드릴십은 시추가 진행되는 해저위치를 기준으로 해류와 파도, 바람 등의 외부환경에서도 위치를 제어할 수 있어야 한다. 그래서 드릴십은 DPS(Dynamic Positioning System)를 이용하는데, 시스템은 DGPS(Differential Global Positioning System), HiPAP(High Precision Acoustic Positioning System)와 윈드센서(wind sensor) 등 각종 센서로 위치정보를 분석하고 선미와 선수 배 아래에 위치한 아지무스 쓰러스터(azimuth thruster)를 이용하여 실시간으로 위치를 제어하게 된다. 이를 위해 조류와 파도, 바람이 선박에 작용하는 힘과 그에 따른 동적 특성을 이해 할 필요성이 있다.

드릴십은 깊은 바다에서 원유나 가스가 매장되어 있는 곳을 발굴하는 시추선의 일종으로 시추를 할 때 해저에 얕은 구멍을 내어 케이싱(Casing)이라는 관을 삽입한 뒤 시멘트로 굳혀 시추기반을 만든 후 문풀(moonpool)을 통해 길게 연결된 라이저(riser)와 BOP(Blow Out Preventer)를 연결하여 바다 밑으로 내려 보낸다. 이를 시추기반과 연결한 후 라이저 내부 빈 공간으로 드릴파이프를 삽입하여 끝에 달려있는 드릴비트를 탑 드라이브(top drive)의 회전력을 이용하여 드릴링 한다 (Kim, 2006).

일반적으로 드릴십의 길이는 약 230 m, 폭은 40 m에 달하며 데릭(derrick)을 제외한 선체의 높이가 20 m 정도이다. 폰툰(pontoon)과 4개의 칼럼(column)을 가지는 반 잠수식 시추선의 경우 파도를 맞는 면적이 작고, 넓은 갑판을 가진다. 반면 드릴십은 시추설비를 탑재한 선박형태로 한 곳에서 시추평가를 완료한 후 다른 곳으로 빠르게 이동할 수 있으며, 고정식 해상 플랫폼 설치가 불가능한 수심이 깊은 지역(해수면에서 10 km 아래까지)에서도 시추가 가능하다.

LNG, 컨테이너선 등의 운반선과 같이 비교적 고속으로 장거리 운항을 하는 선박의 경우 풍하중이 지속적으로 작용하고 화물의 배치나 선박 상부 형상에 따라 공기저항이 달라져 에너지 효율에 영향을 미치며 경제성에도 직결된다. 또 선박 상부에서 굴뚝 위치나 헬리덱(helideck)의 위치를 설계에 반영하는데 있어서도 주변 유동의 이해는 중요한 요소이다. 해양산업이 발전하면서 앞서 설명한 반 잠수식 시추선이나 드릴십, FPSO 같은 위치나 자세제어가 필요한 선박들은 해류나 파도뿐 아니라 풍하중에 대한 이해가 필요한데, 특히 드릴십은 일반적인 선박과 달리 선실이 선수에 위치하고 선체 중앙부에 시추용 데릭이 있는 등 무게중심이 높고 특수한 형상을 가지고 있으며, 데릭에 바람에 의한 힘과 모멘트가 작용하므로 그에 따른 동적 특성을 이해하여야 한다. 때문에 선박 건조 시 선박모형 풍동시험을 통해 풍하중 시험을 하며, 한국항공우주연구원은 지난 2002년도에 해상풍 재현 설비를 갖춘 이후 지금까지 국내 대형 선박에 대한 풍동 시험을 통해 많은 노하우를 축적하였다.

컨테이너선의 경우 화물 적재 형상을 유선형에 가깝게 배치한다거나 (Andersen, 2012), 빗 모양(comb)의 적재방식 대신 빈 공간이 적게 촘촘히 적재하는 방법 (Toshifumi, et al., 2009)을 이용하면 풍하중을 줄일 수 있고, 일반적으로 바람이 불어오는 방향으로의 투영면적(projected area)이 좁으면 풍하중이 작아지는 것으로 알려져 있으나 드릴십의 경우 형상이 특이하여 일반 선박과는 다른 특성 해석이 필요하다. 따라서 이 실험에서는 형상을 단순화시킨 드릴십 축소모형을 제작한 뒤 공기 중에 노출된 상부형상을 변경해가며 풍하중에 영향을 미치는 형상에 대하여 연구를 하였다. 이를 위해 PIV기법을 이용하여 선박 주변 유동을 관찰하고 그 특성을 알아보았다.

