최근 환경에 대한 관심이 세계적으로 증가하고 있으며, 석유를 포함한 각종 연료비의 상승으로 에너지 문제 또한 해결해야 할 중요한 과제로 대두되고 있다. 이러한 상황에서 재생 에너지의 개발이 전 세계적으로 화두가 되고 있던 중 2011년 3월 11일 대지진에 의해 발생된 쓰나미로 인해 일본 후쿠시마에 위치한 원자력발전소가 침수되어 다량의 방사성 물질이 누출되는 사고가 발생하였다. 이로 인해, 바람을 이용하여 전기를 생산하는 풍력발전기에 대한 관심이 더욱 커지게 되었다.

풍력발전기를 육상에 설치하게 되면 입지 조건이 까다로우며 엄청난 소음으로 인해 민원이 발생하는 단점이 있다. 하지만, 해상풍력발전기의 경우 입지 확보가 용이하고 대형화가 가능하며 소음으로부터 자유롭다.

최근 건조·개발되고 있는 풍력발전기는 대형화, 대수심화 되어가고 있다. 이로 인해 연근해에만 설치하는 해상 풍력 발전기가 아닌 부유식 해상 풍력발전기의 필요성이 대두되고 있다

Fig. 1은 NREL(National Renewable Energy Laboratory) 에서 정의하고 있는 해상풍력발전의 종류에 대해 보여주고 있다. 해상풍력발전은 고정식(fixed type)과 부유식(floating type) 발전으로 나누고 있으며 고정식의 경우 주로 수심 50 m이내 연근해에 해저기반에 직접 기초를 설치하며, 부유식은 수심 50 m이상 보다 깊은 바다에 선박처럼 바다 위에 띄우는 발전 방법이다 (Jonkman, 2007).

최근에 건조·개발되고 있는 해상 풍력발전기는 대형화 대수심화 되어가고 있기 때문에 고정식에서 부유식으로 바뀌어 가고있다.

이에 본 연구에서는 2011년 International Energy Agency(IEA)에서 채택한 5 MW Semi-submersible Floating Offshore Wind Turbine(FOWT)를 표준 모델로 선택하였으며, FOWT의 수면 하부피, 배수량, 이차 질량모멘트는 일정하게 두고, 파랑 중 운동응답(RAO)을 가장 작게 하는 변수로서 Upper Column과 Base Column(footing)의 직경을 선정하였다 (Robertson, et al., 2012).

Table 1에 보여지는 Upper Column 직경 12m를 기준으로, 파랑강제력에 의한 RAO를 고려하면서 수선면적(waterplane area)이 작은 Column 직경 8 m (Type 8)로부터 시작하여 최대 13.8m (Type 14)까지 증가시키면서 RAO의 변화를 살펴보았다.

해상 풍력 발전기의 관련 연구를 간략히 소개하면 다음과 같다.

Kim, et al. (2011)은 5 MW Spar 형식 부유식 해상 풍력발전기의 운동성능을 파악하였다. 이를 위해 수치해석 모델은 NREL에서 공개한 OC3Hywind Spar (Jonkman, 2010)를 사용하였고 Figs. 2와 3 같이 AQWA를 사용한 simplified model의 운동해석 결과를 모형실험 결과와 FAST수치해석 결과에 대해 비교하였다 (Jonkman, et al., 2005). 그리고 그 결과가 상당부분 일치하는것을 확인하였다.

Han, et al. (2011)은 TLP형식의 부유식 해상풍력 발전기의 하부구조물 설계에 있어 최적 설계 Framework를 구축하였다. 설계 변수로서 흘수, 반경을 두고 10여가지의 case를 만들어 각 case들에 대한 운동해석을 실시하고 이를 나셀 가속도, 배수량, 계류력으로 성능평가를 실시, 최적 설계안을 도출하였다.

또한 심해에서 설치 가능한 부유식 해상풍력발전기에 대한 연구가 활발히 이루어지고 있으며, 이는 대형화에 따른 효율의 증가가 가능하다는 장점을 가진다 (BQDOHA, 2013).

