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J. Ocean Eng. Technol. > Volume 31(2); 2017 > Article
1MW OTEC 구조물의 운동 응답에 대한 수치 및 모형시험 연구

Abstract

The 1MW OTEC (Ocean Thermal Energy Conversion) platform was designed for application in equatorial seas. In this study, the OTEC platform was investigated using numerical and experimental methods. An octagon-shaped OTEC platform was investigated using the Ocean Engineering Basin of KRISO. These experiments included various tests of regular waves, irregular waves and irregular waves with current (wave+current). The responses of the platform in regular waves showed good agreement between the numerical and experimental results, including the motion RAO, wave run up, and mean drift force. The peak period of heave and pitch motions were observed around 0.5 rad/s, and the effect of the total reflection was found under short wave conditions. The standard deviation (STD) of the platform motion was checked in irregular waves of equatorial and Hawaiian seas. The STD of the pitch was less than 4° different from the operability requirement under equatorial conditions and the surge STD of the wave frequency showed good agreement between the numerical and experimental results. The STD values of the surge and pitch were increased 66.6% and 92.8% by the current effects in irregular waves, but the pitch STD was less than 4° under equatorial conditions. This study showed that the STD of the surge was affected by spring effects. Thus, the watch circle of the platform and tension of the mooring lines must be evaluated for a specific design in the future.

1. 서 론

해수온도차발전시스템은 심층해수와 표층해수 사이의 온도차를 기계적인 에너지로 변환시켜 전기를 생산하는 방식이다. 수심 1,000m 이상의 심층해수 온도는 4℃이며, 표층해수는 해역 및 계절에 따라 다양하게 나타난다. 지속적인 에너지 발전을 위해서는 표층과 심층수의 온도차가 연중 20℃ 이상 유지되어야 하며, 열대 및 아열대는 온도차가 유지되는 해수온도차발전을 위한 적지이며(Vega, 2003; Kim et al., 2011), 적도와 하와이 해역에서는 에너지 변동성이 작은 장점을 갖는다. 본 해역에서 에너지를 생산하기 위해서는 발전설비를 탑재하기 위한 부유식 구조물의 설계가 요구된다.
해수온도차발전 설비를 탑재하는 부유식 구조물의 형태(Type)는 다양하게 제시되었다. 하와이 대학교에서는 5MW Pre-commercial 플랜트를 배수량이 3만 톤인 선박 형태로 설계하였으며(Vega and Nihous, 1994), 50MW 플랜트에 대해서는 12만톤의 선박 형상을 제시하였다(Vega and Michaelis, 2010). SBM사는 선박 형상의 10MW 부유체를 제시하였으며, 하와이 해역의 다양한 파랑 스펙트럼에 대해 수치해석을 수행하였다(Xiang et al., 2013). Lockheed Martin은 약 1만톤의 Mini-spar 형식의 2.5MW Pilot 구조물을 제시하였으며(Lockheed Martin, 2011), 10MW 구조물은 약 20만톤의 Semi-submersible 형식을 제안하였다(Varley et al., 2011). 여러 연구에서 부유체의 형상은 운동성능이 확보되는 범위에서 다양하게 제안되었으며, 구조물의 크기는 발전설비를 탑재하기에 충분하도록 제시되었다. 선박해양플랜트연구소(KRISO)는 원통형 구조물보다 제작에 유리한 팔각형태의 부유체를 제안하였으며, 1MW 및 10MW 발전을 위한 부유체의 설계를 진행해왔다. 뿐만 아니라 경제성 분석을 통해 해수온도차 발전의 적용가능성을 검토하였으며, 열대지역 대부분 국가의 전기료가 30~150¢ 정도로 매우 높으므로 현재 1MW 플랜트의 경제성으로도 적용 가능성이 충분함을 밝혔다(Oh et al., 2015).
본 연구에서는 1MW 발전용량의 해수온도차발전용 부유체의 운동 성능에 대한 수치해석 및 모형시험 연구를 진행하였다. 팔각형 형상을 지닌 세반형 부유체는 운동 성능향상을 위해 댐퍼를 설치하였으며, 댐퍼가 설치된 1MW 해수온도차발전 구조물은 규칙파, 불규칙파, 조류 중 불규칙파 조건에 대해 응답 특징을 확인하였다. 더불어 계류라인의 강성을 조정함으로 계류강성의 효과를 함께 살펴보았다.