실험을 위하여 제작한 모형선은 실제로는 존재하지 않는 모양이나 국내외 선박회사들이 제작해온 드릴십의 특징들을 가지고 있다. Table 1과 같이 풍하중에 영향을 줄 것으로 예상되는 구조들(선체, 선수루, 선실모양과 높이, 데릭하부)은 형상 변경이 가능하게 제작하였다. 그 외 파이프랙이나 머드순환장치들은 간략화 하였고, 캣 워크나 문풀, 덱 크레인, 데릭의 블록과 크라운 등은 생략하였다. 실험 선박모형은 실제 선박의 1/640을 가정한 크기로 제작하였으며 rectangular cabin, hull shape No.1, high cabin, derrick substructure open을 표준형상으로 정하였다. 그리고 각 형상에 대한 특성길이 및 면적 자료를 Table 2에 나타내었다.

실험은 한국항공우주연구원 1m 아음속풍동에서 진행되었으며, 시험부의 크기는 폭, 높이, 길이가 1×0.75×1.5 m³이며 지상풍 재현을 하지 않을 경우의 자세한 성능은 Table 3에 표시하였다.

선박 풍하중 실험을 위해서 실제 바다 위 선박과 환경이 유사 하도록 시험부 내에 경계층을 재현하였다. 경계층 환경에서 모형을 6축 밸런스와 결합하여 360° 회전시키며 바람에 의해 발생한 힘과 모멘트를 측정하였다. 세계적으로 경계층 재현을 위한 속도 구배와 난류 강도 표준이 여러 가지가 있으며 대표적으로 ISO, GL, ESDU, DNV, NORSOK가 있고 표준에 따라 재현 특성이 조금씩 상이하다 (Kimon, 2003). 이 실험에서는 ISO(International Standardization Organization)표준에 따라 경계층을 재현하였고, PIV 기법을 이용하여 풍속구배와 난류강도를 측정하였다. 한국항공우주연구원 중형아음속풍동에서 경계층 재현을 위해 설계된 스파이어를 바탕으로 폭과 높이를 결정하여(Kwon, et al., 2002) 풍동 시험부 시작지점에 높이 740mm, 바닥 폭 81mm, 상부 폭 53 mm의 스파이어(spire) 3개를 제작하여 설치하였고 스파이어의 개수와 형상, 풍동 시험부 바닥에 설치된 체인 라인 수를 조절해 가며 반복실험을 통해 경계층을 재현하였다.

경계층의 속도구배는 멱함수

를 따르며 기준높이(reference height)는 실제선박 기준으로 주로 사용되는 10 m로 설정하였고 ɑ는 해상경계층인 경우인 0.1로 설정하였다. (Abrahamsen, 2012). 기준높이에서 시간평균풍속은 5.7 m/s이며 측정지점의 순간 속도 성분은 다음과 같이 표현된다.

유동 섭동성분 u_i는 n=200개의 샘플사이즈로 root mean square를 이용하여 나타내었다.

흐름방향 및 연직방향 난류 강도는 각각

로 나타내었다.

경계층 내 난류 강도는 기준높이에서 α값과 비슷하게 수렴하도록 재현하는 것이 좋다고 알려져 있으나, 난류강도에 따른 이론적 풍하중 변화는 작다고 알려져 있고 (Kim, et al., 2015) 공력시험풍동 특성상 시험부의 길이가 짧아 경계층이 충분히 발달되기 어렵기 때문에 흐름방향 난류강도는 ISO 기준보다 흐름방향 난류강도가 약10% 가량 높은 조건에서 실험을 진행하였다.

