* 고등기술연구원, 플랜트엔지니어링센터 (교신저자)
** 고등기술연구원, 플랜트엔지니어링센터 E-mail : [email protected].
DOI : https://www.doi.org/10.33519/kwea.2020.11.4.002
ISSN : 2093-5099 (Print), 2733-9467 (Online) Received : August 14, 2020, Revised : September 22, 2020 Accepted : September 23, 2020
풍력에너지저널 pp. 12~22
정상 운전조건 중 반잠수식 플랫폼의 평형 자세에 따른 부유식 해상풍력 시스템의 하중 완화 연구
김정태*․김관수**․고혁준**․김현종**․박종포**
Load Mitigation on a Floating Offshore Wind System from the Equilibrium Position of a Semi-submersible Platform in
Normal Operation Conditions
Jungtae Kim*, Kwansu Kim**, Hyeokjun Koh**, Hyunjong Kim** and Jongpo Park**
Key Words : Floating offshore wind system (부유식해상풍시스템), Ballast (평형수), Hybrid model (혼합모델), Load mitigation (하중완화), Steady-state analysis (정상상태해석), Load analysis (하중해석), DEL (손상등가하중)
ABSTRACT1)
Rotor thrust causes the tilt of floating offshore wind systems. Due to wind-induced inclination, not only does the power performance of the wind turbine decrease, but also the load of the floating offshore wind system increases. In this study, to investigate the effects of load mitigation on a floating offshore wind system, the inclination of the floating offshore wind system is straightened by adjusting the amount of ballast water in the floater. The coupled aero-hydro-servo-elastic simulation code FAST is used to perform the load analysis. Then the short-term fatigue damage is calculated using MCrunch based on rainflow counting and Miner’s rule. As a result of dynamic analysis, it was found that the power performance is improved and the bending moment of the tower base is mitigated by ballasting. However, in the case of fatigue load, it was shown that load mitigation is insignificant from the results of DEL.
기호설명 : 허브 높이에서의 10분 평균풍속 [m/s]
: 유의파고 [m]
: 첨두주기 [s]
: 유속 [m/s]
: 굽힘 모멘트 [kN·m]
: Center of Mass
: Still Water Level
: Base Column
: Upper Column
1. 서 론
1.1 부유식 해상풍력 연구 동향
풍력산업은 전체 시스템 비용 절감과 에너지 생산 량 향상을 위해 10 MW급 이상의 대형 터빈을 개발하 는 추세를 보인다 [1]. 국내의 경우 두산중공업이 8 MW급 해상풍력터빈을 개발하고 있고, 해외는 GE Renewable Energy에서 세계 최대 규모로 12 MW급 해상풍력터빈 개발하여 현재 인증 절차를 진행하고 있 다.
대형화된 풍력 터빈은 운반, 설치 등의 문제로 해상 에 설치하기 시작했다. 영국, 독일 등 유럽을 중심으로 해상풍력터빈을 설치하기 시작했고, 최근에는 중국, 대 만 등 아시아에서도 해상풍력터빈 설치량이 급격히 증 가하고 있다 [2]. 국내 해상풍력발전은 기존 육상풍력 발전의 부지 확보 및 주민 수용성 등의 문제로 인한 풍력산업 확산의 어려움을 극복할 수 있는 대안으로 떠올랐다. 현재 해상풍력의 발전단가는 다소 높으나, 정부 주도의 해상풍력 추진과 대형화, 대단지화 등의 산업경쟁력 강화를 통해 경제성을 확보하려 하고 있다 [3]. 국내 해상풍력 단지개발은 탐라해상풍력이 최초로 30 MW 규모로 2017년에 상업운전을 개시하였고, 2019 년에는 한국해상풍력(주)에서 60 MW 규모로 서남해 해상풍력의 상업운전을 개시하였다.
그러나 일반적으로 수심이 60 m(200 ft) 이상 깊어 지면 고정식 해상풍력의 경우 건설비용이 급격히 증가 하는 한계를 보인다. 풍력 산업계에서는 이러한 수심 의 한계를 극복하기 위해 Oil&Gas 산업에서 적용되는 부유식 지지구조물을 도입하여 경제성을 확보하고 있 다. 현재 유럽을 중심으로 부유식 해상풍력은 시장 진 입 단계에 있다. 노르웨이 Equinor는 Hywind [4] 스파 식(Spar) 부유체를 사용하여, 2017년 스코틀랜드 인근 해역에 세계 최초로 30 MW급 부유식 해상풍력단지의 상업운전을 개시하였고, Kincardine Offshore Wind는 WindFloat [5] 반잠수식(Semi-submersible) 부유체를 사용하여, 마찬가지로 스코틀랜드 인근 해역에 현재 50 MW급으로 부유식 해상풍력단지를 건설하고 있다.
