamics, Structures and Turbulence) 코드를이용한시뮬레이션결과를제시하였다. 이때 FAST 시뮬레이션은수심 200.0m 및계류선의호칭경 76.6mm 에대한결과이다. 본연구에서는상대비교를위하여동일한수심및계류선호칭경을적용하여주파수영역유체동역학해석을수행하였으며, Fig. 9와같은결과를얻을수있었다. Fig. 9에나타내지않은운동성분의 RAO 는크기가매우작아서나타내지않았다. 본연구에서제시한계류체의 RAO 는 Shin and Lee (2013) 이제시한결과와비교적근사하는것으로보여지며, OC4 에서수행된 FAST 결과와도비교적근사한결과를보여준다. 이를통하여본연구에서수행하는유체동역학해석의신뢰성이검증되었으며, Shin and Lee (2013) 의실험으로부터얻은점성감쇠비를향후유체동역학해석에적용하고자한다. 3.5 계류선배치설계 DNV (2009) 는체인의재료로사용되는강재의등급을항복강도에따라 R3, R4, R5 등과같이분류하고있다. 또한테스트를위한검사하중 (proof load, ) 과파단하중 (breaking load, ) 을정의하고있다. 식 (3) 및식 (4) 는등급 R3 스터드리스체인에대한공식이다. 본연구에서는체인이경험할수있는최대하중을검사하중으로간주하고계류선에작용하는최대하중을식 (3) 으로부터결정하였다. 이때계류선의호칭경은세가지 (130mm, 135mm, 140mm) 를각각고려하였다. (3) (4) 사용하였으며, 는수중에서체인의단위길이당무게, 는수심을의미한다. 닻의위치를결정하기위해서식 (6) 을이용하여부유체중심으로부터닻까지의수평거리 () 를산정하였다 (Fig. 10 참조 ). max (5) max max (6) 이렇게결정된초기길이를이용하여닻에수직인양력이발생하지않도록길이를증가시키면서준정적평형위치해석을수행하였다. 여기서준정적평형위치해석은조류, 바람과같은균일하중 (steady force) 에대한계류체의위치를탐색하기위한해석을의미한다. 예를들어계류선 1번의경우하중케이스 7번, 계류선 2번의경우하중케이스 6번, 계류선 3번의경우하중케이스 5번에서가장큰인장력이발생하는것으로계산되었으며, 준정적평형위치해석을통한초기안전길이는 Table 6과같이결정되었다. 공칭지름이증가할수록안전길이는증가하는양상을보였다. Table 6에서 10 가지하중케이스에대한최소안전길이는 150m 로정하였고따라서기준에맞는안전길이를결정하기위해시행착오적으로계류선의길이와닻의위치를변경하면서시간영역유체동역학해석을수행하여최소안전길이를 150m 이상확보한다면, 닻에인양력이발생하지않음을확인하였다. 따라서 Table 6에나타낸안전길이가 150m 가되도록각계류선의전체길이를조정하여가장적절한최종적인계류선의길이를결정하였다 (Table 7 참조 ). Table 6 Initial safety length determined from static equilibrium analyses (unit: m) nominal diameter Case Line 1 Line 2 Line 3 Case Case Case Case Case Case Case Case Case Fig. 10 Configuration of catenary mooring line 계류선과해저면이처음닿는지점 (touchdown point, TDP) 에서닻까지의거리를계류선의안전길이라고한다. 계류선의안전길이를포함하는전체초기길이 ( ) 를결정하기위해서, 식 (5) 에나타낸현수선방정식을이용하였다. 여기서 max 로서 을 Table 7 Final overall length determined from time domain hydrodynamic analysis (unit : m) nominal diameter Line 1 Line 2 Line 대한조선학회논문집제 51 권제 4 호 2014 년 8 월

8 정준모 김형준 전기영 ln(-ln(q(t))) 최종강도검토 D130-L1 D130-L2 D130-L3 스에대한시간영역유체동역학해석은 1시간동안수행되었다. 즉서로다른 340 개의케이스로부터얻은인장력이력으로부터최대값을집계하고, 이를다수의구간으로나누어와이블분포의선형예측을수행하였다. 식 (7) 및 (8) 은각각 2모수와이블확률밀도함수 () 와누적초과확률 () 을나타낸다. 여기서 는인장력의최대값, 및 는각각형상모수 (shape parameter) 및척도모수 (scale parameter) 를나타낸다. exp (7) ln(-ln(q(t))) ln(-ln(q(t))) ln(t) (kn) (a) Nominal diameter 130mm D135-L1 D135-L2 D135-L ln(t) (kn) (b) Nominal diameter 135mm D140-L1 D140-L2 D140-L ln(t) (kn) (c) Nominal diameter 140mm Fig. 11 Weibull distribution of the collected maximum tension forces 세가지체인의공칭지름에대하여각각시간영역유체동역학해석을수행하였다. 