Wind load estimation of a 10 MW floating offshore wind turbine during transportation and installation by wind tunnel tests

풍동시험을 활용한 10 MW급 부유식 해상풍력터빈 운송 및 설치 시 풍하중 예측

Abstract

As the generation capacity of floating offshore wind turbines increases, the wind load applied to each turbine increases. Due to such a high wind load, the capacity of transport equipment (such as tugboats or cranes) required in the transportation and installation phases must be much larger than that of previous small-capacity wind power generation systems. However, for such an important wind load prediction method, the simple formula proposed by the classification society is generally used, and prediction through wind tunnel tests or Computational Fluid Dynamics (CFD) is rarely used, especially for a concept or initial design stages. In this study, the wind load of a 10 MW class floating offshore wind turbine was predicted by a simplified formula and compared with results of wind tunnel tests. In addition, the wind load coefficients at each stage of fabrication, transportation, and installation are presented so that it can be used during a concept or initial design stages for similar floating offshore wind turbines.

기호설명

U_r : 기준 높이(수면 위 10m)에서의 풍속 [m/s]

C_x, C_y : x, y 방향 풍력계수

C_n : z 회전 방향 풍력계수

A_f, A_s : 정면, 측면 풍압면적 [m²]

M_B,x : 밸런스에서 측정한 x축 모멘트 [Nm]

M_B,y : 밸런스에서 측정한 y축 모멘트 [Nm]

l_cent,x : M_B,x기준점으로부터 모형 도심까지 거리 [mm]

l_cent,y : M_B,y기준점으로부터 모형 도심까지 거리 [mm]

F_x, F_y, F_z : x, y, z 방향 힘 [N]

M_x, M_y, M_z : x, y, z 축 모멘트 [Nm]

ρ : 공기 밀도 [kg/m³]

B : 폭 [m]

L : 총 길이 [m]

1. 서론

부유식 해상풍력터빈의 발전 용량이 증가함에 따라, 풍력터빈의 높이와 함께 부유체의 크기도 같이 커지는 추세에 있다. 이는 풍력터빈의 해수면 상부 노출 면적이 커지는 것과 더불어 풍속이 더 빠른 상층부에 풍력터빈의 타워와 날개가 더 많이 노출됨으로써, 각각 터빈에 가해지는 풍하중이 커지는 방향이라 할 수 있다. 이러한 높은 풍하중으로 인해 운송·설치 단계에서 필요한 장비(예를 들어 예인선이나 크레인 등)들의 용량이 이전 소용량 풍력터빈 대비 훨씬 더 커져야만 한다. 때에 따라서는 현존하는 장비 용량의 한계에 봉착하여, 새로운 장비를 건조해야 하거나, 그 수량을 늘려 동시에 투입해야만 하는 상황에 놓이게 된다.

또한, 풍하중 증가로 인한 구조물 붕괴위험이 증가하고, 설계하중 증가에 따라 타워 구조물 직경과 무게가 증가하여 다시 설계하중을 증가시키는 어려움에 봉착할 수 있다. 태풍 등에 의한 강한 바람으로 타워가 붕괴한 사례는 2020년 9호 태풍 ‘마이삭’이 관통한 경남 양산의 신불산 자락 2.5 MW급 풍력터빈 1기가 부러진 바 있다[1].

하지만, 이렇게 중요한 풍력터빈의 풍하중 예측 방법은 선급이 제시한 간략식 사용이 일반적이며, 풍동시험이나 CFD(전산유체역학)을 통한 예측을 드물게 사용하고 있다.

풍동시험을 통한 풍하중 예측은 주로 해양구조물과 선박에 대해서 수행됐다. 풍력터빈 익형에 대한 양력과 항력 계측이 연구[2]가 있었고, 5 MW 고정식 해상풍력터빈의 운전정지 조건에 대해서 수치적으로 로터에 하중을 계산한 바[3]가 있다. 아직 부유식 해상풍력터빈이 본격적으로 설치되기 전이라 운송 및 설치 조건 풍하중 예측에 관한 선행 연구는 찾기가 어렵다.