시험부 중앙에 선박 모형을 360° 회전시킬 수 있는 회전테이블을 설치하였으며 테이블 중앙에 6축 밸런스를 설치하고 선박모형에 연결하여 풍향각 10° 간격으로 X‘, Y’, Z‘ 방향의 힘과 각 축에 작용하는 모멘트를 측정하였다. Fig. 2에 풍하중 측정에 적용된 좌표계를 표현하였는데, 좌표계가 시험 모형과 함께 회전하는 모형 좌표계를 적용하였다. 풍향각은 시험 모형 선수를 기준으로 반시계 방향에서 부는 바람을 + 방향으로 정의를 하였다. 또한 PIV를 이용한 유동장 측정에 적용된 바람좌표계와의 구분을 위해 각 축 명칭에 ' 표현을 사용하였다.

6축 밸런스는 각 축 방향 5 kgf, 각 축 모멘트에 0.5 kgf까지 측정되며 측정 반복성은 0.5% 이내 이다. 힘과 모멘트는 밸런스와 시험 모형의 무게 중심 offset 에 의한 차이(tare data)를 바람이 불지 않은 상황에서 먼저 측정해서 뺀 다음 아래와 같은 무차원화 계수로 무차원화 하였다. 각각의 모멘트는 축 기준 반시계 방향이 양의 값을 가진다.

면적의 각 축 방향 (X', Y')으로 전사된 구조물의 아우트라인 내부면적인 겉보기 투영면적을 이용하였다. 선박시험을 할 경우 실 크기의 선박을 시험 가능한 모형으로 축소제작하기 때문에 축소비가 매우 커지게 된다. 때문에 실제 선박과 상사성을 맞추기 위해서는 규모가 매우 큰 풍동에서 시험을 하거나, 시험풍속을 축소비의 곱만큼 올려야 하지만 현실적으로 어려움이 따른다. 선박은 모서리가 많은 각진 형상을 하고 있어 쉽게 천이가 일어나므로 풍하중 특성이 레이놀즈수에 큰 영향을 받지는 않는 것으로 알려져 있으나, 항력이 수렴하는 일정수준 이상의 레이놀즈수 이상은 되어야 하는데, 이를 위하여 선박시험 전 풍속을 조절해 가며 항력 수렴풍속을 찾아야 한다 (Barlow, 1999).

풍하중 실험은 레이놀즈수 효과 실험결과에 따라 먼저 Cx‘, Cy’ 두 무차원 계수가 수렴하는 풍속을 찾았으며 기준 높이에서 시간평균 풍속을 19.5 m/s로 설정하였다. 선박의 길이(Loa)를 기준으로 한 실험 레이놀즈수는 약 1.5 × 10⁵이며 각 형상에 따른 전면적과 측면적을 대입하고 실험 시 풍동 내 온도에 따른 동압을 반영하여 무차원화 하였다. 그리고 모형의 풍동 단면에 대한 봉쇄율은 모델 각도가 변하더라도 1~3%에 불과하므로 봉쇄효과는 고려하지 않았다.

PIV(Particle Image Velocimetry, 입자영상유속계) 기법을 이용하여 상부 형상에 따른 모형선 주변의 유동장과 후류를 측정하고 이를 풍하중 데이터와 비교하였다. 유동장 측정은 흐름 방향에 수직한 단면에서 세 방향 속도 성분(u, v, and w) 측정이 가능한 Stereo PIV 기법을 이용하였다. Stereo PIV 좌표계와 측정위치는 다음 Fig. 3과 같으며, 단면의 측정위치는 선박 중심에서부터 X =-64 m, -32 m, 0 m 지점이다. PIV 측정 위치는 고정된 상태에서 시험 모형이 풍향각을 가지도록 회전된 상태일 때 측정이 되도록 시험을 구성하였고 모형 좌표계의 Z'과 바람 좌표계의 Z는 동일한 축이 된다. 그리고 데릭을 포함한 선박상부 전체 유동을 측정하기 위해서는 2D PIV 기법(uandw)을 이용하였는데 Y = 0 지점에서 선박 상부 전 영역이 나타나도록 측정을 하였다.