2. 모형 시험

2.1 시험 모델

본 연구에서 고려하는 해수온도차발전 구조물은 Fig. 1에서 보인 것처럼 모든 파방향에 유사한 운동성능을 갖도록 8각형의 형상을 가지도록 설계 되었다. 구조물 가운데에는 원형의 문풀(Moonpool)이 있어서, 취수관 라이저가 부착되어 심층해수를 끌어올리는 통로로 활용된다. 본 구조물의 하단에는 댐퍼가 부착되어 있으며, 이는 부가질량과 부가적인 감쇠력을 유발하여 구조물의 파랑 중 우수한 운동 성능을 확보할 수 있게 도와준다. 댐퍼의 폭은 OTEC 구조물의 크기의 40%로 결정하였으며(Nam et al, 2015), 구조물의 상하 및 회전운동을 저감하는데 효율적이도록 구조물 하단에 부착하였다. 갑판상부에는 크레인, 윈치, 헬리데크(Helideck) 등의 부속시설이 위치하며, 내부에는 해수온도차발전을 위한 발전시설, 취수시설 등이 탑재된다. 이러한 부유식 해수온도차발전 구조물에 대한 파랑 중 운동응답 특성에 대한 모형시험을 선박해양플랜트연구소의 해양공학수조에서 수행하였다. 모형 축척비는 해양공학수조에서 파도생성이 가능한 범위를 고려하여 1/60로 결정하였으며, 구조물의 주요제원은 Table 1(a)에 요약하였다. 또한 자유감쇄시험으로 얻은 6자유도 운동에 대한 Additional 선형 감쇠 값은 Table 1(b)에 나타내었다. 2차항 감쇠는 Table 1(c)에 표기하였으며, 이 때 선형 감쇠를 제외하고 2차항 감쇠만 고려하였다. 본 시험에서는 비접촉식 광학계측장비를 이용하여 구조물의 6자유도 운동을 계측하였으며, 부유체 측면 벽에 부착한 4개의 상대파고계를 이용하여 Run-up을 확인하였다. 구조물의 계류를 위하여 스프링을 이용하였으며, 전후 동요 고유주기는 파도 주파수 운동에 영향을 주지 않고 위치를 유지하기 위해서 실선 기준으로 약 90초에 맞추었으며, 저주파수 운동에 대한 전후 동요 고유주기의 영향을 보기 위하여 165초의 스프링에 대한 추가시험을 수행하였다. Fig. 1은 제작된 모형의 모습과 계류선 및 상대파고계의 위치를 표시하여 보여주고 있다.
Fig. 1

The model of 1MW OTEC floating body

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Table 1

Main dimension of the OTEC floating body

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2.2 시험조건

환경조건은 규칙파, 불규칙파, 복합조건(조류 중 불규칙파)으로 구성하였다. 규칙파는 부유체의 상하동요(Heave)와 종동요(Pitch)의 고유주기를 고려하여 w = 0.2~1.1 rad/s의 주파수에 대해 파고 3m의 선수파만을 고려하였으며, 점성효과를 확인하기 위해 종동요 공진점 부근에서 4가지의 파고에 대한 추가시험을 진행하였다. 그리고 적도해역의 1년, 10년, 100년 파랑조건과 하와이 해역의 10년, 100년 재현주기에 해당하는 불규칙파에 대하여 시험을 수행하였다. 하와이 해역의 100년 환경조건은 JONSWAP 스펙트럼(γ = 2)을 따르며, 그 외 불규칙파는 모두 PM 스펙트럼을 따른다(Xiang et al., 2013). 더불어 복합환경조건은 대상 해역인 적도에 대해서만 시험을 수행하였으며, 해수면에서 조류 유속은 1.4m/s이다. 본 시험에서 사용한 구조물이 방향성을 갖지 않으므로 모두 선수파 조건에서만 시험을 수행하였으며, Table 2는 시험에서 수행한 환경조건을 나타낸다. Fig. 2는 불규칙파 중의 스펙트럼을 일부 나타낸 것이다. Fig. 2(a)는 다양한 재현주기에 대한 적도부근 해역의 파랑 스펙트럼을 나타내며, 본 해역에서는 재현주기가 길어짐에 따라 저주파수에서 큰 에너지를 갖는다. Fig. 2(b)는 적도해역 100년 주기 조건에 대한 파랑 스펙트럼이며, 실선은 시험을 위해 생성한 파랑 스펙트럼이다. Fig. 3은 규칙파와 불규칙파 조건에서 촬영한 모형시험 사진이다.
Table 2

