* ㈜젠텍엔지니어링, 해양구조사업부 (교신저자)
** ㈜젠텍엔지니어링, 해양구조사업부
*** ㈜젠텍엔지니어링, 대표이사
**** 한국조선해양기자재연구원, 부산연구본부 E-mail : [email protected]
DOI : https://www.doi.org/10.33519/kwea.2020.11.1.003 Received : January 15, 2020, Revised : March 24, 2020 Accepted : March 25, 2020
1. 서 론
최근 들어 한국 정부에서는 국내 재생에너지 개발 을 촉진하기 위해 ‘재생에너지 3020 이행 계획’을 시행 하였다. ‘재생에너지 3020 이행 계획’은 국내에 설치 재 생에너지 비중을 2016년 기준 7.0 %에서 2030년까지 약 20 %로 발전량을 증가시키는 것을 목표로 발표하 였다. 또한, 2030년까지 추가적인 국내 풍력용량을 약 16 GW로 약 3 GW 육상풍력과 약 13 GW 해상풍력
풍력에너지저널 pp. 28~37
해상풍력 초대구경 모노파일 직립시스템 개발
1)이두호
*
․최한식**
․최병렬***
․이강희****
․박성규****
Development of Upending System for XL Monopiles for OWP
Du Ho Lee
*
, Han SiK Choi**
, Byeong-Ryeol Choi***
, Kang Hee Lee****
and Sung Kyu Park****
Key Words : XL monopile (초대구경 모노파일), Upending system (직립시스템), Installation (설치), Structural performance (구조성능), Offshore wind power (해상풍력발전)
ABSTRACT
As the installation water depth of offshore wind turbines increases and their capacity is enlarged, the construction cases of XL monopiles has been growing in Europe. In addition, the development of installation systems has also increased to ensure the safety and workability of XL monopile installation. In this study, an upending system for XL monopiles was developed to secure the construction safety and workability of XL monopiles. The upending system is a temporary structure that can improve workability and prevent buckling and deformation of XL monopiles when a crane upends a XL monopile. The upending system is designed for the diameter, length and weight of XL monopiles, and in this study, it was designed to take into account D= 7 m, t= 100 mm, L= 41.6 m, and total weight of 1,000 tons. Rigid dynamics analysis was carried out to check the upending operation, and the interference of members was confirmed. In addition, the structural performance was examined with static and dynamic structural analyses of the upending system. Based on this study, it is expected that safe and economical installation will be achieved by applying the XL monopile upending system.
기호설명
: 직립각도 [°]
: 무게중심부터 받침부재까지 거리 [m]
: 무게중심부터 크레인 연결부까지 거리 [m]
: 모노파일 중량 [ton]
: 모노파일 무게중심
으로 계획하고 있다 [1, 2]. 이로 인해 국내 연안을 중 심으로 해상풍력단지 개발에 대한 관심이 집중되고 있 으며, 경제적인 해상풍력 단지 조성을 위하여 다양한 연구가 진행되고 있다 [3, 4].
Fig. 1 Capital costs of two 4 MW offshore turbines compared to one 8 MW turbine
Fig. 1은 해상풍력터빈의 용량에 따른 지출 비용을 비교하였으며, Fig. 1에서 알 수 있는 것과 같이 지출 규모는 터빈의 용량보다는 설치되는 개수에 더 영향이 큰 것을 알 수 있다 [5]. 풍력단지의 설치 및 시공비용 은 육상풍력의 경우 전체 비용 중 약 6 %를 차지하는 반면, 해상풍력의 경우 약 3배 이상 증가되어 약 18 %
∼ 21 %를 차지하였다 [6]. 또한, 해상풍력의 경우 터 빈의 운영횟수를 절반으로 줄일 경우 총비용의 약 4
%가 감소되었다 [7].
