A Study on the Performance Estimation and Shape Design of a Counter-Rotating Tidal Current Turbine

상반전 조류발전 터빈의 형상설계 및 성능예측에 관한 연구

김문오 김유택 이영호

A Study on the Performance Estimation and Shape Design of a Counter-Rotating Tidal Current Turbine

Mun-Oh Kim You-Taek Kim Young-Ho Lee

Graduate School, Division of Marine System Engineering, Korea Maritime and Ocean University, Busan 606-791, Korea Division of Marine System Engineering, Korea Maritime and Ocean University, Busan 606-791, Korea Division of Mechanical and Energy Systems Engineering, Korea Maritime and Ocean University, Busan 606-791, Korea

요 약 : 본 연구에서는 BEMT(Blade Element Momentum Theory)에 의해 우선 정격 출력 100 kW인 수평축 조류 발전용 단일 터빈에 대한 기본 형상 설계를 진행하고, CFD 해석을 통해 블레이드 주변 유동특성 파악 및 출력 성능 예측을 하였다. 기본적인 에어포일은 FFA-W3-301, DU-93-W210, NACA-63418을 사용하였다. 이를 바탕으로 상반회전 터빈의 특성을 고찰한 결과, 설계 주속비 5.17에서 최 대 출력계수는 0.495이며, 터빈의 출력은 101.82 kW를 얻었다.

핵심용어 : 조류에너지, 수평축 터빈, 날개요소운동량이론, 주속비, 정격출력, 상반전 조류발전 시스템, 형상설계

Abstract : This study looks at the design of a 100 kW blade geometry for a horizontal marine current turbine using the Blade Element Momentum Theory (BEMT) and by using (CFD), the power output, performance and characteristics of the the fluid flow over the blade is estimated. Three basic airfoils; FFA-W3-301, DU-93-W210 and NACA-63418, are used along the blade span and The distribution of the chord length and twist angles along the blade are obtained from the hydrodynamic optimization procedure. The power coefficient curve shows maximum peak at the rated tip speed ratio of 5.17, and the maximum power reaches about 101.82 kW at the power coefficient of 0.495.

Key Words : Tidal current energy, Horizontal axis turbine, BEMT(Blade Element Momentum Theory), TSR(tip speed ratio), Rated power, Counter-rotating tidal current turbine, Shape design

11. 서 론

전 세계적으로 기후변화협약에 따른 이산화탄소 절감 노 력이 이루어지고 있는 가운데 우리나라도 최근에 경제성장 을 추구하되 화석연료 의존도를 낮추는 ‘저탄소 녹색성장’

계획을 세우고, 2030년까지 신재생에너지 이용률 목표를 11 % 로 확대하는 정책을 추진 중이다. 재생 에너지의 주류로 볼 수 있는 태양광이나 풍력은 기상에 영향을 받아 에너지 생 산의 예측이 쉽지 않고 계절에 따라서 발전량이 크게 변하 는 문제점을 지닌다. 우리나라는 서해안과 남해안의 조수간

* First Author : [email protected], 051-410-4862 Corresponding Author : [email protected], 051-410-4293

만의 차로 인한 해양에너지 자원이 풍부한 천혜의 조건을 갖추고 있다. 조력발전은 시화호나 가로림만처럼 밀물과 썰 물의 조수 간만의 차가 큰 지역에서 낙차를 이용한 발전 방 식이어서 대용량 발전의 장점이 있지만 댐을 건설하는 환경 영향 문제를 안고 있다. 반면 조류발전 방식은 발전기가 수 중에 잠기는 방식이라 댐을 지을 필요가 없으며 날씨의 변 화에 관계없이 장기적이며 지속적인 전력 공급이 가능하다 는 장점이 있다(Jo, 2007).

