I. 서 론
최근 전 세계적으로 재생에너지로서의 전환이 가속화됨에 따라 풍력발전의 중요성이 지속적으로 확대되고 있다. 특히 해상풍력은 육상풍력에 비해 풍황 조건이 우수하고, 인근 거주민에 대한 소음 민원 발생이 상대적으로 적다는 장점으로 인해 활발한 연구와 보급이 이루어지고 있다.[1,2] 그러나 해상풍력발전기의 설치 및 운전 과정에서 발생하는 수중소음은 해양 환경에 부정적인 영향을 미칠 수 있는 주요 환경 요인 중 하나로 인식되고 있으며, 기존 연구에 따르면 이러한 수중소음은 해양 생물의 생태 변화를 유발할 수 있음이 보고된 바 있다.
해상풍력발전단지의 수중소음은 발전단지 수명 주기에 따라 음원 특성과 잠재적 생태 영향은 상이하게 나타난다. 건설 단계의 파일 항타 소음은 고레벨의 충격성 음원으로서 단기간에도 해양생물의 행동 변화 및 스트레스 반응 등에 대한 비교적 뚜렷한 영향이 보고된다.[3,4] 특히 동아시아 해역의 치어를 대상으로 한 실험 연구에서는 항타 소음 노출 시 유영·활동 패턴 변화와 회피 행동 증가 등 명확한 행동학적 반응이 관찰되어, 고레벨 충격성 소음이 단기적으로도 생물 반응을 유발할 수 있음을 뒷받침한다.[4] 반면 운전 단계의 수중소음은 일반적으로 저·중주파 중심의 지속적·준–톤성 성분이 지배적이며, 항타 소음에 비해 음압레벨이 상대적으로 낮아 단기적인 영향의 정량적 근거가 제한적이고, 종·거리·환경조건에 따라 반응이 다양하여 일관된 결론 도출이 쉽지 않은 것으로 정리되고 있다.[3,5]
풍력발전기에서 발생하는 수중방사소음이 해양 생태계에 미치는 영향에 대한 기존 연구는 주로 유럽 및 북미 해역에서 서식하는 해양 생물을 대상으로 수행되어 왔다. 그러나 해양 생물의 생태학적 특성 및 상업적 가치는 지리적·환경적 조건에 따라 상이하므로, 지역적 특성을 반영한 연구의 필요성이 제기되고 있다. 이에 따라 최근에는 아시아 해역에 서식하는 종을 대상으로 한 연구가 점차 증가하는 추세이다.[4] 이러한 맥락에서, 대한민국 연안 해역에 위치한 해상풍력발전단지 수중소음이 해양 생태계에 미치는 영향을 정량적으로 평가할 필요성이 있다. 일부 연구에서는 국내 해상풍력발전단지를 대상으로 수중소음을 실험적으로 계측하고자 하였으나, 계측 여건 및 비용, 장기간 관측의 어려움 등으로 인해 한계를 갖는 것으로 보고되었다.[6]
초기 해상풍력발전기의 수중음장에 관한 연구는 주로 건설 단계에서 발생하는 파일 항타 소음 저감을 중심으로 수행되어 왔다.[7,8] 그러나 최근 풍력터빈의 대형화 및 단지 규모의 확대에 따라, 운전 단계에서 발생하는 수중 방사소음의 중요성이 부각되면서 이에 대한 관심도가 증가하고 있다.[6] 풍력터빈 가동 시 로터–나셀 조립체(Rotor–Nacelle Assembly, RNA) 및 기계요소에 의해 지속적인 기계적 진동이 발생하고 바람, 파도 및 조류에 의한 구조물 응답 역시 하부구조물을 통해 수중으로 전달되어 수중소음으로 방사된다.[9]
해상풍력발전기는 통상 20년 – 30년 수준의 장기간 운전이 전제되므로, 상대적으로 낮은 수준의 소음이라 하더라도, 운전 단계에서 발생하는 수중소음의 특성을 장기적인 관점에서 체계적으로 평가할 필요가 있다. 특히 운전 조건 변화에 따라 발생하는 수중방사소음은 주파수 성분과 공간적 분포가 달라질 수 있으며, 이러한 소음에 해양 생물이 장기간 반복적으로 노출될 경우 행동 양식이나 서식지 이용 패턴에 영향을 미칠 가능성이 있다. 발전단지가 대규모화되고 운전 기간이 장기화되는 추세를 고려할 때, 운전 단계에서 발생하는 지속 소음의 전파 특성을 정량적으로 규명하는 일은 해양 환경 영향 평가와 합리적인 관리 기준을 마련하기 위한 핵심 요소라 할 수 있다.