이와 같이 대형 터빈을 적용하여 해상풍력 단지의 터빈 개수를 줄일 경우 보다 경제적인 해상풍력 단지 조성이 가능하여 유럽에서는 최근 들어 대형 터빈에 대한 안전성 확보가 가능한 초대구경(XL) 모노파일을 설치하는 빈도가 증가되고 있는 추세이다. Fig 2는 터 빈의 대형화 및 설치수심이 깊어짐에 따라 설계되는 모노파일이 점차적으로 대형화되는 추세를 나타낸다 [8]. Fig. 2에서 알 수 있는 것과 같이 모노파일의 직 경은 점차적으로 증가되고 있으며, 터빈용량 8 MW이 상의 대형 터빈을 설치할 경우 직경 7.0 m 이상의 초 대구경 모노파일이 적용되었다.
국내에서는 ㈜두산중공업에서 국책과제를 통하여 8 MW급 해상풍력 터빈을 개발하고 있으며, 앞으로 개 발될 해상풍력단지에 적용하여 보다 경제적인 단지 개 발이 가능할 것으로 보인다. 이로 인해 국내에서도 대
형터빈 설치가 가능한 초대구경 모노파일에 대한 관심 이 높아지면서 초대구경 모노파일을 설치할 수 있는 장비 및 설치시스템에 대한 관심도 집중되고 있다.
Fig. 2 Size matters of monopiles
본 연구에서는 국내 설치를 위한 해상풍력 초대구 경 모노파일의 시공 안전성 및 경제성 확보를 위하여 초대구경 모노파일 직립시스템을 개발하였다.
2. 초대구경 모노파일 직립시스템
모노파일은 전세계적으로 가장 많이 적용되고 있는 지지구조물 형식이며, 일반적으로 구조물 길이의 40 %
∼ 50 %가 해저면 아래에 관입되는 기초 형식이다 [9, 10]. 경제적인 해상풍력 단지조성을 위해서 유럽에서는 초대구경 모노파일 설치가 증가되고 있으며, 초대구경 모노파일 설치 시 시공 안전성 및 작업성을 확보하기 위해 모노파일 설치 시 수직으로 직립되는 것을 보조 하는 설치시스템이 필요하다.
Fig. 3 Upending of XL monopiles
Fig. 3은 해상풍력 시공장비 분야 대표기업인 IHC 에서 개발된 1,400 톤급 직립시스템을 나타내며 [11], Fig. 3과 같이 직립시스템은 초대구경 모노파일 단부 를 크레인에 연결하여 모노파일을 직립할 때 좌굴 및
변형에 대한 모노파일의 구조안전성을 확보하고, 회전 운동을 원활하도록 하여 작업성을 향상시키는 목적을 갖는다 [12].
Support Frame Main Frame Hinge connection
Fig. 4 Components of upending system
본 연구에서는 초대구경 모노파일 시공 안전성 및 작업성 확보를 위하여 직립시스템을 개발하였으며, 국 내 해상풍력 단지에 적용하기 위하여 경제적인 구조체 설계에 초점을 두었다. Fig. 4는 초대구경 모노파일 직 립시스템 개념(안)을 나타내며, 제작 비용을 절감하기 위해 강관을 이용한 프레임구조로 설계하였다. 초대구 경 모노파일 직립시스템은 Fig. 4와 같이 주 부재 (Main Frame)와 받침 부재(Support Frame)로 이루어 져 있으며, 두 부재는 힌지 연결부로 인해 연결되어 있다. 주 부재는 잭업(Jack-up) 바지선에 용접으로 설 치되며, 용접을 위한 2차 부재는 검토에서 제외하였다.
Fig. 5 Concept of upending for XL monopile
받침 부재는 초대구경 모노파일 직립과정 중 모노 파일 각도가 증가되어 모노파일이 수직방향으로 슬립 되는 것을 방지한다. 또한, 전체 구조계 관점에서는 받 침 부재가 시스템의 지점 역할을 하여 힌지 연결부의 회전운동이 원활하도록 한다.