Environmental conditions

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Fig. 2

Wave spectrum in calculation and experiment

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Fig. 3

Snapshot of the 1MW OTEC Platform in model test

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3. 시험 결과 및 고찰

3.1 규칙파 중 운동 응답

선수 규칙파 조건에 대해 전후동요, 상하동요, 종동요 결과를 Fig. 4에 제시하였다. 심볼(Symbol)은 다양한 파고 조건에 대한 모형 시험 결과이며, 실선은 선박해양플랜트 연구소에서 개발한 포텐셜 유동 기반의 고차경계요소법 프로그램 ‘AdFLOW’를 이용한 주파수영역 수치해석 결과이다. 상하동요 및 종동요는 파주파수 약 0.5rad/s 근방에서 가장 큰 공진 응답이 발생하며, 각각의 크기는 단위파고당 약 2.2m와 4.0도로 나타났다. 전반적으로 모형시험 결과는 수치해석과 매우 잘 일치하는 경향을 보여주고 있다. 다만 Fig. 4(a)에서 나타낸 선형 감쇠를 이용한 포텐셜 유동 해석 결과는 파주파수 약 0.6rad/s 근방에서 파랑 기진력과 방사력이 상쇄되어 종동요가 거의 발생하지 않으나, 모형시험에서는 동일한 주파수 영역에서 파고에 따라 1.0~1.5도의 종동요가 발생하였다. 이는 구조물에 작용하는 점성에 의한 영향으로 파고에 따라 비선형적인 종동요 응답특성을 보인 것으로 판단된다. Fig. 4(b)에서 선형 감쇠를 제외하고 2차항 감쇠를 이용하여 파고에 따른 비선형적인 종동요 응답특성을 반영하였다.
Fig. 4

Comparison of surge, heave and pitch RAOs between experiments and calculations

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Fig. 5(a)는 구조물의 전면과 후면에 설치된 상대파고계의 주파수별 응답이며, Fig. 5(b)는 구조물의 좌우에 설치된 상대파고계의 계측 결과이다. 구조물의 전면과 후면의 파고계는 각각 ‘RBM01’과 ‘RBM03’으로 표기 하였으며, 우측과 좌측의 상대 파고계는 각각‘RBM02’와 ‘RBM04’로 표기 하였다. 비교를 위해 주파수영역 수치해석 결과를 같이 도시하였다. Fig. 5(a)에 보이는 것과 같이 파를 마주하는 구조물 전면의 Run-up이 후면에 비해 크게 발생하게 되며, 특히 종동요 공진주기인 파주파수 약 0.55rad/s 근방에서 가장 큰 Run-up이 관찰되었다. 수치계산 결과로는 입사파고의 3배에 가까운 Run-up이 전면부에서 발생함을 알 수 있다. 고주파수 즉, 단파조건에서는 전반사로 인하여 구조물 전면부에 Run-up이 입사파고의 약 2배 크기로 발생하며, 후면부에는 입사파고의 반에 해당하는 Run-up이 발생 하였다. 본 구조물은 좌우 대칭이므로, Fig. 5(b)의 좌우 측면의 상대파고계는 동일한 Run-up 응답을 보였으며, 수치계산 결과를 기준으로 종동요 공진주기 근방에서 입사파고의 약 2.5배의 최대 Run-up이 발생한 것을 확인할 수 있다.
Fig. 5