수평축 터빈 방식은 추진장치인 프로펠러의 역개념으로, 조류의 방향과 평행한 축을 가진 터빈의 날개 각도(blade pitch angle)를 조절하여 발생하는 양력으로 축의 회전을 만 들어 내는 개념이다. 풍력발전을 바다라는 환경으로 확장한 개념으로 원리가 단순하다는 장점이 있지만, 조류의 방향이

축과 일치하여야 효율이 보장되고 조류가 역전되면 회전 방 향이 바뀌는 단점이 있다. HAT의 효율을 극대화하기 위하여 터빈의 직경, 날개 수, 반경방향 피치분포, 날개 코드길이(혹 은 확장면적비) 등이 주어진 제약조건, 즉 조류와 공간의 특 성, 목표동력, 캐비테이션 등에 따라 결정되어야 한다(Jung et al., 2009).

본 연구에서는 상반회전 조류 발전용 블레이드 설계에 앞 서 BEMT(Blade Element Momentum Theory)에 의한 100 kW 수 평축 조류 발전용 단일 터빈에 대한 기본 형상 설계를 진행 하였으며, 상반회전 터빈의 유속 변화에 따른 터빈 주변 유 동특성 파악 및 출력 성능예측을 수행하였다.

2. 형상설계

2.1 단일 터빈 설계

본 연구에 앞서 정격유속 2 m/s일 때 정격출력이 100 kW인 수평축 조류 발전용 단일 터빈에 대해서 설계하였으며, 제 원은 Table 1과 같다(Kim, 2011).

Design parameters Values

Prated: Rated power 100 kW

CP: Estimated power coefficient 0.48



Vrated: Rated stream velocity 2 m/s





D: Diameter 8 m

N: Blade number 3



Fig. 1은 각 국부위치(r/R)에서의 익형의 배치와 3차원 형상 결과이다. 풍력 발전용 터빈의 경우 효율적인 출력 특성을 확 보하기 위해 출력에 가장 큰 영향을 미치는 구간인 0.75~1.0R 에는 NACA 5,6 series의 foil을 주로 사용하며, 그 이하의 구간 에는 긴 블레이드의 구조적 강도 및 안정성, 높은 받음각 등 을 고려하여 두께가 두꺼운 foil를 주로 사용하게 된다(Kim, 2011). 본 연구에서는 0.75 ~ 1.0 R까지는 NACA-63418를 배치 시켰으며, 0.3 ~ 0.7 R까지는 DU-93-W210 foil을 배치시켰다.

그리고 0.25R 위치에는 구조적 안정성과 격자 생성 시 최소 각을 확보하기 위해 두꺼운 FFA-W3-301 Airfoil을 배치시켰 으며, 전제 터빈의 익형 배치는 Table 2와 같다(Kim, 2011).

Fig. 1. The disposition of airfoils and turbine configuration.

Section [%]

Chord length [mm]

Twist angle

[deg] Foil type

0 [0m] - - -

0.05 - - -

0.10 - - -

0.15 300 - Cylinder

0.20 300 - Cylinder

0.25 FFA-W3-301 FFA-W3-301 FFA-W3-301

0.30 684.11 16.98 DU-93-W-210

0.35 655.11 14.59 DU-93-W-210

0.40 626.11 12.66 DU-93-W-210

0.45 597.10 11.07 DU-93-W-210

0.50 568.10 9.75 DU-93-W-210

0.55 539.10 8.64 DU-93-W-210

0.60 510.09 7.69 DU-93-W-210

0.65 481.09 6.87 DU-93-W-210

0.70 452.09 6.15 DU-93-W-210

0.75 423.08 5.50 NACA 63418

0.80 394.08 4.91 NACA 63418

0.85 365.08 4.33 NACA 63418

0.90 336.08 3.74 NACA 63418

0.95 307.07 3.02 NACA 63418

1.00 [4m] 278.07 2.50 NACA 63418

Table 2. Particulars of blade and hub for single turbine

2.2 상반회전 터빈 설계

Fig. 2는 상반회전 조류발전 시스템의 2차원 개략도를 나 타내고 있다.