본 연구에서는 10 MW급 부유식 해상풍력터빈의 풍하중을 운송 및 설치 단계에서 선급 간략식[4]으로 예측하고, 풍동시험을 통해 그 값의 적정성을 평가하였다. 또한 유사 형상 부유식 해상풍력터빈의 상세설계 이전 예측 단계나 풍동시험을 수행할 여건이 안 되는 경우 활용할 수 있도록, 제작과 운송 및 설치 각 단계 흘수에서의 풍하중 계수를 풍력터빈를 포함한 전체 해상풍력터빈과 부유체 단독(Floater only)에 대해서 각각 제시하였다.

2. 풍동시험 모형 및 환경

2.1 부유식 해상풍력터빈 풍동모형

대상 부유식 해상풍력터빈 설계는 공개된 OC4 부유체[5]를 10 MW 풍력터빈 DTU 10 MW WTG[6]와 타워 LIFES+50 Tower[7]를 수용할 수 있도록, 기둥간 거리를 조절하여 자체 설계 변형한 것이다[8]. 특히 부유식 해상풍력터빈의 운송 및 설치 조건을 고려했기 때문에 풍력터빈 날개의 각도를 받음각(Angle of attack) 0 °인 파킹 조건으로 고정하였고, 나머지 풍력터빈 형상은 참고문헌과 같게 적용했다.

본 풍동시험에서 사용된 10 MW급 부유식 해상풍력터빈의 모형은 풍동의 시험부 크기를 고려하여 1/250 축소모델로 제작되었다. 조선소 등에서 제작 후 진수 흘수에 해당하는 경하중량조건(LC1), 계류 후 발전 시 운영흘수(LC2)와 안벽에서 설치 장소까지 운송시 예인흘수(LC3) 조건[8]을 고려하여 부유체 모형을 3가지로 제작하였다.

Table 1은 시험에 사용된 모형의 치수를 보여주는 표이고, Fig. 1은 각 흘수에 대한 모형의 3차원 이미지를 보여주는 그림이다.

Table 1 Main particulars

Fig. 1 3D image of wind tunnel model

풍하중 측정용 모형이 설치되는 풍동 시험부 중앙에는 모형을 360 ° 회전시킬 수 있는 회전 테이블이 설치되어 있다, 회전 테이블의 중앙 하부에 설치된 6축 밸런스의 상부에 모형이 부착되고, 풍동의 바닥 면과 모형의 바닥 면의 간격이 약 1.5 mm가 되도록 밸런스가 설치된다. Yaw angle 10 ° 간격으로 직교좌표 3개 축 방향의 힘과 각축에 작용하는 모멘트를 측정한다. Fig. 2는 풍하중 측정에 적용된 힘과 모멘트의 방향 보여주는 그림으로, 실제 측정 기준점은 밸런스 상에 위치하며 회전 테이블이 회전하여 좌표계가 시험모형과 함께 회전하는 좌표계로 밸런스 출력 기준과 같게 적용하였다. 이 좌표계에 따라 Yaw angle 0 °일 때는 선수로 바람을 맞는 선수풍(Head wind) 방향이고, Yaw angle 90 °, 270 °에서는 각각 우현과 좌현으로 바람을 맞는 방향을 나타낸다.

Fig. 2 Coordinate system(Red : X, Green : Y, Blue : Z)

경계층 풍동에서 수면 상부 부유체의 풍하중을 계측하기 위해서 하부를 생략한 본 모형은 세 개의 기둥간 보강재(bracing)도 수선 면에서 연결이 끊어진 채로 제작될 수밖에 없다. 이러한 외팔보 형상의 기둥을 가진 모형은 빠른 풍속에서 진동이 증가하여, 계측값의 변동성 증가와 더불어, 모형이 바닥 면과 접촉할 때 왜곡을 유발할 수도 있다. 이러한 단점을 해결하기 위해 Fig. 3에서 보이는 것처럼, 각 기둥 하부에 고정된 철봉을 밸런스 연결 고정판과 직결하여, 원래 부유체와 비슷한 강성을 확보하고자 하였다. Fig. 4에 풍압면적이 가장 큰 조건인 LC1 모형을 풍동에 설치한 사진을 나타내었다.

Fig. 3 Assembled model for measurement

Fig. 4 Installed model in wind tunnel at LC1 condition

사용된 6축 밸런스는 CAS사의 MAS333으로 각 축방향에 대하여 축하중은 약 294.2 N, 축 모멘트는 약 29.42 Nm까지 측정이 가능하고, 각 축에 대한 0.5 % 이하의 높은 정밀도(비선형성, 히스테리시스)를 가진다[9].