해상풍력은 먼바다로 나아감에 따라 기존의 바람뿐 만 아니라 파도, 조류 등의 복합해상환경으로 인해 설 계의 복잡성이 증대되었다 [6]. 특히, 부유식 해상풍력 의 경우 필요한 설계하중조건 및 통합연성해석에 소요
되는 수치해석 시간이 상당히 증가하였다. 연구 초기 에는 부유체 형상 개발, 풍력터빈과 부유체 및 계류시 스템의 통합연성해석, 부유식 해상풍력 제어시스템 개 발 등에 대한 연구가 진행되어왔다 [7]. 최근에는 고정 식 해상풍력 수준으로 발전단가를 낮추기 위해 콘크리 트 방식의 부유체 개발, 계류 및 앵커시스템 최적화, 혁신적인 설치 기술 및 유지보수 방안 등에 대한 연구 가 진행되고 있다 [8].
부유식 해상풍력 시스템 동적해석에 관한 연구는 IEA의 Offshore Code Comparison Collaboration(OC3) 국제공동 프로젝트를 통해 본격적으로 해석 코드 개발 및 검증이 이루어졌다 [9]. IEA Wind task 23 OC3 phase IV(2010)에서 Equinor사의 Hywind 부유체(OC3 Hywind)를 활용하여 통합연성해석 수행 및 결과 비교 검증을 수행하였다 [10]. IEA Wind task 30 OC4 phase II(2014)에서는 DeepCwind project의 반잠수식 부유체(OC4 Semi-submersible)를 활용하여 통합하중 해석 수행 및 결과 비교 검증을 수행하였다. OC3 phase IV 보다 다양한 하중조건을 검토하였고, 손상 조건(Damage Case) 계산에서 침수 모델에 관한 연구 가 수행된 바 있으나 성능 관점이 아닌 안전성 측면에 서 검토되었다 [11]. R. Antonutti et al(2015)은 동적해 석을 수행하여, 바람에 의해 발생한 경사가 부유식 해 상풍력 시스템에 미치는 영향을 분석하였다 [12]. 밸러 스트에 관한 연구로는 Marit. I. Kvittem and Torgeir Moan(2014)이 WindFloat 부유체를 활용하여 피로 평 가 절차를 연구하였고, 연구 내용에 평형수에 의한 자 세 변화를 반영하였으나 평형수 이동 전후의 성능 비 교는 수행되지 않았다 [13]. J. Galvan et al.(2018)은 NAUTILUS 부유체 개발 중 능동 밸러스트 제어 (Active ballast system)를 구현하기 위해 풍속별 내부 평형수 조정에 의한 부유체의 물성치를 계산하였다 [14].
1.2 연구의 필요성
부유식 해상풍력 시스템은 운전 상태에서 로터 추 력에 의해 부유체의 종동요(Pitch) 경사(Tilting)가 발 생한다. 부유체의 종동요 경사는 그 경사각으로 인해 바람의 유입 각 증가 및 로터 회전반경이 축소되는 효 과를 주고, 이는 즉 터빈의 출력이 감소함을 뜻한다.
또한 정격 출력에 늦게 도달함에 따라 블레이드 피치 제어 또한 늦게 작동되어 풍력터빈이 받는 기계적 하
중이 증가하게 된다.
반잠수식(Semi-submersible) 형상 부유체의 경우, 내부 평형수(Ballast water)를 이동 시켜 부력에 의한 복원모멘트(Restoring moment)를 발생시킬 수 있다.
이러한 복원모멘트는 로터 추력에 의한 부유체 종동요 경사를 상쇄할 수 있다. 미국의 Principle Power Inc.는 Windfloat 부유체를 개발하여 해당 기술의 특허를 받 았고, Fig. 1은 그 기술을 도식적으로 나타낸다 [5].
본 연구는 이러한 부유체 자세에 따른 부유식 해상 풍력터빈의 출력성능 향상과 하중 완화에 어느 정도 영향을 주는지 동적해석을 통해 그 값을 정량화하고자 한다. 이에 아래의 3가지 사항을 중점적으로 분석하였 다.