해상풍력 단지에서의 소음 영향을 평가하기 위해서는 음원의 크기뿐 아니라, 주파수에 따른 에너지 분포, 구조물에 의해 형성되는 방사 방향성, 그리고 거리 증가에 따라 나타나는 감쇠 특성을 함께 이해할 필요가 있다. 동일한 운전 조건에서도 하부구조 형상에 따라 진동 전달 경로와 방사 효율이 달라질 수 있으며, 이러한 차이는 수중 음장의 공간 분포에 직접적으로 반영된다.
수중 음향 전파를 기술하기 위한 방법으로는 거리의 로그 함수에 기반한 단순화된 확산 모델이 실무적으로 활용되는 경우가 많다. 이러한 접근은 적용이 용이하다는 장점이 있으나, 실제 해상풍력터빈과 같이 다수의 구조 요소가 결합 된 시스템에서 발생하는 분포 음원의 특성을 충분히 반영하기에는 한계가 있다. 특히 주파수에 따라 방사 패턴이 변화하고 에너지의 집중 또는 분산이 달라질 경우, 단일 계수로 표현되는 감쇠 모델은 실제 전파 거동을 대표하지 못할 가능성이 있다.
따라서 해상풍력 단지 규모의 장기적인 소음 영향을 보다 신뢰성 있게 예측하기 위해서는 운전 조건에 따른 음원의 주파수 특성과 방사 형상을 함께 분석하고, 이들이 거리 감쇠 과정에서 어떠한 방식으로 반영되는지를 체계적으로 평가하는 과정이 요구된다. 다시 말해, 음원의 생성 메커니즘과 전파 거동을 분리된 문제가 아니라 상호 연계된 현상으로 이해할 필요가 있다.
특히 해상풍력 발전이 대규모 단지로 확대되는 최근의 개발 환경에서는 원거리 전파 특성뿐 아니라 발전 설비 인근에서 형성되는 국지적 음장에 대한 이해가 중요해지고 있다. 다수의 터빈이 밀집 배치되는 조건에서는 개별 터빈 주변의 근거리 소음 분포가 중첩되어 단지 내부의 실제 음향 환경을 결정하게 되며, 이는 해양 생태계 관리와 운영 전략 수립에 직접적으로 영향을 미친다. 또한 발전 단지 내 공간을 활용한 수산업 활동 등 공존 모델에 대한 관심이 높아지면서, 터빈 주변 수백 미터 범위에서의 정밀한 소음 예측 요구가 점차 증가하고 있다. 따라서 근거리 영역에서의 주파수 의존 전파 특성을 정량적으로 규명하는 작업은 실질적인 활용 측면에서도 중요한 의미를 갖는다.
이러한 배경을 바탕으로 본 연구에서는 해상풍력터빈 운전 조건에서 발생하는 수중방사소음을 진동–음향 연성 수치해석을 통해 예측하였다. 이를 위해 터빈에 작용하는 공력 하중을 바탕으로 구조 가진 조건을 정의하고, 유한요소해석을 이용하여 구조물의 동적 응답과 해상풍력터빈 주변의 수중소음을 예측하였다. 또한 해수면과 해저면 경계의 음향학적 특성을 모델에 반영함으로써 실제 해양 환경을 고려한 전파 조건을 구현하고, 계산 결과의 물리적 타당성을 확보하고자 하였다.