전술한바와같이시간영역유체동역학해석은 340 개케이스에대하여모두수행이되었다. 여기서한케이 exp (8) Fig. 11 은선형화시킨와이블분포선도이며, 직선의방정식을이용하여얻은 100 년재현주기에상응하는최대인장력을 Table 8에나타내었다. 계류선의호칭지름이증가하면최대인장력이약간씩감소하는현상을관찰할수있다. 계류선호칭지름의증가로인한계류선중량의증가는시스템전체의중량에비하여크지않은편이지만, 현수선계류는계류선의자중에의하여계류가되는기구 (mechanism) 를가지므로계류선의중량증가가플랫폼운동을효과적으로억제한것으로분석할수있다. Table 8 Longterm maximum tension forces in each mooring line (kn) Maximum tension (kn) Nominal diameter 130mm Nominal diameter 135mm Nominal diameter 140mm Line 1 (m) Line 2 (m) Line 3 (m) R4S-D135 R5-D130 R4-D140 D130 D135 D Line number Fig. 12 Comparison of MBL and maximum tension Fig. 12 는체인의등급에따른파단하중과최대인장력의관계를나타낸다. 이때파단하중은식 (4) 를이용하여계산되었다. 세 JSNAK, Vol. 51, No. 4, August

9 제주해양환경에적합한부유식해상풍력발전기계류선설계 가지종류의체인은모두허용기준을만족함을 Fig. 12 로부터알수있다. 호칭지름 130mm 의경우 R5 등급, 135mm 의경우 R4S 등급, 140mm 의경우 R4 등급의체인을사용할때충분한안전성을보장하는것으로나타났다. 체인의등급이높을수록제조단가가높아지므로계류선의총무게와함께최대인장력을이용하여경제적인설계를고려할수있다. 3.7 피로강도검토 Fig. 13 은 50 년설계수명동안의각계류선누적피로를비교하여나타낸다. 누적피로가단위값을초과하는경우에만피로파괴가발생하는것으로간주하기때문에최종강도에비하여비교적큰안전율을가지고있는것으로추정할수있다. 그러나전술한바와같이 OPB 등의효과로인하여누적피로가현저하게증가할수있기때문에향후이에대한고려가필요하다. 3.8 경제성검토 피로강도를검토하기위해서시간영역유체동역학해석을통하여 340 개의하중케이스에대하여얻은계류선의인장력이력에대하여레인플로우집계를실시하였다. 레인플로우집계후에얻어진인장력범위를체인링크의단면적으로나누면공칭응력범위를얻을수있다. 체인링크에면외굽힘 (outo-of-plane bending, OPB) 및면내인장 (in-plane bending, IPB) 효과로인한응력집중계수를공칭응력에포함하여국부응력범위를산정해야하지만, 본연구에서적용한응력 -수명선도(S-N 선도 ) 가공칭응력기준이기때문에체인에발생하는응력집중을고려하지않고공칭응력범위로만누적피로를산정하였다. 본연구에서는 50 년설계수명을고려하기위하여 340 시간을단순외삽하여 50 년으로확장하여장기누적피로를산정하였다. 또한 S-N 선도를 DNV (2010) 를인용하여결정하였으며, 식 (5) 와같다. 여기서 은해당인장력범위 ( 응력범위 ) 의수명, 는응력범위, 및 은 S-N 선도재료상수를의미한다. 본연구에서는스터드리스체인에상응하는 및 을적용하였다 (DNV, 2010). 누적피로는식 (7) 을이용하여계산이가능하다. 여기서 은인장력범위의반복수를의미한다. log log log (7) (8) Max Tension/Line Mass (kn/ton) D130 D135 D Line number Fig. 14 Ratio of maximum tension to line mass 인장력-질량비는각계류선에발생할수있는장기최대인장력을각계류선의질량으로나눈수치이다. 인장력-질량비가작을수록경제적인설계가될수있다. Fig. 14 는본연구를통하여도출한인장력-질량비선도를나타낸다. 최대인장력이가장크게발생하는계류선 1번의경우호칭지름 140mm 가가장경제적이고, 최대인장력이상대적으로작은계류선 2번과 3번의경우에도호칭지름 140mm 가가장경제적이다. 따라서본연구에서대상으로하는 FOWT 의경우 140mm 호칭지름의체인을사용하는것이가장경제적이라고판단된다. Fatigue damage D130 D135 D Line number Fig. 13 Fatigue damage accumulated in each line 4. 결론 본연구에서는국내환경에적합한 FOWT 의운용타당성을검토하기위하여 FOWT 계류선의설계절차를제시하였다. 이를위하여국립기상연구소자료를토대로국내해상풍력자원현황을조사하였고, 제주남쪽바다를부지로선정하였다. 이해역의해양환경데이터를국립해양조사원으로부터수집하고, 가공하여파랑, 바람, 조류에대한통계적분석을실시하여확률수준을가지는하중케이스를제시하였다. 본연구에서는 NREL 표준 5 MW 풍력터빈이 OC4 DeepCWind 반잠수식플랫폼에장착된 FOWT 를가정하였으며, 120m 의깊은수심때문에순수하게체인으로구성된현수식계류방식을채택하였다. 308 대한조선학회논문집제 51 권제 4 호 2014 년 8 월