Fig. 5는 직립시스템을 적용한 초대구경 모노파일 직립과정을 나타내는 모식도이며, 설계 시 바지선과 직립시스템 용접을 위해서 비구조부재를 직립시스템과 바지선 사이에 두어 용접 길이를 확보하여야 한다. 직 립 대상인 초대구경 모노파일의 직경(D)은 7.0 m, 두 께(t) 100 mm, 길이(L) 41.6 m 및 중량(W) 1,000 톤을 목표로 직립시스템의 허용용량을 설정하였다. 하지만, 직립시스템의 허용용량은 1,000 톤의 모노파일 중량 전체를 저항하는 구조가 아니며, 크레인의 인양하중을 제외한 하중에 대하여 구조성능 확보가 필요하다. 이 로 인해 직립시스템은 설치되는 초대구경 모노파일의 직경, 길이 및 크레인의 용량에 따라 설계되는 구조물 로 해상풍력 단지 조성 시 설계된 모노파일의 제원 및 시공 장비를 고려하여 적합한 설계치를 도출하는 임시 (Temporary) 구조물이라 할 수 있다.
직립시스템 설계를 위해서는 가장 먼저 초대구경 모노파일의 작업 및 설치 환경에 대한 계획이 필요하 며, 초대구경 모노파일 설치 시 필요한 장비를 선정하 여야 한다. 본 연구에서는 크레인이 설치된 잭업바지 를 대상으로 하였다. 또한, 모노파일의 운송도 동일한 잭업바지를 이용하는 것으로 계획하였다. 이와 같은 계획에 따라 설계 시 고려 인자에 대한 변동이 생기며, 본 연구의 계획(Jack-up barge, fixed crane and one vessel)은 육상에서 작업하는 환경조건과 가장 유사한 조건이라 할 수 있다 [10]. 즉, 환경외력 중 파랑에 대 한 동요를 배제하여 설계가 가능하다. 직립시스템의 개념설계는 DNVGL 규정을 기반으로 수행하였으며 [13, 14], 한계상태설계법을 적용하였다. 본 논문에서는 설계에 대한 내용은 생략하였으며, 직립시스템 구조성 능 검증에 대한 내용을 중심으로 작성하였다.
3. 직립시스템 구조성능
3.1 크레인 최적 안전작업하중 도출
직립시스템의 구조성능은 초대구경 모노파일의 중 량이 지배적이며, 크레인의 작업 하중에 따라 직립시 스템이 지지하는 모노파일의 중량은 상이하다. 이로
인해 직립시스템의 합리적인 설계를 위해서는 직립시 스템의 구조성능을 상호 보완할 수 있는 최적 안전작 업하중(Safe Working Load, SWL) 도출이 필요하다.
크레인 최적 안전작업하중 도출을 위해 모노파일 직립각도에 따른 모노파일 중량과 크레인 작업하중이 평형을 이루는 것으로 가정하여 Fig. 6과 같이 직립되 는 초대구경 모노파일에 대한 자유물체도를 제시하여 직립시스템에 작용하는 반력을 계산하였다. 반력 A와 반력 B는 직립시스템의 받침부재에서 모노파일을 지지 하는 반력을 나타내며, 모노파일을 기준으로 A반력은 축방향 및 B반력은 수직방향의 값을 가진다. 반력 C는 크레인의 인양케이블과 연결되는 크레인 작업하중으로 수직 방향의 성분을 가지며, 이 반력이 크레인의 최적 안전작업하중을 나타낸다.
Fig. 6 Free body diagram of XL monopile on upending system
Fig. 6의 자유물체도에 대해 평형방정식은 식(1) ∼ 식(3)과 같이 나타낼 수 있다. 여기서, W는 모노파일 의 중량이고 는 직립각도를 나타낸다.sin cos
(1)
cos sin
(2)
cos (3)
식(1) ∼ 식(3)을 연립하여 반력을 구하면 식(4) ∼ 식(6)과 같으며, 여기서, 톤,
m,
m 이다.
sin
(4)
cos
(5)
(6)
Table. 1은 위의 식으로 계산된 직립각도에 따른 반
력을 나타내며, Table. 1의 반력을 Fig. 7과 같이 그래 프로 나타내었다.