이와 같이 구축된 해석 체계를 바탕으로 하부구조물 형식과 주파수 대역 및 거리에 따른 음압을 예측하고, 전파 거리 증가에 따른 전달손실(Transmission Loss, TL)를 도출하여 확산 거동을 정량적으로 비교하였다. 특히 본 연구에서는 단순 감쇠 수준의 비교를 넘어, 주파수에 따라 변화하는 방사 특성 및 공간적 분포를 함께 분석함으로써 감쇠 특성의 차이를 유발하는 물리적 요인을 해석하고자 하였다.
아울러 동일한 운전 조건에서도 구조 형상에 따라 방사 효율과 전파 특성이 어떤 식으로 달라지는지를 평가하여, 해상풍력 단지 규모의 소음 예측 시 고려되어야 할 핵심 요소를 도출하고자 하였다. 이를 통해 단일 확산계수에 의존하는 기존 접근을 보완하고, 보다 현실적인 전파 해석 체계를 마련하기 위한 근거를 제공하는 것을 연구의 주요 목표로 한다.
II. 대상 풍력터빈 및 하부구조물 모델
본 연구에서는 해상풍력터빈 운전 단계에서 발생하는 수중방사소음을 예측·분석하기 위해, 연구용 기준 모델로 널리 활용되고 있는 NREL 5 MW 급 기준 해상풍력터빈을 대상 모델로 선정하였다.[10]
NREL 5 MW 풍력터빈은 로터 직경, 정격 출력, 제어 방식 등이 공개되어 있어 다양한 선행 연구에서 구조·동역학 및 진동–음향 해석의 기준 모델로 활용되어 왔으며, 수치해석 기반 연구 결과의 비교 및 재현성이 확보된다는 장점을 가진다.
대상 풍력터빈은 3엽 로터를 갖는 수평축 풍력터빈으로, 가변 회전수 및 피치 제어 방식을 적용하고 있다. 풍속 변화에 따라 로터 회전수 및 발전기 운전 상태가 달라지며, 이에 RNA 및 구동계의 동적 응답 특성이 변화한다. 이러한 동적 응답은 하부구조물을 통해 기초부로 전달되어 수중방사소음의 주요 가진원으로 작용할 수 있으므로, 본 연구에서는 풍속을 운전 조건의 핵심 변수로 설정하였다. Table 1에는 대상 풍력 터빈의 주요 제원을 정리하였다. 풍력터빈의 운전 조건별 동역학 응답 및 하중 이력은 오픈소스 기반의 풍력터빈 통합하중해석 도구(OpenFAST Ver. 4.0.4)를 이용하여 산출하였으며, 이를 이후 구조–음향 연성 해석을 위한 입력 자료로 활용하였다.
Table 1.
Specification of NREL 5 MW reference wind turbine model.[10]
해저 고정식 해상풍력터빈의 하부구조물은 설치 해역의 수심, 지반 조건 및 설계 요구 사항에 따라 다양한 형식이 적용된다. 하부구조물의 형식은 구조 강성, 질량 분포, 감쇠 특성 및 하중 전달 경로에 직접적인 영향을 미치며, 이는 운전 중 발생하는 구조 진동과 수중방사소음 특성에도 차이를 유발할 수 있다. 이에 본 연구에서는 대표적인 해저 고정식 하부 구조물 형식인 모노파일 그리고 자켓을 비교 대상으로 선정하여 수중방사소음 예측·분석을 수행하였다.