(1) FAST v8.16의 혼합 모델(Hybrid model) 검증 후 풍속별 평형수 계산
(2) 평형수 조정 전후의 정상상태 해석 결과 비교하 여 주요 파라미터 식별
(3) 주요 파라미터의 동적해석 결과 비교를 통한 극 한 및 피로하중 저감 분석
먼저 부유식 해상풍력터빈 모델과 수치해석 방법에 대해 간략히 소개하고, 정상상태 해석을 통해 바람에 의한 경사각을 파악하였다. 그 후 부유체의 종경사를 상쇄하기 위한 평형수의 양을 칼럼별로 구하였고, 혼 합 모델을 검증하였다. 정격풍속 중 정상상태 결과 비 교를 통해 부유체의 자세에 의해 변화된 유의미한 파 라미터를 식별하였고, 정상 운전조건 중 하중해석을 수행하여 비교 분석하였다. 결과는 극한하중 및 손상 등가하중의 전·후 비교를 통해 하중저감 효과를 정량 화하였다.
Fig. 1 Active ballast system of WindFloat [5]
2. 수치해석 2.1 수치해석 모델
수치해석 모델은 미국 NREL에서 공개한 5 MW급 해상풍력터빈 [15]과 OC4 반잠수식 부유체 [16]을 사 용하였다. Fig. 2는 전반적인 형상을 나타낸다. 부유체 의 물성치를 제외한 모든 입력값은 NREL의 OC4 보 고서에서 공개한 값과 동일하게 적용하였다. 부유체의 물성치의 경우 풍속에 따라 내부 평형수 양을 조정하 여 별도로 입력하였다. 풍력터빈의 제어기 또한 NREL 에서 공개한 네거티브 댐핑 현상을 피하기 위해 튜닝 된 부유식용 제어기를 사용하였다.
Table 1은 평형수 유무에 따른 부유체의 물성치를 나타낸다. Lightship 조건은 평형수 등을 제외한 철판 의 무게만 고려한 상태이다. Operating 조건은 평형수 등을 포함하여 정상운영 시 상태이다. 일반적으로 부 유체는 단일강체(Rigid-body)로 가정하여 6-자유도 운 동을 계산한다 [17]. 본 연구에서는 FAST 내 혼합 모델(Hybrid model)을 통해 풍속별 내부 평형수의 양 을 조정한 부유체의 물성치를 사용하여 기존의 단일강 체 모델(Rigid-body model) 결과와 비교 분석하였다.
혼합 모델은 포텐셜 이론(Potential flow theory) 모델 에 스트립 이론(Strip theory) 기반으로 추가적인 요소 (Member)를 독립적으로 모델링하여 물성치를 추가한 다. 본 연구에서 사용한 혼합 모델은 Lightship 조건의 단일강체 물성치에 칼럼별 평형수를 추가하였다. 단일 강체 모델은 Operating 조건의 물성치를 사용하였다.
Fig. 2 OC4 semi-submersible platform [16]
Properties Loading condition Lightship
(Empty ballast) Operating (Full ballast) Platform mass
(kg) 3,852,180 13,473,000
CM below SWL
(m) 8.6588 13.46
Platform roll
inertia (kg·m2) 2,561,930,000 6,827,000,000 Platform pitch
inertia (kg·m2) 2,561,930,000 6,827,000,000 Platform yaw
inertia (kg·m2) 4,242,650,000 12,260,000,000 Table 1 Floating platform structural properties [16]
2.2 수치해석 방법
본 연구에서 사용한 부유식 해상풍력 시스템의 해 석 과정은 Fig. 3과 같다. 수치해석 S/W는 NREL에서 개발한 FAST v8.16 [18]을 사용하였다. 난류모델은 Turbsim [19]을 사용하여 생성하였고, 파도 및 조류 환경 조건은 FAST HydroDyn [20] 모듈 내에서 직접 입력하였다. 공력은 AeroDyn v14의 BEMT 모델을 사 용하였다. 유체력은 HydroDyn 모듈의 혼합 모델을 사 용하여 포텐셜 이론(Potential flow theory) 모델과 스 트립 이론 기반 모리슨 방정식(Morison’s equation) 모 델을 동시에 사용하였다. 기본적인 선형 계산은 포텐 셜 모델을 통해 수행하고, 점성항력, 조류하중, 밸러스 트 하중 등의 추가적인 하중은 모리슨 모델을 통해 반 영한다. HydroDyn 모듈에서 계산되는 유체력
는 식 (1)과 같다.