Table. 1 Reaction forces depending on upending angle
[degree] A [ton] B [ton] C [ton]
0 0 600.56 399.44
10 104.29 591.44 399.44
20 205.4 564.34 399.44
30 300.28 520.1 399.44
40 386.03 460.06 399.44
50 460.06 386.03 399.44
60 520.1 300.28 399.44
70 564.34 205.4 399.44
80 591.44 104.29 399.44
90 600.56 0 399.44
Fig. 7에서 알 수 있는 것과 같이 직립각도가 증가 할수록 반력 A는 증가하는 반면에, 반력 B는 감소되 는 것을 확인할 수 있다. 즉, 초대구경 모노파일이 직 립될수록 받침부재 중 A에 위치하는 부재에 대한 영 향이 증가되는 것을 알 수 있다. 크레인 안전작업하중 을 나타내는 반력 C는 식(6)의 계산결과로 약 400 톤 으로 일정한 것으로 확인할 수 있다. 이로 인해, 초대 구경 모노파일 직립 시 크레인의 최적 안전작업하중은 400 톤이라 할 수 있다. 크레인의 최적 안전작업하중 은 직립시스템 과다 설계를 방지할 수 있으며, 크레인 운영 시에도 안전성 확보를 위한 중요한 인자로 활용 이 가능할 것으로 판단된다.
0 100 200 300 400 500 600 700
0 30 60 90
R ea ct io n F o rc e [t o n ]
Degree [°]
A B C
Fig. 7 Reaction force depending on upending angles
3.2 직립시스템 구동(Operating)성능
2D 환경에서 설계되는 직립시스템은 3D 환경에서 초대구경 모노파일의 직립과정에서 구조물에 발생되는 결함을 사전에 검토해야 하며, 구조물에 발생될 수 있 는 결함은 부재 간의 간섭이나 연결부의 회전운동 등 을 검토하여 직립시스템의 구동 성능을 평가하는 것이 필요하다.
직립시스템의 전반적인 구동성능 검토를 위하여 Fig. 8과 같이 직립시스템과 초대구경 모노파일의 3D 해석모델링을 수행하였으며, 직립시스템의 직립과정 시뮬레이션을 통하여 구동성능을 검토하였다. 직립시 스템의 구동성능 시뮬레이션은 범용 유한요소 해석프 로그램 ANSYS mechanical을 이용하여 rigid dyna -mics 해석을 수행하였다.
Fig. 8 Boundary Conditions for Upending Simulation
Fig. 8과 Table 2는 Rigid Dynamics 해석의 경계조 건을 나타낸다. Fig 8과 같이 직립시스템이 바지선에 설치되는 위치인 주요 부재 하부 Section A는 용접을 고려하여 모든 자유도에 대해 구속되며, 크레인의 인 양 케이블과 연결되는 Section B는 Z 방향으로 변위하 중을 작용하여 초대구경 모노파일이 90 ° 직립 될 때 까지 시뮬레이션을 수행하였다. 또한, 시스템의 부재 간섭 및 연결부 거동 등을 검토하여 작업 상황에 대한 구동성능을 평가하였다.Table. 2 Degree of freedom at section A and B
D.O.F Section A Section B
UX Fix Free
UY Fix Free
UZ Fix Step displacement
RX Fix Free
RY Fix Free
RZ Fix Free
(a) step 1 / 77(1.2 °) (b) step 15 / 77(17.5 °)
(c) step 34 / 77(39.7 °) (d) step 77 / 77(90 °) Fig. 9 Upending simulation using rigid dynamics
Fig. 9는 Rigid Dynamics 해석결과인 초대구경 모 노파일 직립각도에 따른 구동형상을 나타낸다. Fig. 9 에서 알 수 있는 것과 같이 직립시스템의 주요부재와 받침부재는 힌지 연결부에서 정상적으로 회전되는 것 을 확인할 수 있다. 또한, Fig. 10과 같이 모노파일이 90 ° 직립 될 때 각 부재 간 간섭이 발생되지 않는 것 을 확인할 수 있으며, 직립시스템의 구동성능이 만족 되는 것을 확인할 수 있다.(a) Side (b) Front
(c) Plan
.
Fig. 10 Operating performance at 90 degree
3.3 직립시스템 정적 구조성능
초대구경 모노파일 직립시스템의 구조성능 검토를 위하여 정적 구조해석과 동적 구조해석을 수행하였다.
직립시스템의 정적 구조해석은 직립시스템에 발생되는 응력분포를 상세히 검토하기 위해 수행하였으며, 모노 파일 직립과정을 각도에 따라 나누어 고려하였다.