모노파일 하부구조물은 단일 원통형 강관을 해저면에 관입하여 지지하는 구조로, 비교적 단순한 형상을 갖는다. 구조적 특성상 주요 하중이 단일 부재를 통해 전달되며, 저차 진동 모드가 지배적인 구조 응답 특성을 나타내는 것으로 알려져 있다. 본 연구에서는 Offshore Code Comparison Collaboration(OC3) Phase I 프로젝트[11]에서 정의된 NREL 5 MW 기준 풍력터빈과 결합된 고정식 모노파일 하부구조물 케이스를 참고하여 하부구조물을 모델링하였다. 다음으로 자켓 하부구조물은 다수의 부재로 구성된 격자 형태의 구조로, 모노파일 및 트라이포드 구조에 비해 상대적으로 높은 구조 강성과 복잡한 하중 전달 경로를 갖는다. 자켓 구조는 다수의 연결부와 부재를 통해 하중이 분산 전달되며, 이에 따라 고유진동수 분포 및 모드 형상이 다른 하부구조물 형식과 상이하게 나타날 수 있다. 자켓 하부 구조물은 Offshore Code Comparison Collaboration Continuation(OC4) Phase I 프로젝트[12]에서 제시된 NREL 5 MW 기준 풍력터빈과 결합된 4-leg 자켓 하부구조물 케이스를 참고하여 모델링 하였다.
Fig. 1에 본 연구에서 고려한 풍력터빈 및 각 하부구조물의 간략한 형상을 나타내었다. 풍력터빈과 각 하부구조물의 상세 제원 및 구조적 조건은 Reference [10], [11], [12]와 각 프로젝트에 제시된 기준 모델을 기반으로 설정하였다. 크기 및 위치관계를 설명하기 위하여, Fig. 2에 대표적으로 자켓 하부구조믈 기반 해상풍력터빈의, RNA를 제외한, 개략적인 형상과 주요 높이 조건을 나타내었다. 평균해수면(Mean Sea Level, MSL)을 기준으로 하부구조물 상단에는 트랜지션 피스를 배치하였으며, 그 상부에는 타워 구조가 연결된다. 본 연구에서는 수심을 30 m로 설정하였으며, 평균해수면 상부 및 하부에 위치한 각 구조물의 상대적 높이 관계를 고려하여 구조 모델을 구성하였다.
III. 수중방사소음 가진원 정의 및 특성
해상풍력터빈 운전 단계에서 발생하는 수중방사소음을 수치적으로 예측하기 위해서는, 바람 및 파도에 의해 유발되는 풍력터빈의 동적 응답을 적절하게 재현하는것이 중요하다. Pangerc et al.[13]은 운전 중인 해상풍력터빈에서 방사되는 수중소음이 풍속 변화에 따른 로터 회전과 타워 진동에 의해 영향을 받음을 보고하였다. 이에 따라 본 연구에서는 풍력터빈 운전 중 발생하는 로터 회전 및 파도에 의한 하부구조물 가진을 주요 수중방사소음 가진원으로 고려하였다.
본 연구에서는 운전 조건에 따른 풍력터빈의 하중 및 동적 응답을 산출하기 위해 풍력터빈 통합 하중 해석 프로그램은 OpenFAST Ver. 4.0.4를 이용하였다. 고정식 해상풍력터빈 하중해석을 위해 OpenFAST의 ServoDyn, ElastoDyn, SubDyn, InflowWind, AeroDyn 그리고 HydroDyn 모듈을 사용하였다. 풍하중 계산을 위한 AeroDyn 모듈은 InflowWind 모듈을 통해 전달받은 데이터를 바탕으로 터빈의 공기역학적 부하를 계산한다[14]. 하부구조물에 가해지는 파도에 의한 유체역학적 하중의 계산은 HydroDyn을 이용하였으며, 모듈은 입력받은 해상정보를 기반으로 하부구조물 노드에 대한 동적 하중 분석을 수행한다. Fig. 3에 OpenFAST의 각 모듈간의 상호작용을 나타내었다.