상반회전 조류발전 시스템의 정격유속은 단일 터빈과 같 은 유입속도인 2 m/s으로 결정하였으며, 주 터빈과 보조터빈 의 회전속도는 24.72 rpm 이며 방향은 반대이다.

Fig. 3에서와 같이 주 터빈과 보조터빈의 격자 생성을 원 활하게 하기 위해 각각 분할하여 실시하였으며, 수치해석 시 계산의 수렴성을 확보하기 위해 보조터빈과 주 터빈의 거리를 터빈의 반경(R)인 4 m로 정하였다.

본 연구에서는 단일 터빈과 상반회전 터빈의 기본설계 데 이터를 바탕으로 유속변화에 따른 기본 특성만을 비교한 것 이며, 향후 유입각 등과 같은 추가적인 변수를 고려한 연구 를 진행할 예정이다.

보조터빈에 사용된 익형은 주 터빈에 사용된 익형과 동일 하게 사용하였으며, 설계 제원은 Table 3과 같다.

Fig. 2. The 2-D count-rotating dual turbine configuration.

(a)

(b)

Fig. 3. Computation domain of the blade.

Parameters Main & Auxiliary Rotor

R: Radius 4 m

: Rotation speed 24.72 rpm

: Tip speed ratio 5.17 N: Blade number 3

Airfoil

FFA-W3-301 DU-93-W-210

NACA63418 Table 3. General design parameter

3. 수치해석

3.1 수치해석방법

전산유체역학(CFD)은 유체역학과 수치해석을 병합시켜 수학적으로 풀기 어려운 비선형 편미분 방정식들의 근사해 를 구하는 학문으로 실제 유체 흐름 현상을 수학적으로 묘 사하여 편미분 방정식을 컴퓨터를 이용하여 해석하는 것으 로 유체의 흐름 특성, 물질전달 등의 유체 현상을 시뮬레이 션 하는 것이다. 블레이드 내의 난류 유동장 특성을 파악하 기 위해서 연속 방정식과 난류모델 방정식을 이용하여 계산 을 하였다(ANSYS Inc, 2007).

본 연구에서 사용된 Solver는 ANSYS CFX 11.0 이며, 유체 기계 해석에 최적화된 상용코드인 CFX-TASCflow의 기술과 다상유동해석, 화학반응 해석, 연소해석 등의 목적으로 최적 화된 CFX-4를 결합한 형태의 Fully implicit pressure-based coupled solver이다. 난류모델은 SST(Shear Stress Transportation) 모델을 사용하였다(ANSYS Inc,2007). 이 모델은    모델과

   모델의 장점만을 융합한 모델로써 벽면 근처의 경계 층 영역에서는    모델이 사용되며 주유동장에 대해서는

   모델이 사용된다. SST모델은 역압력 구배로 인한 유동 의 박리 현상을 예측하는데 상당히 효과적인 것으로 보고되 어 있다(Menter, 1993).

3.2 계산격자

격자를 생성하는 과정에서 블레이드 주위에서 우수한 격 자를 확보하기 위하여 전체 격자계는 정렬 다중 블록 격자 계(Structured multi-block grid)로 구성하였다. 또한, 유동해석을 수행할 때 가장 큰 에러의 원인 중의 하나는 난류모델의 부 적절한 사용이라 할 수 있으며, 계산격자의 생성은 적용 난 류모델의 특성에 따라 원활한 수렴 및 신뢰성 있는 결과를 확보하기 위해 +, 경계층 격자 밀집도, 격자형태, 벽면 근 처의 종횡비(aspect ratio)등을 신중히 고려해야 한다. 따라서 우수한 품질의 계산격자의 확보가 CFD에서 첫 번째 필수적 인 요소라 할 수 있다(Kim et al., 2012).