Fig. 10은 구조해석을 위한 3D 해석모델 형상을 나 타내며, 정적 구조해석은 초대구경 모노파일의 직립 각도에 따라 직립시스템에 발생되는 단면응력을 바탕 으로 구조성능을 검토하였다. 직립각도는 0 ° ∼ 75 ° 까지 15 ° 간격으로 총 6가지 케이스를 고려하였다. 직 립각도 90 ° 에서는 크레인 인양하중을 증가시켜 모노 파일 설치 위치로 인양하기 때문에 직립시스템에 작용 하는 하중 영향이 감소하게 되어 해석조건에서 제외하 였다. Fig. 10과 같이 정적 구조해석에서는 인양 케이 블을 해석모델에서 제외하고 경계조건(Remote point) 으로 대체하였다. 직립시스템의 강재는 해양구조물 설 계 시 가장 많이 사용되는 EN 규격 S355 구조용 강재 를 적용하였으며, 물성치는 Table 3에 나타내었다.
해석모델은 Fig. 11과 같이 유한요소 해석을 위해 격자를 형성하였다. Fig. 11은 해석모델의 격자를 나타 내며, 솔리드(Solid) 요소 중 육면체(Hexa-hedron) 요 소와 사면체(Tetra-hedrons) 요소를 혼합하여 격자의 품질을 향상하였다. 해석모델의 절점 수는 167,959개, 요소 수는 187,710개를 사용하였으며, 정적 구조해석은 범용 유한요소 해석프로그램 ANSYS mechanical을 이 용하여 진행하였다.
Stopper
Fig. 10 3D model of monopile and upending system
Table. 3 Mechanical material properties of S355 steel Material Density
[kg/m 3 ]
Young’s modulus [MPa]
Poisson’s ratio
Yield strength
[MPa]
S355 7,850 200,000 0.3 345
Fig. 11 Finite element model of upending system
정적 구조해석을 위한 하중 및 경계조건은 Fig. 12 에 나타내었으며, 하중조건은 전체 모델에 대해 중력 가속도를 적용하여 초대구경 모노파일의 자중을 고려 하였다. 경계조건은 Fig. 12와 같이 직립시스템 주요부 재 하부를 자유도를 모두 구속하여 고정하였으며, 직 립 각도별로 인양케이블이 설치되는 위치에서 Z 방향 으로 구속하였다. 이와 같은 경계조건은 크레인 최적 안전작업하중으로 인해 직립각도에 대하여 구조물에 작용하는 힘의 평형이 되는 것으로 가정하였다.Fig. 12 Load and boundary conditions for static analysis
(a) 0 degree (b) 15 degree
(c) 30 degree (d) 45 degree
(e) 60 degree (f) 75 degree Fig. 13 Von-mises stress of upending system(static analysis)
직립시스템의 정적구조해석 결과는 Fig. 13과 같이 직립각도에 따른 Von-mises 응력분포로 나타내었다.
Fig. 13에서 알 수 있는 것과 같이 각도가 증가할수록 받침부재에서 최대 응력도 증가되는 것을 확인할 수 있다. 또한 직립각도 75 °일 때 311 MPa로 최대 Von-mises 응력이 발생되는 것을 알 수 있으며, 구조 적으로 가장 취약한 위치인 것을 확인하였다. 하지만, 정적해석 결과 모든 직립각도에서 S355 강재의 항복강 도보다 낮은 최대 응력을 나타내어 직립시스템의 구조 성능이 확보되는 것을 확인하였다. 향후 구조 취약부 인 각 부재 연결부의 상세검토를 통한 부재 최적화 및 보완을 수행할 예정이다.
3.2.3 직립시스템 동적 구조성능
직립시스템은 초대구경 모노파일을 수직으로 직립 시키기 위해 일정한 속도로 0 ° ∼ 90 °로 회전운동을 하며, 이로 인해 운동에 따른 관성의 영향을 고려하여 동적 구조성능을 고려하여야 한다. 1,000 톤급 초대구 경 모노파일을 직립할 수 있는 1,500 톤급 해상크레인 의 인양속도는 약 1 m/min 이며 [15], 해양 환경조건 에 따라 인양속도는 조금씩 변경될 수 있다. 본 연구 에서는 초대구경 모노파일의 시공 안전성 확보를 위하 여 인양속도를 최소로 적용하여 직립 시 회전운동에 따른 관성력의 영향을 고려하였다.
