1.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 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 1 과 같다(Kim, 2011).

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 2 와 같다(Kim, 2011).

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 3 과 같다.

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 k - ε 모델과 k - ω 모델의 장점만을 융합한 모델로써 벽면 근처의 경계 층 영역에서는 k - ω 모델이 사용되며 주유동장에 대해서는 k - ε 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 y +, 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 k - ε 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 k - ω 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 4 에 계산조건을 요약 정리하였다.

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. 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.

4.2.출력곡선

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

여기에서Tq₁ [N·m]는 보조터빈의 걸리는 토크, Tq₂ [N·m]는 주 터빈의 걸리는 토크, Ω [rad/s]는 로터의 각속도, ρ[kg/m³]는 유체의 밀도, A[m²]는 로터의 유입면적(A=πR²), R[m]은 로터 의 반지름(R = D/2)이며, U ∞ [m/s]는 로터 유입속도이다(Kim et al., 2012; Cho et al., 2005).

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.