레이저는 에너지 강도 200 mJ/pulse의 Pulsed dual-head Nd: Yag 레이저를 이용하였고, 실험에 사용된 카메라의 해상도는 2048x2048 픽셀이며 촬영면적(field of view)은 400×400 mm²이다. 또 Stereo PIV를 위한 scheimpflug angle은 각각 5°로 설정하였다. 경계층 재현을 위한 기준 풍속은 5.7 m/s로 진행하였으며 레이저 펄스간격은 100 μs, 미소조사구간(interrogation window)의 크기는 32×32 픽셀로 정하고 50% 중첩하였다. 측정하고자 하는 유동 단면을 약 5 mm 두께의 얇은 레이저 평면광(Laser sheet )으로 조사하고 DEHS(Di-2-ethylhexyl sebacate)를 이용하여 평균 지름 1μm 크기의 추적 입자를 생성하였다. 레이저와 CCD 카메라를 프레임 스트래들링(frame straddling)시켜 얻은 이미지들은 PivTEC사의 상용 프로그램 Piv-View를 이용하여 처리하였고, 200장의 이미지를 앙상블 평균 하였다.

선박 상부 전체 유동장 측정을 위한 2D PIV 측정에서는 레이저 평면광을 Y = 0인 X-Z 평면상에 조사하였으며, 카메라는 레이저 평면광에 수직이 되도록 설치하였다. 재현된 경계층의 풍속은 기준높이에서 19.5m/s(free stream 30 m/s)로 진행했으며 이에 따라 펄스간격은 25μs, 미소조사구간은 64×64 픽셀의 크기로 설정하였다.

재현한 경계층 내에서 선박 상부의 형상을 변경해가며 실험한 풍하중 결과를 Fig. 4에 나타내었다. 그래프는 위에서부터 (A)선실모양, (B)선체모양, (C)선실의 높이, (D)선수루모양, (E)데릭하부, (F)데릭유무에 대한 풍하중의 차이를 무차원화 하여 비교하였다. 각각의 그래프에서 왼쪽은 두 형상의 무차원 계수의 차이를 나타낸 것이고 오른쪽은 비교를 위해 각 형상의 무차원계수를 겹쳐 나타낸 것이다. 드릴십 시추 시 파도에 의하여 발생되는 heaving, pitching, rolling은 데릭의 compensation system에서 제어를 하고 Surge, Sway, Yawing만 DPS로 제어하기 때문에 선박 풍동시험 시 중요하게 취급하는 무차원 계수는 CX‘, CY’, CN 이며 세 개의 무차원 계수를 중점적으로 비교하였다.

그래프에서 볼 수 있듯이 전반적으로 CX‘은 ±30°와 ±150°에서 CY’는 ±90°에서 높은 값을 가지며, CN은 ±45°와 ±135°에서 가장 높은 것을 알 수 있다. 이는 일반 선박 풍하중 시험에서 전형적으로 나타는 특징이며, 본 연구에서는 형상 변화에 따라 이러한 특징들의 변화를 좀 더 자세히 살펴보는 것에 목적이 있다.

(A)선실의 모양에 따라 비교한 결과에서, 둥근모양의 선실이 각진 모양의 선실보다 CX‘ 가 -60° ~ 60° 구간에서 최대 10%작고, CY‘는 ±135° 근처에서 약간 감소하는 특성을 보이는 반면 CN은 ±135°에서 최대 100%까지 커지는 특징을 보이고 있다.

(B)선체 형상에 대해서는 ±60° CX‘와 CN의 차이가 두드러졌다. 그러나 형상 변화가 매우 큼에도 불과하고 풍속이 낮은 경계층 바닥 부분에 노출되기 때문에, 전반적인 풍하중 차이의 절댓값은 작았다.

(C)선실높이가 낮은 경우 -90° ~ 90° 풍향각에 대해 CX‘ 와 CN은 감소했으나 그 이외의 영역에서는 CN 이 반대로 증가하는 특성을 보이고 있다.

(D)선수루 형상에 대해서는 ±50° 부근에서의 아주 작은 CN 증가를 제외하고는 공력 특성에 거의 변화를 보이고 있지 않다.