Comparison of runup results between experiments and calculations with 3m height regular waves

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계류 스프링에 작용하는 힘으로부터 구한 구조물의 파랑평균 표류력 결과를 Fig. 6에 도시하였다. Fig. 6(a)(b)는 선형 감쇠와 2차항 감쇠만 고려한 계산 결과와 실험결과를 비교한 것이다. 단파장 영역으로 갈수록 파랑표류력이 증가하는 일반적인 경향을 보여주고 있으며, 구조물의 폭으로 무차원화하였을 때 0.7의 값으로 수렴해 가는 모습을 볼 수 있다. 특징적으로 종동요 공진주기 근방에서 국부적으로 파랑표류력이 증가하는 모습을 확인할 수 있으며, 다만 이 영역에서 모형시험 결과는 수치 해석 결과보다는 작은 값을 보인다. 이는 Fig. 4의 비선형 종동요 응답 특성으로 인하여 상대파고가 줄어들고, 그로 인하여 파랑표류력이 작은 폭으로 증가한 것으로 이해할 수 있다.
Fig. 6

Comparison of surge mean drift force between experiments and calculation

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3.2 불규칙파 중 운동 응답

적도 및 하와이 해역의 불규칙파 조건에 대해 OTEC(Ocean thermal energy conversion) 구조물에 대한 모형시험을 수행하였다. 재현주기는 적도 해역의 1년, 10년, 100년 조건을 고려하였으며, 하와이 해역에서 10년과 100년 조건을 고려하였다.
Fig. 7은 100년 주기의 불규칙파 조건에서의 OTEC 구조물의 상하동요 및 종동요 시계열을 보여주고 있다. 구조물의 최대 운동은 하와이 해역 불규칙파 조건(IRW05)에서 발생하고 있으며, 상하동요는 최대 약 18.0m, 종동요는 최대 약 28.2도 가량 운동이 발생하였다. Fig. 8은 5가지 불규칙파 조건에서의 상하동요와 종동요의 표준편차 결과를 제시하고 있다. 수치계산은 주파수 영역 계산을 수행하였고, 실험의 시계열을 처리한 결과와 비교 하였다. 본 연구의 OTEC구조물은 100년 재현주기 불규칙파 조건을 기준으로 적도해역 보다 하와이 해역조건에서 2배 이상의 상하동요 및 종동요 응답이 발생하였다. 적도해역에서는 100년 재현주기 조건에서 표준편차 값으로 약 1.15m의 상하동요와 약 1.5도의 종동요가 발생하였다. 이는 SDA(Significant double amplitude) 값으로 환산하면, 상하동요는 약 4.6m, 종동요는 6.0도에 해당한다. 반면 하와이 해역조건에서는 표준편차 값으로 상하동요가 약 2.5정도의 값을 가졌으며, SDA 값으로는 약 10.0m의 상하동요가 발생하였다고 볼 수 있다. 또한 동일한 조건에서 종동요는 표준편차 값으로 약 4.1도로써, SDA값은 약 12.4도에 해당한다. 이러한 결과는 본 OTEC 구조물의 하와이 해역조건 투입시에는 생존조건에 대해서 추가적으로 면밀한 검토가 필요함을 의미한다. 본 해역은 파랑 조건이 상대적으로 가혹하며, 현재 Heave 및 Pitch 공진 주기영역에 속해있으므로 공진주기를 피할 수 있는 설계가 요구된다. 더불어 자유롭게 매달린 라이저와 파워플랜트 장비의 사양 등의 추가적인 검토가 요구된다. 수치해석 결과는 대체로 모형시험과 잘 일치하는 경향을 보여주고 있으며, 다만 가장 파고가 큰 IRW05 조건에서는 부유체의 비선형 운동 특성에 의하여 모형시험 결과가 선형 감쇠를 이용한 수치해석 결과보다 약 25%가량 작은 상하동요 및 종동요 응답이 발생하였다. 또한 IRW01과 IRW04에서 수치해석보다 모형시험이 더 큰 종동요 응답을 제시하고 있다. 이 두 불규칙파는 정점주파수가 0.7rad/s 근방에 위치하는데, 이때 앞서의 규칙파 응답에서 고찰한 것처럼 점성효과로 인하여 구조물의 종동요가 기진하기 때문이다. 2차항 감쇠만을 고려한 수치해석 결과에서 상대적인 오차가 줄어든다.
Fig. 7