동적 구조해석은 직립시스템이 초기상태에서 90 ° 직립할 때까지 거동하는 과정에 대하여 시간이력 해석 을 수행하였으며, 시간에 따른 반력의 변화를 검토하 여 크레인 최적 안전작업하중을 해석적으로 검증하였 다.
A B
C
Fig. 14 Conditions of Dynamic Analysis
동적구조 해석모델은 Fig. 14와 같이 인양케이블을 모델링 하였으며, 인양케이블은 인장에만 저항 (Tension only)하는 빔(Beam)요소를 사용하였다. Fig.
14는 시간이력 해석을 위한 하중 및 경계조건을 나타 내었으다. 하중조건은 Fig. 14와 같이 초대구경 모노파 일의 직립 시 크레인 탑의 이동경로를 변위하중으로 적용하였으며, 변위하중은 Fig. 15에 나타내었다. 크레 인 탑의 이동속도는 일반적인 대형 해상 크레인 인양 속도 약 1 m/min 이며, 90 ° 직립되는 시간은 3,300 s 가 소요되어 시간이력 해석의 총 해석시간은 3,300 s 를 적용하였다. 직립시스템의 시간이력해석은 ANSYS mechanical을 이용하여 transient 해석을 수행하였다.
-35 -25 -15 -5 5 15 25 35
0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500
D is p la ce m e n t( m )
Time [s]
x-axis
z-axis
Fig. 15 Displacement path of lifting cable
(a) 182 sec (b) 911 sec
(c) 1,639 sec (d) 2,368 sec
(e) 3,097 sec (f) 3,279 sec Fig. 16 Von-mises stress of main frame(dynamic analysis)
직립시스템의 동적해석 결과는 Fig. 16과 Fig. 17에 나타내었으며, Fig. 16은 주요부재 및 Fig. 17은 받침 부재의 Von-mises 응력분포를 나누어 나타내었다.
Fig. 16에서 알 수 있는 것과 같이 직립시스템 주요부 재의 경우 0 s에서 3,300 s까지 응력분포 및 수치의 변 동 없이 일정한 것을 확인할 수 있으며, 주요부재 중 받침부재와 근접한 수직부재에서 최대응력 161 MPa가 발생되는 것을 확인하였다. 하지만, 직립시스템 받침부 재에서는 시간에 따라 응력분포 및 수치가 상이한 것 을 확인할 수 있으며, 직립각도가 증가할수록 스토퍼 (Stopper) 부재에서 최대응력 325 MPa 발생되는 것을 알 수 있다. 시간이력 해석결과에서도 직립시스템의 구조성능은 재료의 항복응력과 비교하여 약 6 % 여유 치를 나타내며 동적 구조성능이 만족되는 것을 확인하 였다.
Fig. 18은 시간이력해석 결과 Fig. 14에 나타낸 A, B 및 C 지점에서 시간에 따라 도출되는 반력을 나타 낸다. Fig. 18에서 알 수 있는 것과 같이 초대구경 모 노파일 직립 초기에는 받침부재 중 B 지점에서 하중이 크게 작용되며, 직립각도 증가함에 따라 A 지점의 하 중 분담이 증가되는 것을 확인할 수 있다. 또한, 크레 인 인양하중인 C 반력은 직립과정에서 약 400 톤의 일 정한 반력이 발생되는 것을 확인하였다.
(a) 182 sec (b) 911 sec
(c) 1,639 sec (d) 2,368 sec
(e) 3,097 sec (f) 3,279 sec Fig. 17 Von-mises stress of support frame(dynamic analysis)
이 결과들은 앞에서 평형방정식의 계산을 통해 도 출된 Fig. 7의 반력과 동일한 경향을 나타내므로, 신뢰 성 있는 해석결과로 판단된다. 직립 각도가 90 ° 에 가 까워지면서 Fig. 18과 같이 A와 C의 반력이 불안정해 지는데, 이는 힘의 평형을 만족하는 해가 많아지면서 수치적으로 계산이 불안정해지기 때문인 것으로 판단 된다.