(1)
여기서 는 포텐셜 모델의 유체력으로 식 (2)와 같고, 는 모리슨 모델의 유체력으로 식 (3)과 같다.
(2)
는 일반적으로 WAMIT 등의 선형 포텐셜 이론 코드를 통해 계산한다. 는 파랑기진력(Wave excitation force), 는 정수압력(Hydrostatic force),
는 방사감쇠력(Radiation damping force), 은
부가질량력(Added mass force)이다.
(3)
는 모리슨 방정식의 형태로 요소(Member)를 모델링하여 요소별 유체력을 계산하는데 사용된다. 포 텐셜 이론과 같이 적용할 경우, 모리슨 방정식의 관성 력은 제외한다. 는 포텐셜 이론에서 무시된 유체점 성에 의한 항력(Viscous drag force)으로 점성항력계수 ()는 일반적으로 모형시험을 통해 구할 수 있다.
는 모리슨 요소 내부의 평형수 혹은 침수 시 발 생하는 밸러스트에 의한 하중(Force due to fluid ballasting)이고, 는 이러한 밸러스트로 인해 발 생하는 부가질량력(Added mass force due to fluid ballasting)이다.
계류시스템은 집중질량(lumped-mass) 모델 기반의 MoorDyn 모듈을 사용하여 계류라인의 관성력 및 감 쇠력과 같은 동적 효과를 반영하였다. 각각의 모듈에 서 힘을 계산하고 ElastoDyn에서 운동방정식을 푼다.
데이터의 후처리는 Mcrunch [21]를 통해 FAST의 시 계열 데이터를 통계값, 손상등가하중(DEL) 등의 결과 로 나타내었다.
Fig. 3 Analysis procedure of floating offshore wind system [18]
2.3 바람에 의한 부유체 경사
풍속별 풍력터빈의 하중 및 부유체의 경사각을 파악 하기 위해 정상상태해석(Steady-state analysis)을 수행 하였다. 정상상태해석은 균일정상바람(Uniform Steady Wind)에 의해 시간에 대해 변화가 없는 수렴된 결과이 다. 파도 및 조류는 제외하여 바람에 의한 영향만 고려 하였고, 해석 시간은 2,000초 이상의 충분한 시간을 주 어 천이 구간(Transient region)을 제거하였다.
Fig. 4는 정상상태해석 결과이다. 각각의 그래프는 풍속별 로터 출력, 토크, 발전기 출력, 스피드, 로터 추 력, 블레이드 피치, 블레이드 및 타워 기저부의 굽힘 모멘트 그리고 부유체 6-자유도 운동의 수렴 결과를 나타낸다. Fig. 4 (b) 그래프를 통해 정격풍속(Rated wind speed)인 11.4 m/s에서 로터 추력이 가장 크게 발생하고, 정격풍속 이후에는 블레이드 피치 제어로 인해 로터 추력이 다시 감소하는 것을 알 수 있다.
Fig. 4 (c) 그래프는 풍속별 블레이드 및 타워의 전후 방향 굽힘 모멘트를 나타낸다. 블레이드 및 타워 기저 부의 굽힘 모멘트 또한 정격 풍속에서 가장 크게 발생 하는 것을 확인할 수 있다.
Fig. 4 (d)와 (e)는 풍속별 부유체의 6-자유도 변위 를 나타낸다. 부유체의 전후동요(Surge) 및 종동요의 경우 로터 추력의 영향을 받기 때문에 마찬가지로 정 격풍속에서 가장 높게 발생하였다. 부유체의 선수동요 (Yaw)는 정격 풍속 이후 서서히 증가하여 종단풍속 25 m/s에서 약 0.8˚를 가진다. 로터 회전에 의한 자이 로스코픽 영향 [22]과 그로 인한 선수동요 각으로 발 생하는 기하학적 비대칭으로 인해 종단풍속까지 요각 이 증가하였다 [12]. 그 외 좌우동요(Sway), 상하동요 (Heave), 횡동요(Roll)에 주는 영향은 미미하였다.
(a) Rotor Power, Torque and Generator Power, Speed
(b) Rotor thrust force and blade pitch angle
(c) Bending moments of the blade and tower
(d) Translational motion of the platform
(e) Rotational motion of the platform Fig. 4 Steady-state responses
2.4 혼합 모델(Hybrid model) 검증
HydroDyn 모듈의 혼합 모델(Hybrid model)을 검증 하기 위해, NREL의 OC4 자유감쇠 시계열 결과 [11]와 본 연구에서 사용한 단일강체 모델 및 혼합 모델의 자 유감쇠 시계열 결과를 비교하였다. NREL OC4 해석 결과는 FAST v7을 사용하여 계산된 결과이고, FAST v7의 계류라인해석은 MAP++ 모듈을 통해 준정적 해 석(Quasi-static)으로 계산한다.