밸런스의 모멘트 기준점에서 측정된 x축 y축 모멘트는 흘수별로 모형의 도심에 대해 좌표 보정을 식 (1)과 같이 각각 진행하였다.

M_B,x = F_y ∙ l_cent,x + M_x,

M_B,y = F_x ∙ l_cent,y + M_y       (1)

이때 사용한 벨런스의 모멘트 기준점과 모형의 도심(Centroid) 간 거리 l_cent,x 와 l_cent,y는 Table 2에나타내었다.

Table 2 Distance between balance measurement center of moment and model centroid in model scale

밸런스와 풍동시험 모형의 무게 중심 offset에 의한 차이를 풍속이 0인 조건에서 먼저 측정해서 계측값에서 뺀 다음 식 (2)와 같이 투영면적, 부유체의 길이(L)과 폭(B)로 무차원화 하였다[10].

\(\begin{align}\begin{aligned} C_{x} & =\frac{F_{x}}{\frac{1}{2} \rho U r^{2} A_{f}}, C_{y}=\frac{F_{y}}{\frac{1}{2} \rho U r^{2} A_{s}}, \\ C_{z} & =\frac{F_{z}}{\frac{1}{2} \rho U r^{2} A_{s}}, C_{k}=\frac{M_{x}}{\frac{1}{2} \rho U r^{2} A_{s} B} \\ C_{m} & =\frac{M_{y}}{\frac{1}{2} \rho U r^{2} A_{f} B}, C_{n}=\frac{M_{z}}{\frac{1}{2} \rho U r^{2} A_{s} L}\end{aligned}\end{align}\)       (2)

풍하중 값을 계측했던 기간 중 최소 최대 온도의 차가 약 4 °C (20∼24 °C)로 그 영향에 의한 공기 밀도의 차이는 약 1.4 %(1.1883 kg/m³ at 24 °C, 1.2055 kg/m³ at 20 °C) 정도로 예측할 수 있다. 일반적인 공학 시험의 오차율인 1 %와 비슷한 수준으로 그 영향이 크지는 않지만, 시험수행 시마다 풍동 내부의 온도를 측정하고, 그에 따른 공기 밀도를 보정한 동압으로 무차원 계수를 계산하였다.

2.2 풍동

시험을 위해 사용한 풍동은 울산대학교에 위치한 아음속풍동으로서, 시험부의 크기는 폭 2 m, 높이1.8 m, 길이 10 m이다. 풍동에서 재현할 수 있는 풍속은 0 ∼35 m/s이며, 소모전력은 110 kw이다. 자세한 풍동성능은 아래 Fig. 5와 Table 3에 나타내었다.

Fig. 5 UOU MPWT(Multi Purpose Wind Tunnel)

Table 3 Characteristics of UOU MPWT

이 시험에서는 모델의 투영 면적이 풍동시험부 단면적의 0.26∼1.21 %에 불과하므로 모형에 의한 봉쇄효과는 따로 고려하지 않았다.

2.3 해상 경계층 유동 모사

풍하중 시험에 적합한 유속을 설정하기 위해 3가지 Yaw angle(0 °, 45 °, 90 °)에 대하여 풍속에 따른 무차원 계수의 수렴 조건을 확인하기 위한 시험(레이놀즈 수 효과 시험)을 수행하였다. 본 시험에서 사용한 풍동설비의 최대 풍속은 35 m/s이지만, 노후화로 인한 진동이나 전압의 변동 등을 고려하면 25 m/s 미만의 풍속에서 안정적인 속도 분포를 확보할 수 있다.

Fig. 6은 각 Yaw angle에 대한 무차원 계수들의 변화를 보여주는 그래프이며, 풍속이 22 m/s 이후에서 수렴되는 경향을 보여주고 있다.

Fig. 6 Reynolds number tests

모든 방향에 대하여 무차원 계수들의 변화가 1 %이내(0 °에서 0.53 %, 45 °에서 0.90 %, 90 °에서 0.53 %)로 들어오는 22 m/s(레이놀즈 수는 약 4.4 ✕ 105)에서 24 m/s(레이놀즈 수는 약 4.8 ✕ 105) 중 안정적으로 풍동에서 구현 가능한 최대 풍속인 약 23.1 m/s를 풍동시험에서 사용할 자유류(free stream)의 기준 속도로 결정하였다.