본 연구에서는 보다 효율적인 계산을 위해 블레이드 주변 에는 O-type, 외부에는 H-type 격자로 구성하였다.

Fig. 3은 단일 터빈(a) 주변의 격자와 상반회전 터빈(b) 주 변의 격자 분포를 나타내었다.

3.3 경계조건

일반적으로    모델은 유동박리 현상이 지배적인 유동 장의 예측에 있어 해석결과의 정도가 낮다고 평가되고 있으 므로, 터빈 표면으로부터 발생되는 실속현상 등을 포함하는 복잡한 3차원 유동현상을 파악하기 위한 난류모델로서 적합 하지 않다. 따라서 본 연구에서는 해석 결과의 신뢰성을 위 해    SST 난류를 사용하였으며, 해석 정확도를 고려하여 터빈 주위에 격자를 집중 배치하였다.

CFD 해석을 위해 형성한 유동장의 앞쪽 면은 조류가 일 정유속을 가지고 유입되는 경계조건을 사용하였고, 뒤쪽 면 은 출구 경계면으로 일정압력 조건을 주었다. 터빈날개에는 벽면경계조건(no-slip condition)을 주었다. 전체 유동장은 일 정한 각속도를 가지고 회전하며 Table 4에 계산조건을 요약 정리하였다.

Case Vin(m/s) RPM TSR

1 1.6 24.72 6.47

2 2 24.72 5.17

3 2.4 24.72 4.31

4 2.8 24.72 3.69

5 3.2 24.72 3.23

6 3.6 24.72 2.87

Table 4. Calculation conditions

4. 해석결과 및 고찰

4.1 성능예측

Fig. 4는 터빈 설계에 사용 되어진 익형과 국부위치 0.75~1.0 R 에 사용된 NACA-63418와 같은 NACA series의 하나인 NACA- 63415에 대한 양항비를 나타내고 있다. 보통 익형의 양력계 수 값이 상승한다고 하더라도 양력계수의 증가분보다 항력 계수의 증가분이 더 크면 양력과 항력의 비로 나타내어지는 양항비는 양력계수가 상승함에도 불구하고 오히려 감소하는 경우가 발생하며, 반드시 100 이상에서 결정될 수 있도록 하 는 점이 우수한 출력성능 확보를 위해 중요하다(Kim, 2005).

보조 터빈에 대해 허브로부터 스팬방향으로의 국부위치 (r/R)에서 입구 유속변화에 따른 유동특성을 Fig. 5, 6 에서 나 타내었다. 입구 유속이 2.4 m/s인 경우와 1.6 m/s인 경우 익형 전체에 부착류가 형성되어지고 있다. 입구 유속이 3.6 m/s인

경우 터빈 흡입면 하류에서 실속이 발생되어지는 것을 알 수 있다.

익형의 전연 박리는 깊은 실속을 뜻하며, 양력의 증가보 다 항력의 증가 폭이 급격히 상승하기 때문에 공력 특성은 현저히 저하되고, 이는 결국 전체 시스템의 출력저하로 확 장됨을 예상할 수 있다.

Fig. 4. Comparison of lift to drag ratio.

(a) 1.6 m/s (r/R=0.35, 0.75, TSR:6.47)

(b) 2.4 m/s (r/R=0.35, 0.75, TSR:4.31)

(c) 3.6 m/s (r/R= 0.35, 0.75, TSR:2.87) Fig. 5. Streamline distribution at different Vin & TSR.

(a) 1.6 m/s (r/R=0.35, 0.75, TSR:6.47)

(b) 2.4m/s (r/R=0.35, 0.75, TSR:4.31)

(c) 3.6 m/s (r/R= 0.35, 0.75, TSR:2.87)

Fig. 6. Pressure contour distribution at different Vin & TSR.