실제 풍력터빈 운전 시에는 풍속, 파랑 등 다양한 환경 조건에 의해 구조 하중 및 동적 응답이 발생하므로, 이러한 환경 조건을 고려한 체계적인 하중 분석이 필요하다. 풍력터빈 설계 및 해석에서는 환경 조건에 따른 하중 시나리오를 설계 하중 케이스(Design Load Case, DLC)로 정의하며, DLC 분석을 통해 풍력터빈이 받는 하중 특성을 체계적으로 평가할 수 있다. 풍력터빈 운전 중 발생하는 가진원은 풍속 및 파랑 조건에 따라 시간 영역 및 주파수 영역에서 상이한 특성을 보인다. 본 연구에서는 IEC-61400-1에서 제시한 정상 운전 조건에 해당하는 DLC 1.2를 분석 대상으로 선정하였다. 풍속 조건은 터빈의 작동 특성을 고려하여, 컷인 풍속 이후 부분부하, 그리고 정격 운전 영역을 대표할 수 있도록 , 5 m/s, 9 m/s, 15 m/s 및 25 m/s의 네 가지 풍속 조건을 설정하였다. 이 중 5 m/s와 9 m/s는 로터 회전수 및 출력이 풍속에 따라 증가하는 부분부하 운전 영역을, 15 m/s와 25 m/s는 피치 제어에 의해 출력이 제어되는 정격 운전 영역을 각각 대표한다. 풍속 조건에서의 환경 입력 조건을 Table 2에 정리하였다.
Table 2.
Meteorological conditions for DLC 1.2 based on target wind speeds.
구조–음향 연성 해석을 위해 풍력터빈 통합 하중 해석 결과로부터 주요 가진 성분을 추출하였다. 정격 풍속 조건에 대해 로터 회전에 의해 발생하는 추력 하중과 파도에 의해 하부구조물에 작용하는 수력학적 힘을 시간 영역에서 추출하였으며, 대표적으로 자켓을 하부구조물로 갖는 모델의 해당 결과를 Fig. 4에 나타내었다.
풍력터빈 운전 시 구조물에는 바람 및 파랑에 의한 공력·환경 하중뿐만 아니라, 구동계의 회전에 기인한 나셀 가진력이 함께 작용한다. 특히 기어박스 및 발전기에서 발생하는 주기적 회전 성분은 구조물에 톤성 또는 준톤성 가진원으로 전달될 수 있으며, 이는 수중방사소음 형성에 중요한 영향을 미칠 수 있다. 구동계 가진력의 주파수 특성을 반영하기 위해, 본 연구에서는 Dąbrowski와 Natarajan[15]이 제시한 5 MW급 풍력터빈 기어박스의 구조 정보를 참고하였다. 해당 연구는 다단 기어 구성을 갖는 5 MW급 구동계의 감속비 및 기어 단계별 특성을 제시하고 있으며, 이는 대형 풍력터빈 구동계의 일반적인 특성을 대표할 수 있다. 이를 바탕으로 Marmo et al.[16]이 제시한 방법론을 따라, 구동계 가진력을 주파수 영역에서 정의된 힘 스펙트럼의 형태로 모델링하였다.
Marmo et al.[16]는 구동계 가진력을 기어 맞물림에 기인한 이산 주파수 성분으로 가정하고, 해당 성분을 최대 15차 고조파까지 고려한 정규분포 함수들의 합으로 이상화하였다. 이러한 접근은 특정 주파수 성분에서의 가진력 집중과 고조파 성분에 의한 구조 공진 가능성을 동시에 고려할 수 있다는 장점이 있다. 본 연구에서는 동일한 수학적 표현을 적용하되, 가진력의 크기를 경험적으로 가정하는 대신 운전 조건별 동적 응답을 반영하도록 구성하였다.