Time series of motion responses under irregular wave conditions (IRW03 (left) & IRW05 (right))

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Fig. 8

Comparison of heave and pitch responses of the OTEC platform in irregular waves

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Fig. 9(a)는 본 OTEC 구조물의 전후동요 운동 스펙트럼을 보여주고 있다. 계류 부유체 운동의 특징으로써 저주파수(Low freqeucy, LF)와 파주파수(Wave frequency, WF) 성분이 뚜렷이 구분되는 것을 볼 수 있다. Fig. 9(b)는 5가지 불규칙파 조건에서의 전후동요 응답을 전체성분(Total)과, 저주파수 성분(LF), 파주파수 성분(WF)으로 분리하여 표준편차값으로 제시하고 있다. 이 때 전체성분과 분리된 성분간의 관계는 아래 식으로 표현된다.
Fig. 9

Power spectral density(PSD) and Standard deviation(STD) of surge motion of the OTEC platform in irregular waves

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여기서 σLFσWF는 저주파수(Low frequency)와 파주파수(Wave frequency)의 표준편차(Standard deviation)을 각각 나타낸다. 비교를 위해 주파수영역 수치해석 결과를 같이 도시하였으며, 이는 파주파수 성분에만 해당되기 때문에 “WF (Cal.)”로 표기하였다. 파주파수 성분의 경우 모형시험과 선형과 2차 감쇠를 각각 이용한 주파수영역 수치해석 결과는 잘 일치하는 것을 확인할 수 있다.
그 결과를 Table 3에서 수치로 표기하였으며, 시험에서 얻은 파주파수 성분과 수치의 전체 성분이 유사함을 확인할 수 있다. 적도환경조건에서는 상대적으로 저주파수 성분이 우세하지 않으며, 하와이환경조건에서는 저주파수 성분이 우세하다. 저주파수 성분은 파랑표류력에 의해 발생하므로, 하와이환경조건에서 계류 장력에 대한 고려가 요구된다.
Table 3

Comparison of low & wave frequency of Surge STD

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3.3 조류 시험

구조물은 조류에 의해 전후방향의 편차(Offset)이 발생한다. Fig. 10은 적도해역의 100년 주기 환경조건에 대해 조류의 영향을 나타낸 것이다. 검정 실선은 IRW03에 해당하는 파랑만 존재하는 경우의 전후동요와 좌우동요의 모형시험 시계열 이며, 붉은 점선은 파랑과 조류가 함께 작용한 IRW08의 환경조건에 대 한 모형시험 시계열이다. 전후방향 거동에서 IRW03에 의한 평균값이 약 0.39m 발생하며, IRW08의 환경조건에서 평균값이 약 6.2m로 나타났다. 조류만 작용하는 경우 약 5.6m의 평균값이 나타났으므로, 조류하중에 의해 전후방향 Offset의 평균값이 지배됨을 확인할 수 있다. 더불어 IRW03에 의한 최대 변위가 4.6m이며, IRW08에 의해 최대 변위가 11.07m로 나타났다. IRW03에서 전후방향의 거동은 최대 7.89m이며, IRW08에서 전후 방향의 거동은 최대 9.39m이다. 그리고 조류에 의해 좌우방향의 거동은 최대 6.39m 발생하며, 파랑만으로 좌우방향의 거동이 1.19m 발생한다. 이는 조류로 인한 VIM(Vortex induced motion)에 의한 영향으로 예상된다. 전후동요와 좌유동요에 대한 주파수 특성을 분석한 그래프를 Fig. 10(c)에 나타내었다. 전후방향의 운동에서 파랑주파수 성분은 거의 유사하나 저주파수 성분이 커졌으며, 조류에 의해 좌우방향의 저주파수 운동이 발생하였다. 나머지 결과를 면밀히 분석하기 위해 통계치 해석을 수행하였다. 전후 방향 Offset의 평균값은 식 (3)과 같이 조류와 파랑 하중에 대해 선형적으로 근사화 할 수 있다.
Fig. 10