Fig. 7은 보조 터빈에서 입구 유속이 3.6 m/s인 경우의 날 개 끝 와류 발생을 나타내고 있다. 날개끝 와류의 발생은 순 환분포의 감소에 의한 손실의 형태로 표현되므로 이러한 현 상을 줄이기 위하여 다양한 형태의 날개 끝 형상의 변형이 나 보조 장치의 장착 등을 고려할 필요가 있으며, 전방의 보 조 터빈의 유입각의 변화가 주 터빈의 성능에 미치는 영향 에 대해 연구할 필요성이 있다.

Fig. 8은 입구유속 3.6 m/s일 때의 주 터빈 표면에서 속도 벡터와 유선 등의 결과를 동시에 나타내었다. 블레이드 표 면을 따라 반경방향으로 진행하는 반경류의 형성을 표면 유 선으로부터 흐름을 이탈시키는 역할을 하고 있음을 알 수 있다. 2차원 단면의 속도 벡터를 나타낸 부분을 살펴보면 블 레이드 회전방향 속도 성분이 지배적임을 알 수 있으나, 블 레이드 표면 근처에서는 반경방향 속도 성분 또한 크게 나 타나고 있음을 알 수 있다(Kim et al., 2010).

Fig. 9은 상반회전 터빈의 3차원 후류의 형태를 나타내고 있다. 보조터빈과 주터빈의 부압면에서 유속이 증가할수록 강한와류가 발생하는 것을 알 수 있다. 터빈으로 유입되는 흐 름은 회전하는 터빈에 대한 영향으로 하류(down stream)쪽으 로 발달되는 후류를 발생시키게 된다. 이때 발생하는 후류는

허브와 가까운 위치에서 발생하는 중심와류(central vortex)와 팁 부분에서 발생하는 팁 와류(tip vortex)의 두 가지로 구분된 다. 일반적으로 터빈의 후방으로 발달하는 후류구조는 회전 속도가 빨라질수록 팁 와류의 간격이 점점 좁아지게 되며, 상 당히 복잡한 구조의 3차원 와류를 발생시키게 된다.

Fig. 7. Tip and hub vortices generation(Vin=3.6 m/s).

Fig. 8. Overlapped visualization results on the rotor surface (Vin=3.6 m/s).

4.2 출력곡선

출력계수(power coefficient, Cp)와 날개끝 속도비(tip speed ratio)  는 각각 식(1), (2)와 같다.

_{ }



_∞^

_

 _



(1)

  _∞



(2)

여기에서 _

[N·m]는 보조터빈의 걸리는 토크, _

[N·m]는

주 터빈의 걸리는 토크, [rad/s]는 로터의 각속도, [kg/m³]는 유체의 밀도, A[m²]는 로터의 유입면적(A=R²), R[m]은 로터 의 반지름(R = D/2)이며, _∞[m/s]는 로터 유입속도이다(Kim et al., 2012; Cho et al., 2005).

(a) Vin = 1.6 m/s

(b) Vin = 1.8 m/s

(c) Vin = 3.6 m/s

Fig. 9. Visualization of wake geometry on the dual turbine at various Vin.

Fig. 10. Comparision of the power and power coefficient between single and dual turbine.

Fig. 10은 단일 터빈과 상반회전 터빈에 대해 유속 1.6 m/s 에서 3.6 m/s까지 0.4 m/s 간격으로 증가시켰으며, 이에 따른 출력과 출력계수를 나타내고 있다. 정격유속 2 m/s인 경우, 단일 터빈은 출력은 98.08 kW이며, 출력계수는 0.476을 얻었 다. 상반회전 터빈의 경우는 동일 조건에서 터빈의 출력은 101.82 kW이며, 출력계수는 0.495를 얻었다. 상반회전 터빈의 경우 단일 터빈보다 출력은 3.8 % 증가하였으며, 출력계수는 1.9 % 증가하였다.

수치해석 결과 보조 터빈의 회전에 의해 발생하는 후류의 영향이 조류 발전 시스템의 출력 특성 및 성능에 매우 중요 한 역할을 한다는 것을 확인 할 수 있었다.