Fig. 4의 (E)와 (F)는 풍동 시험 모형 제작에 있어 데릭 하부의 구조물 표현 방법에 따른 공력 데이터 차이를 보기 위한 것으로 데릭의 하부를 평판으로 막은 경우와 그렇지 않은 경우를 (E)에서, 데릭을 시험에서 표현하지 않을 경우의 차이를 (F)에 나타내었다. (E)데릭의 하부를 막은 경우 CX‘, CY’ 의 값은 큰 차이가 없으나 CN은 데릭을 막지 않은 경우 0°과 ±90°을 제외한 모든 풍향각에 대해 작은 값을 보이고 있다. 데릭의 중심이 모형선의 중심에서 약 5 m 전방에 위치하고 있어 하부를 막은 경우 CN이 증가하게 된다. (F)데릭이 있는 경우와 없는 경우에서 데릭은 트러스 구조로 이루어져있어 실제 겉보기 면적보다 실 면적이 좁아 충실률이 낮기 때문에 계산에 적용한 면적에 비하여 풍하중의 차이는 CX‘ 10%, CY’는 15%로 작았다. 반면 -90° ~ 90° 각도에서 데릭이 없을 때의 CN 값이 더 높았는데, 이는 데릭이 없을 경우 선수부에 위치한 선실에 의한 모멘트의 영향이 가장 커지기 때문에 데릭이 없을 때의 CN값이 상대적으로 높아지는 것으로 판단된다. 이와 같이, 트러스와 같은 겉보기 면적과 실제 투영면적이 다른 형상의 경우 무차원화 하는 과정에서 데이터의 왜곡이 발생할 수 있기 때문에 실험을 통하여 계수의 곱을 통해 보정을 해주어야 할 필요가 있다.

(A) 선실 모양에 따른 선실 후방의 유동장 측정 결과를 Fig. 5에 나타내었다. 측정 위치는 X= -64 m, -32 m 지점으로 선실 후방에 해당되며, 풍향각은 0° 이다. 그림과 같이 선실의 모양이 각진 경우가 둥근 경우보다 모형 주변의 난류경계층의 크기가 더 크게 형성 되는 것을 관찰할 수 있는데, 이는 공기가 선박을 따라 매끄럽게 흘러가지 못하고 각진 모서리를 만나 쉽게 유동의 천이가 일어나기 때문이며, 난류 경계층의 크기가 커지면 속도의 결손이 커져 축방향 저항이 증가하게 되는 원인이 된다.

Fig. 6 은 (B) 선체 형상에 따른 풍하중 특성 차이가 가장 두드러지는 60°일 때의 선실 후류를 나타낸 것이며, Y=-102 m 지점이 선수부 끝단 지점이 된다. 풍향각 60° 일 때 형상 1의 CX‘ 이 좀 더 큰 특징을 보이고 있는데, 유동장 측정 결과에서 형상 1번의 경우 헬리덱 하부 Y=-85 m 지점에서 반 시계 방향으로 회전하는 와류를 관찰할 수 있으며, 이는 해수면과 안쪽으로 기울어진 선체 하부 사이에서 발생한 와류 일 것으로 보인다. 다만, 본 실험에서는 스테레오 PIV 측정에 있어 두 카메라 중 하나의 카메라는 선체에 가려 이미지 측정을 할 수 없었던 관계로 해수면으로부터 약 13 m 보다 높은 지점에 대한 유동장만을 측정하였기 때문에 단정적인 결론을 내리기에는 해수면 근처까지의 추가적인 데이터를 확보할 필요가 있을 것으로 보인다.

Fig. 7은 (C) 선실의 높이에 따른 유동장 차이를 보여준다. 선실의 높이가 낮은 경우 선실의 높이가 높을 때에 비하여 선박 표면에서 천이한 난류 경계층의 범위가 현저히 작았으며, 그 후류 또한 선박 주변을 따라 비교적 좁은 영역을 보여주고 있는 선실높이가 낮은 경우 CX‘이 낮은 것과 일치하는 결과라고 할 수 있다.