본 연구에서는 5MW semi-submersible FOWT 모델을 사용하였다. 주요 제원은 NREL에서 제공한 자료를 참고하였고 그 주요 제원을 Table 1, Table 2에 나타내었으며, 형상은 Fig. 4와 같다 (Robertson, et al., 2012).

본 연구에서는 Semi-submersible FOWT의 수면 하부 형상 최적화를 위해 platform의 기본적인 특성을 유지하면서 형상 변화에 의한 운동 변화를 확인하기 위해 배수량, 중량, Inertia를 제약 조건으로 두었다. 그리고 upper column의 높이와 base column의 높이 및 draft는 mooring system의 특성을 유지시키기 위해 고정하였다. 따라서, 설계 변수는 Fig. 5에서 보이는 것과 같이 upper column의 반경(R1)과 base column의 반경(R2)으로 선정하게 되었다.

Fig. 6은 Table 1에 있는 Semi-submersible FOWT의 제원대로 중량을 일정하게 유지하며 X, Y, Z축에 대한 이차 질량모멘트를 맞추기 위해 base column안에 동그란 원판을 추가적으로 가한 그림이다. 이 때, 모든 type에 대해 100% 일치하는 이차 질량모멘트를 맞추기가 불가능하여 최대 오차 2%까지 수용하였다.

UOU(University of Ulsan) in house code에서 요구되는 형상 데이터를 MSC. Patran을 활용하여 얻었으며, 이를 Fig. 7에 나타내었다.

Upper column의 반경이 4 m보다 작은 설계 대안에서는 free surface에서 무게중심까지의 거리(COG)가 부력중심까지의 거리(COB)보다 짧았다.

표준 모델의 upper column 반경인 6 m부터 5.7 m까지는 1.25%, 5.7 m부터 4 m까지는 2.5%씩 감소하여 설계 대안을 설정하였다. 이렇게 감소량의 차이를 둔 이유는 6 m로부터 최초 2.5%씩 감소시켰을 경우 표준 모델보다 RAO 변화를 살펴 볼 때 더 좋은 운동 성능을 가진 설계 대안이 보이지 않아 그 이후 감소량을 더욱 세분화 하였기 때문이다.

Upper column의 반경이 줄어들수록 platform이 받는 파랑강제력은 줄어들며 이에 따라 전체적인 운동 또한 줄어든다. 하지만, 높이가 높고 최상부에 무게가 집중된 Wind turbine의 특성상, Wind와 rotating rotor에 의한 Thrust force가 매우 중요하다. 이 Thrust force는 큰 Pitch 방향 모멘트를 발생시키기 때문에 platform은 이를 보상할 수 있는 복원 모멘트를 가져야 한다. 하지만, 이 복원 모멘트는 Platform의 upper column 반경에 의존하기 때문에 운동성능을 위해서 과도하게 줄이는 것은 안정성에 부정적인 결과를 가져온다.

본 연구에서의 모든 type에 대해 UOU in-house code를 사용해 added mass, damping ratio 및 wave exciting force를 얻을 수 있었으며 그 결과를 다시 UOU-FAST의 input으로 사용해 RAO를 구하였다.

Viscous damping을 고려하기 위해서 Quadratic additional damping을 적용하였으며 이는 모든 설계 대안들에 대해 동일하다. 이를 상세히 Table 4에 나타내었다 (Robertson, et al., 2012).

Load case는 크게 Load case 1부터 Load case 4로 나뉘어지며 이것은 Table 5에 나타내었다. 각 Load case(이하, LC)의 정의는 Table 5와 같으며, 그 상세내용은 Table 6, Table 7과 같다.

LC 1과 2는 Regular wave에서의 simulation이며, 차이점은 Wind와 Rotor의 고려 유무이다. 즉, LC 1은 wave만을 고려한 것이고 LC 2는 Wind speed와 Rotor의 회전속도가 포함된다. LC 3과 4는 Irregular wave에서의 simulation이며, 차이점은 LC 1, 2와 동일하다.