해상풍에 의한 경계층 유동의 모사에는 다음 식 (3)과 같은 난류경계층 유동장을 표현하는 power law를 주로 사용한다.

\(\begin{align}\frac{u(z)}{U_{r}}=\left(\frac{z}{z_{r}}\right)^{\alpha}\end{align}\)       (3)

u(z) : wind speed at height z

z: height above still water line

z_r : reference height above still water line

α: wind profile exponent

기준높이(reference height)는 실제 선박이나 해양구조물 설계기준으로 주로 사용되는 10 m로 설정하였고, α는 해상 경계층 풍동시험에서는 주로 0.1이 사용된다[10]. 해상 경계층을 재현하기 위하여 Fig. 7에서와 같이 측정부 바닥의 시작위치에 약 90 mm 높이의 벽을 설치하고 바닥에 체인을 설치하였다. 체인의 라인 수와 간격을 조절하며 다양한 상황에서의 경계층 속도 프로파일을 측정하였다. 일반적으로 풍동에서 경계층재현을 위해 사용하는 스파이어는 일반적인 해양구조물 풍하중 시험용으로 제작되어 사용된 적이 있었으나, 이번 풍동모형과 같이 상대적으로 수면 상부가 높은 구조물에 적합하게 제작되지 않았기 때문에 본 시험에서는 배제하였다. 본 풍동에서 Fig. 8은 최종 재현된 해상경계층 유동의 속도 분포를 보여주는 그래프이다. Center는 풍동 중심에서 측정된 속도분포이며 α=0.1 및 α=0.12에 대한 이론값과 비교하였다. 그래프에서 확인되는 바와 같이 α=0.1과 α=0.12 사이에서 해상경계층 유동장이 잘 구현되고 있음을 확인할 수 있다.

Fig. 7 Tunnel set up for marine boundary layer flow tests

Fig. 8 Velocity profile for marine boundary layer flow tests

23.1 m/s 자유류를 무차원 계수 도출에 사용하는 기준 높이 10 m에서 평균 풍속 U_r로 환산하기 위해서, 최종 재현된 해상경계층 유동의 기준 높이 시간 평균 풍속 측정값인 약 16.4 m/s를 사용하였고, 모든 시험 결과 도출 과정에서 같게 적용하였다.

측정지점의 순간 속도 성분은 다음과 같이 식(4)로 표현된다.

u_i = U + u^'_i       (4)

U : mean velocity

u^' : turbulent fluctuation component

유동 섭동성분 u^′는 n=3999개의 샘플사이즈로 제곱평균제곱근(root mean square)를 이용하여 아래 식(5)와 같이 나타내었다. 흐름방향 난류강도는 식(6)으로 나타내었다.

\(\begin{align}u^{\prime}=\sqrt{\sum_{i=1}^{n} \frac{\left(u_{i}-U\right)^{2}}{(n-1)}}\end{align}\)       (5)

\(\begin{align}I_{u}=\frac{u^{\prime}}{u(z)}\end{align}\)       (6)

해상경계층 유동 내부의 난류강도에 대해서는 기준 높이에서 α값과 유사하도록 난류강도를 조절하는 것이 좋다고 알려져 있다[11]. 다만 난류강도의 변화가 풍하중에 미치는 영향은 크지 않다[11]. 본 시험에서 사용된 풍동은 경계층에 특화된 풍동으로 밸런스 측정부 전방의 시험부 길이가 10 m에 달하기 때문에 경계층이 안정화되어 흐름방향의 난류강도가 낮아지는 효과를 가져올 수 있다.

Fig. 9에 나타난 난류강도는 타 문헌[12]과 비교할 때, 난류강도의 수준은 낮지만, 높이 방향으로 무차원 높이 3까지 변화가 거의 없다는 면에서 유사한 경향을 볼 수 있다. 참고로 기준높이에서 측정한 흐름방향 섭동성분 계측 결과를 Fig. 10에 나타내었다.