10 정준모 김형준 전기영 본연구를통하여축적된계류선의설계절차노하우를도식적으로설명하였으며, 이절차에따른설계과정을상세하게제시하였다. 설계의첫번째단계로서참고문헌의실험결과로부터점성감쇠를추정하였고, 유체동역학해석에적용한결과실험또는타기관의수치해석결과와비교적유사한결과를얻을수있었다. 계류선의배치설계를위하여현수선방정식을이용하여계류선의초기전체길이와닻의설치위치를결정하였고, 이후정적평형위치탐색을통하여안전길이를결정하였다. 이렇게결정된계류선의제원을가지는 FOWT 에대한 BEM-FEM 연성시간영역유체동역학해석을실시하였으며, 340 개의하중케이스에대하여닻에인양력이발생하지않는계류선의전체길이를결정할수있었다. BEM-FEM 연성시간영역유체동역학해석으로부터얻어진인장력이력을집계하여와이블분포로외삽하여 100 년재현주기에상응하는계류선의장기파단가능성을제시하였다. 또한 50 년설계수명동안피로강도의만족여부를레인플로우집계법, S-N 선도, 선형누적법칙을이용하여제시하였다. 최종적으로경제성분석을통하여, 가장경제적인계류선의선택사양을제시하였다. 본논문은 FOWT 의전반적인계류선설계프로시져를제시하는데목적을두고작성되었으며, 저자는본논문이향후 FOWT 계류선설계의기본적인단초를제공하리라예측한다. 그러나풍하중의정확한고려, 즉제어를포함하는공기동력학적인하중의고려가반드시포함되어야한다. 본논문은시계열의정확한분석, 즉인장력의시간이력분석을통한파랑하중과의가진가능성등에대한분석이포함하지않는다. 또한주파수영역에서피로를평가할수있는스펙트럴기법의도입등이향후필요한분야로예측된다. 해양플랜트와같은복합계류선 (top chain, middle wire, bottom chain 의개념 ) 에대한연구도필요한분야로사료된다. 또한체인의면외굽힘에의한피로파괴가능성에대한연구도병행되어야할것이다. 후기 본논문은산업통상자원부해양플랜트특성화대학사업, 미래산업선도사업, 그리고기술혁신사업의지원을받아수행되었습니다. 또한인하대학교의연구비지원에도감사드립니다. References Ansys, AQWA Reference Manual Release 13.0, USA, Ansys Inc.: Canonsburg, USA. Brommundt, M. Krause, L. Merz, K. & Muskulus, M., Mooring System Optimization for Floating Wind Turbines using Frequency Domain Analysis. Energy Procedia, 24, pp Cho, Y. Cho, J. & Jeong W., Analysis of Effects of Mooring Connection Position on the Dynamic Response of Spar type Floating Offshore Wind Turbine. Transactions of the Korean Society of Noise and Vibration Engineering, 23(5), pp Choung, J. Jeon, G.Y. Kim & Kim, Y., Study on Effective Arrangement of Mooring Lines of Floating-Type Combined Renewable Energy Platform. Journal of Ocean Engineering and Technology, 27(4), pp Det Norske Veritas(DNV), Offshore Standard DNV-OS-E301 Position Mooring. DNV: Norway. Gueydon, S. & Weller, S., Study of a Floating Foundation for Wind Turbines. Journal of Offshore Mechanics and Arctic Engineering. 135(3), pp Jeon, S.H. Cho, Y.U. Seo, M.W. Cho, J.R. & Jeong, W.B., Dynamic Response of Floating Substructure of Spar-Type Offshore Wind Turbine with Catenary Mooring Cables. Ocean Engineering, 72, pp Karimirad, M. & Moan, T., Feasibility of the Application of a Spar-Type Wind Turbine at a Moderate Water Depth. Energy Princidea, 24, pp Korea Hydrographic and Oceanographic