Fig. 5의 (a)는 부유체 상하동요 (b)는 부유체 종동 요 결과를 나타낸다. 부유체 상하동요의 경우, NREL 과 시계열 결과와 일치한 것을 통해 부유체의 제원 및 베이스 칼럼의 점성항력계수()가 NREL의 OC4 모 델과 동일하게 적용된 것을 확인하였다. 반면 부유체 종동요의 경우, NREL OC4의 자유감쇠 시계열와 비교 하여 본 연구에서 수행한 FAST v8 모델의 결과는 시 간이 지남에 따라 느리게 감쇠하는 것을 확인할 수 있 다. 이는 본 연구에서 사용한 MoorDyn 모듈은 계류라 인의 댐핑을 고려하는 반면 NREL의 결과는 계류라인 을 준정적 해석으로 계산한 결과이기 때문에 계류라인 의 댐핑이 포함되지 않아 그 차이가 발생하였다 [23].
(a) Platform heave
(b) Platform pitch Fig. 5 Free-decay simulation results
2.5 평형수 조건
정상상태해석 결과를 기준으로 새로운 평형수의 양 을 칼럼(Column)별로 계산하였다. 계산의 편의를 위해 베이스 칼럼(BC, Base Column)의 평형수는 일정하게 유지하였고, 상단 칼럼(UC, Upper Column)의 평형수 만 조정하였다.
Fig. 6은 평형수 계산 과정을 나타낸다. 먼저 추력
에 의한 경사는 UC2와 UC1&UC3로 구분하여 평형수 높이를 조정함으로서 평형 트림(Even trim) 상태의 평 형수 높이 값을 구하였고, 그 후 UC1과 UC3의 평형수 를 조정하여 평형 힐(Even Heel) 상태의 높이 값을 구 하였다.
Fig. 7은 풍속별 상단 칼럼의 평형수 높이 결과이다.
부유체 종동요 각이 최대로 발생하였던 정격풍속에서 평형수 높이 차가 가장 크게 발생하였다. 전방의 UC2 의 경우 초기 평형수 높이 7.8 m에서 9.2 m로 평형수 를 1.4 m 증가시켰고, 나머지 UC1과 UC2는 각각 약 0.7 m씩 감소시켰다. 자이로스코픽 효과로 발생하는 횡경사(Heel) 또한 UC1과 UC2의 높이차를 주어 상쇄 시켰고, 정격풍속 이후 약 0.15 m의 높이차를 가진다.
유체 복원계수(Hydrostatic restoring coefficient)는 풍속별 평형수 상태에 따라 새롭게 계산하여 반영하였 다 [20]. 외부의 평형수 유입 없이 내부 평형수 이동만 고려하였기 때문에 부유체의 전체 무게는 모든 조건에 서 일정하다.
Fig. 6 Process of calculating the height of ballast water
Fig. 7 Height of ballast water in upper column
2.6 설계하중조건(Design Load Cases)
설계하중조건(DLC)은 바람 및 파도의 상관관계를 반영하기 위해 EU LIFES50+ 프로젝트의 7.2 Design Basis [24]에서 제안한 DLC의 일부를 선정하였다.
Table 2는 본 연구에서 사용된 총 6개의 설계하중조건 으로 풍속별 유의파고(), 첨두주기() 그리고 유속 (Current speed)을 나타낸다. 정격풍속 이하, 정격풍속, 정격풍속 이상 조건에서 하중해석을 수행하여 영역별 하중 완화 경향을 파악하였다. 정격풍속 조건의 경우 풍속 10.3 m/s와 13.9 m/s 사이의 값을 선형 보간법으 로 계산하여 추가하였다.