NREL (2012) 에서 제공한 데이터(이하, MARIN)를 활용하여 UOU-FAST를 적용한 시뮬레이션 결과와 Table 1에 있는 제원대로 모델링 한 Type 8 (표준 모델)을 UOU-FAST 시뮬레이션 한 결과를 비교하였다 (Fig. 8~ Fig. 19, Table 7~ Table 10).

(1) Load case 1

(2) Load case 1~case 2 results

MARIN 데이터와 비교했을 경우 Type 8 (표준 모델)의 결과가 전체적으로 일치함을 보였다. Table 7은 Surge, Heave 그리고 Pitch에서의 최대값이다. Surge RAO의 경우 최대 0.279m/m, Pitch RAO의 경우에는 0.1 deg/m의 차이가 있었으나, 이는 수용할 수 있는 범위 내에 있다.

Table 8은 Surge, Heave, Roll, 그리고 Pitch에서의 최대값이다. Surge RAO의 경우 최대 0.27 m/m, Pitch RAO의 경우 0.13 deg/m의 차이가 발생하였다.

(3) Load case 3

(4) Load case 3~case 4 results

Table 9는 Surge, Heave 그리고 Pitch에서의 최대값을 보여주고 있다. Surge Significant height의 경우 최대 0.65 m의 차이가 발생하였으며, Pitch Significant height의 경우에는 0.22 deg의 차이가 발생하였다. 하지만, 그 차이는 크지 않다.

Table 10은 Surge, Heave 그리고 Pitch에서의 최대값을 나타낸다. LC 4에서의 Surge significant height의 경우 Sea state 7에서 최대 0.65 m, Pitch significant height의 경우 0.22 deg의 차이가 발생하였다.

모든 LC별로 Marin 데이터와 Type 8(표준 모델)에 대한 수치해석을 실시하였다. 전체적으로 모든 운동에 대해 일치함을 보였다. 하지만, surge와 pitch에서는 약간의 차이가 보였으나 그 차이가 크지 않았다. 따라서, Type 8(표준 모델)을 기준으로 모든설계 대안을 비교·분석하였다.

(1) Load case 1

Table 11은 LC 1에서의 설계 대안에 따른 각 운동 별 최대값을 정리한 것이다.

설계 대안에 따른 각 운동 별 최대값을 비교하였을 때, Type 8(표준 모델)과 설계 대안들은 모든 운동에 대하여 유사한 값을 보인다. Surge RAO의 경우 전체적으로 비슷한 거동을 보였다. Type 8~1은 점점 커지는 경향을 확인할 수 있었으며 1, 2, 3번은 최대 0.17 m/m, 0.19 m/m, 0.16 m/m 의 차이를 보였다. Type 8~14는 Type 8 보다는 작아지는 경향이 있으며 Type 14의 경우 최대 0.07 m 작아졌다. Sway RAO의 경우 Type 2, 3, 11을 제외하고는 거동이 없었다. Heave RAO의 경우는 최대 진동수인 0.125 Rad/s에서는 Type 1이 0.4725 m/m로 나타나며 이는 Type 8(표준 모델)보다 약 0.6 m/m만큼 줄어든 값이다. 하지만, 최대값을 비교했을 시 전체 설계 대안들이 1 m/m의 근사한 값을 가지는 것을 알 수 있었다.

Roll RAO의 경우는 Type 2, 3, 11의 경우를 제외하고는 거동이 없는 것을 확인 할 수 있었다. Pitch RAO의 경우 Type 8~1은 거동이 줄어드는 경향을 보이고 Type 8~14는 커지는 경향을 보인다. Type 2번이 최대 0.6 m/m의 차이를 보였으며, Type 13은 0.73 deg/m의 차이를 보인다. Yaw RAO의 경우 Type 2, 3을 제외하고는 거동이 없었다.