0 100 200 300 400 500 600 700 800
0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500
R ea ct io n F o rc e [t o n ]
Time [s]
A B C
Fig. 18 Reaction force results from dynamic analysis
4. 결 론
본 연구에서는 초대구경 모노파일 설치 시 시공 안 전성 및 작업성 확보를 위한 초대구경 모노파일 직립 시스템을 개발하였으며, 다양한 구조해석 방법을 통하 여 구동성능 및 정/동적 구조성능을 검토하였다.
(1) 본 연구에서는 제작비 절감을 위해 강관을 이용 한 프레임 구조형식의 초대구경 모노파일 직립 시스템을 개발하였다.
(2) 초대구경 모노파일 직립을 위한 크레인 최적 안 전작업하중을 검토하였으며, 수계산 및 수치해석 을 통하여 약 400톤으로 계산되었다.
(3) Rigid dynamics를 통하여 직립시스템 구동성능 검토하였으며, 초대구경 모노파일 직립과정에서 부재 간섭이 발생되지 않는 것을 확인하였다.
(4) 초대구경 모노파일 직립과정 0 ° ∼ 75 °를 총 6케이스로 나누어 정적 구조해석을 수행하였으 며, 직립각도 75 °일 때 최대 Von-mises 응력이 발생되지만 직립시스템의 구조성능은 만족되는 것을 확인하였다.
(5) 또한, 초대구경 모노파일 직립각도가 증가할수 록 받침부재가 분담하는 하중비율도 증가하였으 며, 이로 인해 직립각도가 90 °에 근접할 경우 직립시스템의 받침부재의 하중분담을 감소하기 위해 크레인 작업하중을 점차 증가시켜 인양하 면 시공 안전성이 향상될 것으로 사료된다.
(6) 초대구경 모노파일 직립 시 회전운동에 따른 관 성력을 고려하기 위해 시간이력 해석을 수행하 였으며, 직립시스템의 받침부재 및 주요부재 모 두 구조성능이 만족되는 것을 확인하였다.
후기
본 연구는 산업통상자원부(MOTIE)와 한국에너지기 술평가원(KETEP)의 지원을 받아 수행한 연구 과제입 니다. (No. 20183010025540)
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[5] BVG Associates, 2012, Offshore wind Cost Reduction Pathways, features and performance are available online:http://www.thecrownestate .co.uk/media /5643/ei-bvg-owcrp-technology- workstream.pdf.
[6] Moné, C., Smith, A., Maples, B., and Hand, M., 2015, “2013 Cost of Wind Energy”, NREL/TP-5000-63267, National Renewable Energy Laboratory, p. 31.
[7] The Crown Estate, 2012, Offshore Wind Cost Reduction: Pathways Study.
[8] A2SEANEWS, 2014, Size Matters, features and performance are available online:https://a2seanews.
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[9] Kaiser, M. J. and Snyder, B., 2010, Offshore Wind Energy Installation and Decommissioning Cost Estimation in the US Outer Continental Shelf. Energy Research Group LLC, p. 19.
[10] Fride, M. B., 2016, Numerical Simulation of Installation of XL Monopile for Offshore Wind Turbines, Norwegian University of Science and Technology, p. 6.
[11] IHC, 2016, Ihc Iqip Delivers New 1400t Upending Tool to Seaway Heavy Lifting, features and performance are available online: https://www.
royalihc.com/en/news/ihc-iqip-delivers-new-1400t -upending-tool-to-seaway-heavy-lifting.
[12] Shi D., 2016, Numerical Simulations for Lift-off
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[13] DNVGL, 2011, Marine Operations, General, DNV-OS-H101.
[14] DNVGL, 2012, Marine Operations, Design and Fabrication, DNV-OS-H101.
[15] MeLCAL, 2015, Technical Specification Offshore AHC Crane Stiff Boom JL750TAHC, p. 6.