해석에 사용된 난류 모델은 Turbsim을 통해 생성하 였다. 해상 조건을 고려하여 NTM 난류모델, Kaimal 스펙트럼, 난류강도 B 그리고 바람의 유입 각을 0˚로 설정하였다 [25]. 바람장의 크기는 부유체의 운동을 고 려하여 로터반경에 30 %의 마진을 추가하였다. 파 스 펙트럼은 JONSWAP 스펙트럼을 사용하였고, 피크 형 상 파라미터(Peak shape parameter), 는 유의파고 및 첨두주기를 통해 계산된 값을 사용하였다 [26]. 유속은 수선면으로부터 10 m 높이의 1시간 평균 풍속의 2 % 로 산정하였다 [26]. 허브 높이에서의 10분 평균 풍속 을 10 m 높이의 1시간 평균 풍속으로의 변환은 LIFES50+ 7.2 Design Basis와 동일하게 적용하였다 [22].
해석 시간은 파도에 의한 해석 결과의 통계적 신뢰 성을 갖기 위해 통상 해양플랜트 산업에서 요구하는 3 시간 해석을 수행하였다 [27]. 초기 과도응답 구간이 빠르게 소멸될 수 있도록 로터 속도, 부유체 전후동요 등을 정상상태해석 결과 기준으로 초기조건을 주었고, 전체 해석 시간에 1,000초를 추가하여 해석을 수행 한 뒤 후처리(Post-processing) 시 제외하였다.
내부 평형수의 폐루프 제어시스템은 반응속도가 약 20분이라는 긴 시간을 소요하기 때문에 요 제어와 마 찬가지로 동적응답해석에 반영하지 않는다 [13]. 본 연 구에서는 칼럼별 동일한 평형수를 가진 단일강체 모델 과 풍속별 평형수를 조정한 혼합 모델의 결과를 상호 비교하였다.
No. Wind Wave (JONSWAP) Current
(m/s)
(m)
(s)
(-)
(m/s)
LC01 7.1 1.67 8.0 1.00 0.09
LC02 10.3 2.20 8.0 1.00 0.13
LC03 11.4 2.46 8.5 1.00 0.15
LC04 13.9 3.04 9.5 1.00 0.18
LC05 17.9 4.29 10.0 1.22 0.23
LC06 22.1 6.20 12.5 1.00 0.29
Table 2 Design load cases
3. 결 과
3.1 정격풍속에서의 정상상태해석 결과 비교
2.3 절에서 수행한 정상상태해석 결과를 통해 로터 추력이 블레이드, 타워 등 전체 시스템에 끼치는 영향 이 가장 지배적인 것을 확인하였다. 정격풍속에서 로 터 추력이 최댓값을 가지고, 그 이후 구간은 블레이드 피치 제어를 통해 로터 추력이 감소함을 확인하였다.
동적해석을 수행하기 전 정상상태해석 결과 비교를 통해 유의미한 결과를 보인 성능지표를 식별하였다.
가장 높은 하중을 받는 정격풍속 조건에서 육상 모델 과 평형수 조정 전후의 정상상태해석 결과를 비교하였 고, Table 3과 같다. 블레이드 피치제어로 인한 하중 완화 효과를 배제하기 위해, 블레이드 피치를 0˚로 고 정시켜 평형수 조정에 의한 효과만을 파악하였다.
정격풍속에서의 정상상태해석 결과를 통해 평형수 의 이동이 풍력터빈의 출력성능 향상과 하중 완화 효 과가 있음을 확인하였다. 출력성능의 경우 기존대비 2.4 % 증가하는데, 이는 블레이드가 받는 받음각 (Angle of attack)이 변경되었기 때문이다. 부유체의 종경사 3.5˚를 내부 평형수 양 조정을 통해 등흘수 상 태(0˚)로 복원시켰고, 증가된 블레이드의 받음각 또한 0˚로 변경된다. 그 외 경사각으로 줄어든 로터 회전 단 면적(Rotor swept area)의 투영면적을 복원시킨다. 블 레이드 피치를 0˚로 고정시켰기 때문에 발전기 출력이 5,000 kW를 초과하였다. 동적해석에는 블레이드 피치 제어를 통해 발전기의 평균 출력이 5,000 kW로 유지 된다.
하중 완화의 경우 로터 추력 및 평형수에 의한 부 유체의 종경사 감소로 인해, 타워 기저부의 전후 방향 굽힘 모멘트(Tower base fore-aft bending moment)가 25.6 % 감소하였다. 그러나 블레이드 루트부의 플랩 방향 굽힘 모멘트(Blade root flapwise bending moment)에는 직접적인 하중 완화 효과가 없었다. 부 유체 및 계류시스템은 파도와 조류의 영향을 지배적으 로 받기 때문에, 평형수의 이동으로 인한 영향이 부유 체에 직접적으로 끼치는 효과는 미미함을 알 수 있다.