Fig. 9 Turbulent intensity for marine boundary layer flow tests

Fig. 10 Turbulent fluctuation component at reference height

2.4 풍동시험의 한계

풍하중 대부분은 점성유동에 의해 발생한다. 이러한 점성에 의한 항력은 레이놀즈 수(U_rD/v)에 따라 같은 형상에서도 변화한다. 특히 유선형과 같은 매끄러운 형상에서는 레이놀즈 수에 따른 항력 영향이 매우 크다. 본 풍동시험에서 대상으로 하는 부유식 해상풍력터빈은 유선형 날개와 원통 기둥 형상들로 구성되어 있어, 레이놀즈 수에 민감할 수 있다.

Fig. 11은 원통형 단일 물체의 점성 항력을 레이놀즈 수에 따라 계측한 실험 결과를 보여주는 그래프이다. 이 그래프에 본 풍동시험에서 적용한 풍속과 원통 직경에 따른 레이놀수 수를 추가로 표시하였다. 레이놀즈 수는 모형영역(Model scale)에서는 104∼105 정도이고, 원형영역(Full scale)에서는 106∼107 정도로 그 차이가 약 200배 정도 벌어진다. 이때 원형영역의 점성항력 계수가 모형영역의 약 40∼80 % 정도로 큰 차이를 보여 준다.

Fig. 11 Distribution of the drag coefficient as a function of the Re number [1, Figure 4-6]

풍동 모형시험에서 원형영역과 같은 레이놀즈 수를 적용하려면, 풍속을 약 200배(예를 들어 풍속 25 m/s의 200배는 풍속 5 km/s) 빠르게 하거나, 동점성계수가 200배 큰 유체에서 시험해야만 한다. 하지만, 이러한 조건을 만족하는 풍동 시설은 존재하지 않기 때문에, 최대한 원형영역에 가까운 레이놀즈 수 영역인 풍동에서 구현 가능한 최대 풍속 조건(레이놀즈 수는 풍속에 비례)을 택하는 방법을 선택할 수밖에 없었다. 또한, 부유체 형상이 원통형 단일 물체가 아닌 복잡하게 구성되어 각 부재 간 간섭으로 인해 레이놀즈 수의 민감도가 떨어질 수도 있을 것으로 예상할 수 있다. 다만, 이러한 레이놀즈 수 민감도를 확인하기 위해서는 원형영역에 대한 풍하중 실 계측이 필수적이라고 할 수 있다.

3. 풍하중 예측 결과

3.1 선급식으로 풍하중 예측

한국선급 부선예향검사규칙[7]에 따라 풍하중인 공기저항 R_a를 간략하게 아래 식(7)과 같이 예측할 수 있다.

R_a = 0.0000195C_sC_HA₃(V_w + V)²[ton]       (7)

여기서, C_s는 바람에 면한 선체표면형상계수(=0.5), C_H는 바람에 면한 면적 중심의 수면으로부터의 높이에 의한 계수(=1.37), A₃ = 바람에 노출된 수선 상부의 전체 횡단면적(m²), V_w, V는 풍속과 예인속력(knots)이다. 여기서, 부유체는 LC3 예인 흘수에서 정면(Yaw angle 180 °)으로 예인하는 조건을 가정했다.

공기저항은 풍동시험 무차원식(2)의 F_x와 같고, A₃ = A_f 이고, 예인시 상대풍속은 기준높이 풍속과 일치한다. 풍속의 단위 환산 \(\begin{align}\left(V_{w}+V\right)=\frac{U_{r}}{0.51444}\end{align}\) 과 15°C 공기밀도(1.227 kg/m³)를 대입하여 환산하면 다음식과 같다.

C_x ≈ 1.178C_sC_H = 0.807       (8)

3.2 풍동시험으로 풍하중 예측

재현된 해상경계층 유동에 대하여 부유체 형상을 변경해가며 수행한 풍하중 시험 결과를 Fig. 12∼17에 나타내었다. 형상마다 여러 번의 반복 계측을 진행하였고 평균값으로 계수를 도출하였다. 각각의 그래프에서 위쪽은 힘에 관한 계수를 아래쪽은 모멘트에 관한 계수 결과를 나타낸 것이다.