드릴쉽 상부 유동장에서 데릭의 영향을 관찰하기 위한 2D PIV 측정 결과를 Fig. 8에 나타내었다. 풍향각 0°에서는 선수부의 헬리덱 상부에서부터 유동이 가속되며, 이 가속된 유동이 선박중앙에 있는 데릭의 하부에서는 정체 현상을, 데릭 상부에서는 다시 가속됨을 확인할 수 있다. 데릭의 풍하중의 경우 일반적으로 30~45°일 경우 풍하중이 최대로 나타나는데, 투영 면적이 커지고 트러스 구조의 충실률은 낮아지기 때문으로 알려져 있다 (Gangjun, et, al., 2011). PIV 유속 contour에서 데릭을 지난 전 후 속도 결손이 약 20%로 측정 되었고, 풍향각 90°에서도 마찬가지로 데릭이 트러스 구조임에도 불구하고 데릭을 지나는 바람의 풍속 감소는 두드러지게 일어나고 있음을 알 수 있다.

본 연구에서는 재현된 해상경계층 조건에서 드릴십모형의 풍하중을 측정하고 PIV기법을 이용하여 주변 유동을 관찰하였다. 선박의 수면 상부 형상을 변경해가며 풍하중의 변화를 비교하였고, 선박 전체의 유동을 분석한 뒤 이를 바탕으로 풍하중에 비교적 큰 영향을 미치는 구조에 대하여 그 후류를 관찰하였다. 이로부터 다음과 같은 결론을 얻을 수 있었다.

1. 선수부에 위치한 선실이 둥근 형상일 경우 각진 형상일 경우보다 CX‘가 최대 10% 작았고, CX‘는 풍향각 ±135°에서 약간 감소하였으나 CN은 최대 100% 증가하였다. 선실이 둥근 경우 모형주변에서 형성되는 난류 경계층의 크기가 작았고 유동의 박리로 인한 유속 결손이 줄어들어 저항이 감소하는 효과가 나타났다.

2. PIV 기법을 통하여 관찰한 결과, 구조물의 뒤쪽으로 유속이 0에 가까운 사수 영역이 발생한 것을 확인하였고 이로 인해 구조물 전후의 압력 차이에 의해 압력저항이 발생될 것으로 판단되었다.

3. 선체의 형상이 변화 할 때, 풍향각 ±60°에서 CX‘와 CN 의 차이가 두드러졌는데 선체의 형상에 따라 선체 주변과 해수면 근처에서 발생하는 특유의 와류 특성에 의한 영향이 있을 것으로 추측된다. 그러나 선체는 풍속이 낮은 경계층 바닥에 노출되었기 때문에 풍하중 차이의 절댓값은 작았다.

4. 선실의 높이가 낮은 경우 풍항각 -90°~90°에서의 CX‘와 CN은 감소하였으나, 이 외의 영역에서는 CN이 증가하였다. 낮은 선실의 경우 선박 표면에서 천이된 난류 경계층의 크기가 작았으며, 그 후류 또한 선박을 따라 좁은 영역을 보여주었고 압력저항을 유발하는 사수영역이 감소하였다.

5. 선수루 형상 변화에 따른 풍하중 변화는 미미하였고, 데릭 하부를 평판으로 막은 경우와 막지 않은 경우의 풍하중의 변화 또한 CN의 값이 전 풍향각에 걸쳐 약간 감소한 것을 제외하면 차이가 미미하였다.

6. 데릭의 유무에 의한 X', Y' 방향의 풍하중의 영향은 10%의 차이를 나타내었으나, 작용한 요잉모멘트는 풍향각 0~±90°에서 차이가 없었고, ±90~±180°에서 데릭이 있는 경우에서만 모멘트가 발생하였다. 데릭은 구조 특성상 충실률이 낮으며 이에 따라 겉보기 면적 변화에 비하여 작용하는 풍하중의 변화가 적은 것으로 나타났다. 때문에 실험을 통하여 데릭의 상수계수를 산출하여 계수 곱을 통한 보정이 필요하다.