Current effects in experiment under irregular wave with equator 100 year conditions

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여기서 HOGHC7_2017_v31n2_81_e001.jpg는 파랑과 조류가 함께 작용할 때 발생하는 평균값이며, HOGHC7_2017_v31n2_81_e002.jpgHOGHC7_2017_v31n2_81_e003.jpg는 파랑과 조류만 작용할 때 발생하는 평균값을 각각 나타낸다.
Fig. 11은 적도부근 환경조건의 1년, 10년, 100년에 대한 전후 방향의 Offset 평균값과 표준편차를 살펴본 도표이다. 파란색 막대그래프는 파랑만 존재하는 IRW01~03에 대한 평균값과 표준편차이며, 보라색 막대그래프는 조류만 작용하는 경우의 값이다. 빨간색 막대그래프는 조류가 있는 경우인 IRW06~08의 결과이며, 녹색 막대그래프는 조류가 존재하지 않는 IRW01~03의 불규칙파 결과와 조류만 작용하는 경우 발생한 통계치를 선형적으로 더한 결과이다. 복합환경조건과 파랑과 조류의 통계치를 더한 결과를 비교하였다. 파랑과 조류의 표준편차의 합은 식 (1)과 같이 이차평균(RMS)으로 더하였다. 전후방향과 횡방향의 합이 파랑과 조류가 함께 작용하는 복합조건에 비해 값이 작으며, 이에 대한 고찰이 요구된다.
Fig. 11

Mean value and standard deviation(STD) results in experiment under irregular waves by current effects

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3.4 계류강성에 의한 영향

구조물의 전후동요는 스프링 강성에 의해 큰 영향을 받는다. 전체 시스템의 스프링 강성은 46kN/m와 6.9kN/m이며, 각 시스템에 대한 전후동요 주기는 90초와 165초이다. Fig. 12는 조류 유무에 따른 적도해역 100년 주기 환경조건에서의 시간영역 그래프를 나타낸 것이다. 검정 실선과 붉은 점선은 전후동요 고유 주기가 90초와 165에 해당하는 스프링에 대한 시간영역 그래프이다. 시간영역 그래프에서 파랑과 조류가 함께 작용함에 따라 전후방향의 Offset의 평균값과 좌우방향 응답의 크기 변화를 확인할 수 있다. 전체 계류스프링 강성이 46kN/m의 경우 평균값이 6.224m이며, 전체 강성이 6.9kN/m의 경우 18.769m로 offset이 약 3배 더 발생하였다. 좌우방향의 표준편차는 0.822와 2.124이며, 강성의 크기에 따라 약 2.58배의 표준편차 차이가 발생한다.
Fig. 12

Time series in irregular wave with current condition in current by spring effect

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스프링의 변화에 따른 영향을 살펴보기 위해 통계치 해석을 수행하였다. Fig. 13은 적도부근 환경조건의 1년, 10년, 100년에 대한 스프링의 영향을 표준편차로 살펴본 도표이다. 파란색과 초록색 막대그래프는 스프링 강성 46kN/m에 대한 결과이며, 빨간색과 보라색 막대그래프는 스프링 강성 6.9kN/m에 대한 결과이다. 전후동요를 제외하고 나머지 운동에 대해서는 스프링 효과가 나타나지 않는다. 이는 계류스프링은 저주파수 운동과 관련된 성분이므로 구조물의 파주파수에는 영향을 주지 않는다. 파랑만 작용하는 조건에서 스프링의 변화로 인해 전후방향 표준편차가 최대 55% 증가하였으며, 파랑과 조류가 함께 작용하는 조건에서는 전후방향 표준편차가 최대 115% 증가하였다. 전후방향의 거동에서 스프링의 강성에 의한 영향이 매우 크며, 추후 상세 계류 설계 시 구조물의 전후동요 등으로 인한 Watch circle과 계류선에 걸리는 하중을 분석해야 한다.
Fig. 13