5. 결 론

본 연구에서는 단일 터빈과 상반회전 터빈의 기본설계의 데이터를 바탕으로 성능예측과 유동특성을 분석하여 다음 과 같은 결론을 얻었다.

1. 상반회전 터빈은 정격출력 조건인 2 m/s일 때 최대 출 력계수 0.495를 얻을 수 있었으며, 출력은 101.82 kW를 얻었 다. 유속이 증가할수록 상반회전 터빈의 출력은 단일터빈보 다 지속적으로 증가하였다.

2. 상반회전 터빈은 단일 터빈보다 출력은 3.7 %, 출력계 수는 1.9 % 증가하였다.

3. 보조 터빈의 회전에 의해 발생하는 후류의 영향이 주 터빈의 출력에 상당한 영향을 초래한다는 것을 확인할 수 있었다.

4. 터빈 국부단면 흐름 특성으로부터 표면을 따라 반경반 향으로 진행하는 반경류의 형성을 표면 유선으로부터 확인

할 수 있으며, 터빈의 회전방향 속도 성분이 지배적임을 알 수 있었다.

5. 풍력에서 사용하는 개념을 그대로 사용하고 있는 조류 발전용 터빈을 조류의 특성에 맞게 변형시켜 터빈 성능 확 인이 필요하며, 시간 및 주변의 환경에 따라 다양하게 변화 하는 조류의 흐름을 고려한 터빈 설계 연구의 기초로써 유 속변화에 대한 CFD 해석이 필요하다고 판단된다.

후 기

본 연구는 김문오의 석사학위논문(“수평축 풍력 및 조류 발전용 터빈 블레이드 최적설계와 성능해석에 관한 연구”, 한국해양대학교 대학원)의 일부를 개선한 것이다.

References

[1] Jo, C. H.(2007), Ocean Current Power Characteristic and internal-external technology development trend, The Journal of Korean Solar Energy Society, Vol. 6, No. 1, pp. 9-19.

[2] Jung, H. J., S. H. Rhee, M. S. Song and B. S. Hyun(2009), A Numerical Study of Unsteady Flow around a Vertical Axis Turbine for Tidal Current Energy Conversion, Journal of the Korea Society for Marine Environmental Engineering, Vol. 12, No. 1, pp. 9-14.

[3] Kim, M. O., C. G. Kim, Y. T. Kim and Y. H. Lee(2010), A Performance Estimate of 5kW HAWTs by CFD, Korea Wind Energy Association, pp. 47-52.

[4] Kim, M. O.(2011), A Study on the Optimum Blade Design and Performance Analysis for Horizontal Axis Wind Turbine

& Tidal Current Turbine, Master's thesis, pp. 74-75.

[5] Kim, B. S.(2005), A Study on the Optimun Blade Design and the Aerodynamic Performance Analysis for the Horizontal Axis Wind Turbines, Doctor's thesis, pp. 60-61.

[6] Kim, B. G., C. J. Yang and M. S. Choi(2012), A Study on the Performance of an 100 kW Class Tidal Current Turbine, Journal of the Korean Society of Marine Environment &

Safety, pp. 145-152.

[7] Cho, Y. M., T. S. No, S. N. Jung and J. Y. Kim(2005), Performance Analysis and Pitch Control of Dual-Rotor Wind Turbine Generator System, The Korean Society for Aeronautical & Space Sciences, Vol. 6, pp. 40-50.

[8] ANSYS Inc(2007), ANSYS Documentation, Version 11.

[9] Menter, F. R.(1993), Zonal Two Equation    Turbulence Model for Aerodynamic Flow, AIAA, pp. 93-2906.

원고접수일 : 2014년 07월 08일

원고수정일 : 2014년 10월 08일 (1차) 2014년 10월 23일 (2차) 게재확정일 : 2014년 10월 28일