제어기를 적용할 경우, 출력성능 향상으로 인해 블 레이드 피치 제어를 선 작동시켜 블레이드의 하중을 감소시킬 수 있다. 동적해석 시 블레이드 피치 제어로 인한 하중 완화 효과를 고려하여 블레이드 루트부의 플랩 방향 굽힘 모멘트를 주요 성능지표에 추가하였다.
Outputs
(at 11.4m/s) Onshore Model
OC4 Semi-submersible Rigid-body Ballast Change Gen. Power
(kW) 5000.0 4943.0 5063.0 2.4 % Thrust force
(kN) 819.0 887.5 837.0 -5.7 %
Blade, My
(kN·m) 10,062.0 10,279.3 10,295.2 0.2 % Tower, My
(kN·m) 65,208.5 78,238.3 58,038.9 -25.6 % Blade, Pitch
(deg) 0.2 0.0 0.0 Fix
Ptfm, Surge
(m) - 8.53 8.58 +0.6 %
Ptfm, Pitch
(deg) - 3.46 0.0 Ballasting
Fair1, Ten.
(kN) - 929.6 930.4 +0.1 %
Fair2, Ten.
(kN) - 1636.0 1653.0 +1.0 %
Table 3 Steady-state results at rated wind speed
3.2 하중해석 결과 비교
3.1 절에서 식별된 주요 성능지표인 출력성능, 로터 추력, 타워의 전후 방향 굽힘 모멘트와 블레이드 피치 제어의 선 작동을 고려한 블레이드 플랩 방향 굽힘 모 멘트를 추가하여 하중해석을 수행하고 동적응답을 비 교하였다. 육상(Onshore) 모델의 결과도 추가하여 비 교 시 기준자료로 활용하였다.
Fig. 8은 하중조건별 단일강체 모델 및 혼합 모델 성능지표의 평균값, 최댓값, 표준편차를 그래프로 비교 하였다. 출력성능의 평균값은 LC01에서 0.8 %, LC02 에서 1.3 %, LC03에서 0.9% 증가하였으나, LC04 이후 에는 5 MW 정격출력을 유지하기 때문에 동일하였다.
출력성능의 표준편차는 두 모델에서 큰 차이를 보이지 않았다.
로터 추력의 평균값은 모든 하중조건에서 6 % 이상 감소하였고, 최댓값은 평균적으로 3 % 가량 감소하였 다. 특히 LC03에서 로터 추력의 평균값이 9.2 %, 최대 값이 5.3 %로 가장 크게 감소하였기 때문에 정격풍속 근처에서 평균적인 하중 완화 효과가 가장 클 것으로 예상된다.
블레이드 루트의 플랩 방향 굽힘 모멘트의 평균값 은 전반적으로 2.4 % 감소하였고, 이는 출력성능 향상 으로 인해 블레이드 피치 제어가 선제적으로 작동한
효과로 보인다. 하지만 최댓값은 하중조건별로 상이하 고 전반적으로 유사한 값을 보여, 평형수의 이동이 블 레이드 하중 완화에 큰 효과가 없는 것으로 보인다.
타워 베이스의 전후 방향 굽힘 모멘트는 정상상태 해석 결과와 같이 하중 완화 효과가 매우 컸다. 평균 값은 모든 해석조건에서 최소 26.5 % 이상 감소하였 고, 특히 LC03에서 33.2 % 감소하였다. 최댓값 또한 8.5 % 이상 감소하였고, LC03에서 19.3 % 감소하였다.
Fig. 9는 하중해석 결과 중 하중 완화 효과가 가장 크게 나타한 LC03의 결과를 시계열로 비교하였다. 타 워 베이스의 전후 방향 굽힘 모멘트가 7,260초에서 가 장 크게 발생하여 가시성을 위해 7,000초에서 7,600초 사이 시계열 결과를 그래프로 나타내었다. 그래프는 풍속, 발전기 출력, 블레이드 피치, 로터 추력, 블레이 드 플랩 방향 굽힘 모멘트, 타워 전·후 방향 굽힘 모멘 트, 파 높이(Wave elevation), 부유체 종동요 순으로 나타내었다.
전반적으로 두 모델의 응답 경향은 잘 일치하는 것 을 확인할 수 있으며, 로터 추력과 타워 기저부의 굽 힘 모멘트에서 하중이 완화된 것을 가시적으로 확인할 수 있다. 그리고 부유체 종동요의 경우 평균값이 0˚로 오프셋 되었으나 운동 특성은 거의 일치하는 것으로 확인된다.