(2) Load case 2

Table 12는 LC 2에서의 설계 대안에 따른 각 운동 별 최대값을 정리한 것이다. Surge RAO의 경우 Type 8(표준 모델)과 전체적으로 비슷한 거동을 보였다. Type 8~1은 점점 커지는 경향을 보이며 1, 2, 3번은 최대 0.17 m/m, 0.18 m/m, 0.15 m/m의 차이를 보였다. Type 8~14는 Type 8(표준 모델)보다는 작아지는 경향이 있으며 Type 14의 경우 최대 0.068 m/m 작아짐을 확인할 수 있었다. Sway RAO의 경우 Type 2, 3, 11을 제외하고는 거동이 없었으며, Heave RAO의 경우는 모든 설계 대안들이 1의 근사한 값을 가졌다. Type 4의 경우 가장 큰 차이를 나타냈는데 이 차이는 0.09로 큰 차이를 보이지 않았다. Roll RAO는 표준 모델(type8)과 마찬가지로 전체 설계 대안에 대해 0.25 rad/s에서 공진이 발생함을 알 수 있었다. Pitch RAO의 경우 Type 8~1은 거동이 줄어드는 경향을 보이고 Type 8~14는 커지는 경향을 보인다. Type 4번이 최대 0.16 deg/m의 차이를 보였으며, Type 14는 0.59 deg/m의 차이를 보인다. Yaw RAO의 경우 Type 1, 2, 3을 제외하고는 거동이 없었다.

(3) Load case 3

Table 13은 LC 3에서의 설계 대안에 따른 각 운동 별 유의값을 정리한 것이다. Type 8과 전체적으로 일치함을 보였으나, Surge significant height의 경우 Type 8~1은 점점 감소하는 경향을 보였으며, Type 8~14의 경우는 증가하는 경향을 보였다. Heave와 Pitch significant height의 경우는 증가하는 경향을 보였으며, Type 8~14는 점점 감소하는 경향을 보였다.

(4) Load case 4

Table 14는 LC 4에서의 설계 대안에 따른 각 운동 별 유의값을 정리한 것이다. Type 8(표준 모델)과 전체적으로 일치함을 보였으나, Type 8~1의 경우 Heave와 Pitch significant height는 점점 증가하는 경향을 보인다. Type 8~14의 경우는 Heave significant height는 점점 증가하는 경향을 보이는 반면, Pitch significant height는 감소하는 경향을 보인다.

본 연구에서는 2011년 IEA에서 채택한 5MW semi-submersible FOWT를 표준 모델로 선택하여 platform의 수면 하 부의 최적 설계 연구를 수행하였다. 이를 위해 upper column과 base column의 높이 및 draft는 mooring system의 특성을 일정하게 유지하기 위해 제약 조건으로 두었으며 upper 및 base column의 반경을 설계 변수로 가정한 뒤 총 14가지 설계 대안들에 대해 파랑 중운동 응답(RAO)의 변화를 살펴보았다.

platform의 기본적인 특성을 유지하기 위해 수면 하 부피(부력), 배수량(총 질량), 이차 질량모멘트는 일정하게 두었다.

그 결과 upper column의 반경이 작아질수록 LC 1, 2에서는 기존 모델보다 더 좋은 거동을 보이지만 LC 3, 4에서는 더 큰 거동을 보였다. 반면에, upper column의 반경이 커질수록 LC 1, 2에서는 더 큰 거동을 보였으나 LC 3, 4에서는 더 좋은 거동을 확인할 수 있었다.

표준 모델과 전 설계 대안들의 최대 응답은 모든 운동에서 유사하였다. 표준 모델과 설계 대안들의 유사한 형상에 의해서 전 모델은 added mass와 damping, wave exciting force에서 큰 차이를 가지지 않는다. 때문에, 수치해석에서의 최대 응답은 additional damping에 크게 의존한다. 하지만, 본 연구에서는 형상변화에 따른 additional damping를 수치해석적으로 구할 수 없었기 때문에 동일한 값을 적용하였으며, 그 결과 모든 Load case에 대해서 표준 모델보다 더 좋은 운동성능을 보이는 설계 대안을 찾을 수 없었다. 향후, 형상에 따라 변화하는 additional damping 의 수치적 적용 방법에 대한 연구를 수행할 예정이며, 수치해석을 통해 Wave의 방향에 따른 운동성능을 비교 및 평가할 예정이다.