Administration(KHOA), Korea Real Time Database for NEAR-GOOS. [Online] Available at: <http://www.khoa.go.kr/koofs> [Accessed 26 Dec. 2013]. Kvittema, M.I. Bachynski, E.E. & Moan, T., Effects of Hydrodynamic Modelling in Fully Coupled Simulations of a Semi-Submersible Wind Turbine. Energy Procedia, 24, pp Lefebvre, S. & Collu, M., Preliminary Design of a Floating Support Structure for a 5MW Offshore Wind Turbine. Ocean Engineering, 40, pp National Institute of Meteorological Research(NIMR), Weather Resource Maps. [Online] Available at: <http://www.greenmap.go.kr/> [Accessed 26 Dec. 2013]. National Renewable Energy Laboratory (NREL), Technical Report NREL/TP : Definition of a 5-MW Reference Wind Turbine for Offshore System Development, Technical Report NREL/TP NREL: USA. National Renewable Energy Laboratory (NREL), 2010a. Technical Report NREL/TP : Definition of the Floating System for Phase IV of OC3. NREL: USA. JSNAK, Vol. 51, No. 4, August

11 제주해양환경에적합한부유식해상풍력발전기계류선설계 National Renewable Energy Laboratory (NREL), 2010b. Offshore Code Comparison Collaboration (OC3) for IEA Task 23 Offshore Wind Technology and Deployment. NREL: USA. National Renewable Energy Laboratory (NREL), Offshore Code Comparison Collaboration Continuation (OC4), Phase I. Results of Coupled Simulations of an Offshore Wind Turbine with Jacket Support Structure. NREL: USA. Ma, Y. & Hu, Z., Dynamic analysis for a spar-type wind turbine under different sea states. Proceedings of the 32 nd International Conference on Ocean, Offshore and Arctic Engineering(OMAE), Nantes France, 9-14 June 2013, pp.1-7. Orcina, Orcaflex Manual Version 9.7a, Orcina Ltd.: Ulverstone UK. Principle Power, WindFloat brochure. [Online] Available at: <http://www.principlepowerinc.com/> [Accessed August 2012]. Ronald, L. Jonkman, J. Robertson, A. & Chokani, N., The effect of second-order hydrodynamics on floating offshore wind turbines. Energy Procedia, 35, pp Shin, H.K. & Kim K.M., Motion Analysis of 5-MW Floating Offshore Wind Turbine. Journal of Ocean Engineering and Technology, 25(5), pp Shin, H. & Lee, W.S., Model test of an OC4 semi-submersible floating offshore wind turbine. Proceeding of Spring Meeting of the Society of Naval Architects of Korea(SNAK), Jeju South Korea, May 2013, pp.413 정준모김형준전기영 310 대한조선학회논문집제 51 권제 4 호 2014 년 8 월