Standard deviation(STD) results in irregular waves by spring effects

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4. 결 론

본 논문에서는 1MW OTEC 구조물의 운동 응답에 대한 수치 및 시험 연구를 수행하였다. 본 논문에서 얻은 결론은 다음과 같다.
(1) 구조물의 전면부에 전반사조건으로 인해 Run-up이 입사파고의 약 2배가량 발생하며, 후면부에는 입사파고의 반에 해당하는 Run-up이 발생한다.
(2) 불규칙파 응답에서 전후방향 응답은 저주파수와 파주파수 성분으로 나눠지며, 파주파수 성분은 모형시험과 수치해석 결과가 잘 일치한다. 더불어 종동요의 표준편차는 적도와 하와이 해역의 100년 조건에서 1.5와 4.1이며, 하와이 해역에 설치될 경우 면밀한 검토가 요구된다.
(3) 불규칙파와 조류가 함께 작용할 때 불규칙파에 의한 통계치에 비해 전후 및 종동요가 최대 66.6%와 92.8% 증가하였으며, 그 값은 4°를 넘어서지 않으므로 운용상의 안정성을 갖는다.
(4) 스프링 강성의 효과가 전후 방향의 저주파수 운동에만 영향을 주며, 불규칙파와 조류가 함께 작용할 때 전후방향 표준편차가 최대 115% 증가한다. 추후 계류 설계 시 플랫폼의 Watch circle과 계류선에 발생하는 하중의 검토가 구된다.

감사의 글

본 연구는 해양수산부의 국가R&D사업인 “1MW급 해수온도차발전 실증플랜트 개발”에 의해 수행되었습니다(PMS3680).

References

Kim, H.J., Lee, H.S., Jung, D.H., Moon, D.S., Hong, S.W.. (Implementation Plan to Commercialize OTEC Power Plant Proceedings Korean Society for Marine Environmental Engineering 2011 Fall Conference 2011). 233-240.

Lockheed, Martin NAVFAC OTEC Project, CDRL A014 and A021 2011.

Nam, B.W., Hong, S.Y., Kwon, Y.J., Jung, D.H., Kim, H.J.. (An Experimental and Numerical Study on Dynamic Motion Response of OTEC Platform Proceedings Korean Society of Ocean Engineers 2015 Spring Conference 2015). 100-103.

Oh, W.Y., Kim, H.J., Lee, H.S.. (A Feasibility Study of 1MW OTEC Plant Proceedings Korean Society for Marine Environmental Engineering 2011 Fall Conference 2015). 233-240.

Varley, R., Meyer, L., Cooper, D.. (Ocean Thermal Energy Conversion(OTEC) Lockheed Martin, 2011.

Vega, L.A.. (Ocean Thermal Energy Conversion Primer, Marine Technology Society Journal, 2003). 6(4):25-35.
crossref
Vega, L.A., Michaelis, D.. (First generation 50 MW OTEC plantship for the Production of Electricity and Esalinated Water Offshore Technology Conference OTC 2010). 1-17 20957.

Vega, L.A., Nihous, G.C.. (Design of a 5 MWe OTEC Pre-Commercial Plant Proceedings Oceanology International '94 Conference Brighton England: 1994.

Xiang, S., Cao, P., Erwin, R., Kibbee, S.. (OTEC Cold Water Pipe Global Dynamic Design For Ship-shaped Vessels ASME 2013 32nd International Conference on Ocean, Offshore and Arctic Engineering 2013). 1-10 OMAE2013-10927.



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