Fig. 12 Wind load coefficients for LC1 condition

Fig. 13 Wind load coefficients for LC2 condition

Fig. 14 Wind load coefficients for LC3 condition

Fig. 15 Wind load coefficients for LC1 Floater only condition

Fig. 16 Wind load coefficients for LC2 Floater only condition

Fig. 17 Wind load coefficients for LC3 Floater only condition

시험에 사용된 3가지 모형에 대해서 동일하게, C_n의 경우 180 ° 부근에서의 대칭성은 다소 떨어지지만 C_x와 C_y에서는 비교적 대칭적인 계수의 분포를 보여주고 있다. 부유체만 설치된 상황에 해당하는 Fig. 15 ∼17 그래프들에서는, C_n계수의 변동 주기가 C_x 및 C_y의 50 %임이 확인된다. 이는 부유체 형상이 Z축에 대해서 120 °마다 대칭적인 형상이기 때문이다. 풍력터빈 블레이드를 포함하면 이러한 대칭성이 사라진다.

부유체에 작용하는 Yawing moment Mz의 크기가 터빈 블레이드를 포함한 전체 모형에 작용하는 Mz에 비하여 매우 작기 때문에, 터빈 블레이드를 포함한 전체 모형에 대한 C_n그래프에서는 120 °마다 반복되는 패턴은 확인되지 않는다. 흘수의 변화에 따른 무차원 계수의 차이는 크지 않음이 확인된다.

그리고, 부유체 단독 조건에서 두드러지게 큰 C_z값은 풍동 모형이 풍동 바닥과 간격을 갖고 있어서 필연적으로 발생하는 양력의 영향과 무차원 계수를 구할 때 수직방향 투영면적 대신 측면 투영면적을 사용하여 다소 과장된 계수값으로 표현된 영향을 모두 포함한 것으로 판단된다.

한급선급의 간략식으로 예측한 결과(C_x=0.807)와 동일한 조건인 LC3 정면 예인 조건인 Fig. 14의 180 ° 풍동시험 결과(C_x=1.056)를 비교해 보면, 간략식이 약 76 %정도 작게 예측한다. 앞서 풍동시험 한계에서 살펴본 모형영역 레이놀즈 수에서 다소 보수적으로 항력계수가 도출되는 것을 고려한다면, 간략식의 다소 낙관적인 결과가 원형영역에서는 좀 더 참값에 가까울 가능성이 없지는 않다.

비록 풍력터빈 단독에 대한 시험을 수행하지 않았지만, 전체 시스템 결과에서 부유체 단독 결과를 빼면, 풍력터빈 단독에 관한 결과도 얻을 수 있다. 다만, 풍력터빈 타워 하부와 부유체 간 상호작용에 따라 다소 왜곡된 영향이 있을 수 있다. Fig. 18에 LC3 조건에서 풍력터빈에 의한 전체 풍하중 기여도를 나타내었다. 각도에 따라 다소 편차가 있지만, 70 % 정도 수준으로 전체 풍하중의 대부분을 풍력터빈이 차지하고 있음을 알 수 있다.

Fig. 18 Wind load contribution for wind turbibe and floater at LC3 condition

4. 결론

부유식 해상풍력터빈 운송 및 설치 시 풍하중을 선급식과 풍동시험으로 예측하였다. 기존 선급식은 선박이나 해양구조물 기준으로 개발하여 낙관적인 예측값을 보여준다. 다만, 풍동시험 결과의 시설한계에 따른 예측결과 보정이 필요할 것으로 보인다. 이를 위해서는 CFD 모형/원형 비 검토 또는 원형값 현장 계측 값 확보가 필요할 것으로 보인다.

전체 해상풍력터빈과 부유체 단독 풍동시험 결과로부터 풍력터빈의 영향도를 도출하였고, 그 기여도가 약 70 %로 작지 않음을 확인하였다.

또한, 부유식 풍력터빈 풍하중 예측용 참고자료를 풍동시험 결과로 제시하였다. 풍력터빈 유무와 흘수 변화에 따른 풍하중 차이를 보여주기 때문에 부유식 해상풍력터빈 초기 개발 과정에서 참고 자료가 되기를 기대한다.

후기

이 논문은 2020년도 정부(산업통상자원부)의 재원으로 한국에너지기술평가원의 지원을 받아 수행된 연구이다(No. 20203030020100, 부유식 해상풍력시스템의 최적 운송 및 설치 핵심기술 개발). 또한, 본 연구를 위해 함께 실험을 수행하신 ㈜스카이드 연구원분들께 감사의 마음을 전한다.