Fig. 8 Load analysis results
Fig. 9 Time series of LC03
3.3 단기피로 계산 결과 비교
단일강체 모델 및 혼합 모델의 단기 피로 계산 (Short-term fatigue calculation)은 NREL의 MCrunch 를 사용하여 수행하였다 [21]. MCrunch의 피로 계산은 S-N 커브와 마이너 룰(Miner’s rule)을 통해 계산한다.
S-N 커브는 특정 재료에 작용하는 반복 응력의 크기 S와 파괴되기까지의 반복수 N의 관계를 의미한다.
손상등가하중(DEL, Damage Equivalent Load)은 아 래의 식 (4)로 정의된다.
(4)
는 시뮬레이션 시간동안 발생된 복합 하중 중 크 기가 k번째인 하중의 응력 크기, 는 시뮬레이션 시 간동안 하중 데이터 중 응력의 크기가 인 하중의 반 복 횟수, 는 손상등가하중 의 반복 횟수를 의 미한다. 여기서 로 정의되며, 는 시뮬레이 션 시간, 는 주파수를 의미하며, 가 상수가 되도 록 로 적용하였다. 또한, 은 재료 특성 값으로 S-N 커브의 기울기를 의미한다. 본 연구에서는 블레 이드는 10, 타워는 4를 적용하였다.
Fig. 10은 손상등가하중 비교 결과를 나타낸다. 단 일강체 모델과 혼합 모델의 블레이드 루트 및 타워 베 이스 손상등가하중은 전반적으로 동일한 경향을 보이 나, 오히려 혼합 모델의 손상등가하중이 블레이드 경 우 평균적으로 0.9 %, 타워는 0.3 % 가량 증가하였다.
육상 모델과 비교하여 블레이드의 손상등가하중은 비 교적 유사하나, 타워의 손상등가하중은 약 2배가량 차 이를 보인다. 본 연구에서는 풍속에 따른 부유체의 평 형 자세만 변경하였기 때문에 피로하중 저감에 큰 효 과가 없는 것을 확인하였다.
Fig. 10 Short-term DEL results
4. 결 론
본 연구는 부유식 해상풍력 시스템이 로터 추력에 의해 경사가 발생하는 현상을 반잠수식 부유체 내부 평형수의 이동으로 상쇄하여 부유식 해상풍력 시스템 에 작용하는 하중이 완화되는 정도를 정량화하였다.
부유식 해상풍력 수치모델은 NREL 5MW 해상풍력 터빈과 OC4 반잠수 부유체를 사용하였다. 수치해석은 NREL의 FAST를 통해 수행하였고, MCruch를 통해 후처리하였다.
기존 모델의 정상상태해석을 통해 풍속별 부유체 종동요의 경사각을 파악하였고, HydroDyn의 혼합 모 델을 통해 부유체가 평형해 지는 조건을 구하였다. 설 계하중조건은 LIFES50+ 프로젝트의 Design Basis를 참고하여 총 6개를 선정하였고, 바람 및 파도는 해상 조건에 적합한 스펙트럼으로 생성하였다.
정격풍속에서 정상상태해석 결과 비교를 통해 하중 해석을 수행하기 전 유의미한 성능지표를 식별하였고, 식별된 성능지표는 출력성능, 로터 추력, 타워 기저부 의 전후 방향 굽힘 모멘트이다. 또한, 출력 상승으로 인해 선제적으로 블레이드 피치 제어가 작동할 것을 고려하여 블레이드 플랩 방향 굽힘 모멘트도 성능지표 에 포함하였다.
하중해석 결과 평형수를 조정하여 부유체 자세를 평형하게 유지할 경우 LC02에서 출력성능이 최대 1.3
% 향상되었다. 로터 추력은 평균적으로 7.4 % 감소하 였으며, 타워 전후 방향 굽힘 모멘트의 최댓값은 모든 하중조건에서 최소 8.5 % 이상 감소하였다. 반면 블레 이드 플랩 방향 굽힘 모멘트에는 하중 완화 효과가 미 미하였고, 블레이드 루트 및 타워 베이스의 손상등가 하중 또한 하중저감 효과가 없음을 확인하였다.
후기
본 연구는 산업통상자원부(MOTIE)와 한국에너지기 술평가원(KETEP)의 지원을 받아 수행한 연구 과제입 니다. (No. 20183010025330)
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