Dąbrowski와 Natarajan[15]의 연구에서 제시된 5 MW급 기어박스는 총 감속비가 81.5로 정의되어 있으나, NREL 5 MW 기준 풍력터빈의 구동계 감속비는 97이다. 따라서 두 시스템 간의 감속비 차이를 보정하기 위해 각 기어 단계의 감속비를 Table 3과 같이 스케일링하였다. 이를 통해 NREL 5 MW 기준 터빈 구동계에 상응하는 기어 맞물림 주파수를 산정하였다.
Table 3.
Gear ratios at each stage of the gearbox adopted in the present study, in comparison with the reference gearbox reported by Dąbrowski et al.
| Dabrowski et al. | Present study | |
|
Stage 1 (Planetary) | 5.714 | 6.055 |
|
Stage 2 (Parallel) | 3.565 | 3.778 |
|
Stage 3 (parallel) | 4 | 4.329 |
| Total ratio | 81.5 | 97 |
가진력의 주파수 영역 표현식은 다음의 Eq. (1)과 같다.
여기서 F(f)는 주파수 f에 따른 구동계 가진력의 스펙트럼 진폭을 의미한다. 그리고, f는 주파수, σ는 가진력이 유효한 주파수 대역을 정의하는 형상 계수이다. fmesh 는 각 기어 단계에서의 기어 맞물림 주파수를 나타낸다. 본 연구에서는 σ를 Stage 1, 2 그리고 3에 대하여 3, 2.5 그리고 2를 각각 적용하였다. 마지막으로, Fmesh 는 각 기어 단계에서의 기준 가진력 진폭을 의미하며, 이는 구동계에 작용하는 토크를 기반으로 산정된다. 본 연구에서는 저속축(Low Speed Shaft, LSS)에 작용하는 토크를 OpenFAST 통합 하중 해석 결과로부터 산출된 시간 평균값으로 정의(TLSS)하고, 이를 이용하여 각 기어 단계에서의 기어 맞물림 힘을 계산하였다. 해당 관계는 Eqs. (2), (3), (4)와 같다.
여기서, d는 각 기어 단계의 기어 직경, i는 감속비, n은 위성기어 수를 의미한다. Eqs. (2), (3), (4)는 각 기어 단계에서의 토크를 기어 맞물림에 의해 발생하는 물리적 가진력의 진폭으로 변환하는 식으로, Eq. (1)에 사용되는 Fmesh 의 기준값을 결정한다. 따라서 풍속에 따른 운전 조건 변화가 구동계 토크를 통해 가진력 크기에 반영되고, Gear Mesh Frequency (GMF) 및 고조파 성분에 따른 주파수 특성이 포함된 구동계 가진력 스펙트럼을 구성하였다. 구동계 가진력 스펙트럼을 아래 Fig. 5에 나타내었다.
풍속 증가에 따라 로터 회전수 및 구동계 회전수가 증가함에 따라 GMF 성분의 위치가 고주파 영역으로 이동하며, 가진력의 진폭이 전반적으로 풍속 상승에 따라 증가하는 경향을 보인다. 그러나 풍속 15 m/s와 25 m/s 조건에서 GMF 분포가 유사함을 보인다. 이는 해당 풍속 구간이 풍력터빈의 정격 운전 영역으로 터빈 날개의 피치 제어를 통해 로터 회전수가 일정하게 유지되기 때문이다.
로터 추력은 RNA를 통해 타워 상부로 전달되는 주요 공력 가진원으로, 구조물의 저차 굽힘 모드를 지배한다. 이에 따라 RNA를 집중질량으로 모델링하고 해당 위치에 추력 하중을 집중 하중 형태로 적용하였다. 또한 구동계에서 발생하는 기어 맞물림 힘(GMF) 역시 나셀에서 기인하는 고주파 가진 성분이므로 RNA 위치에 집중 하중으로 적용하였다. 파랑에 의한 수력학적 하중은 HydroDyn 모듈에서 하부구조물에 대해 계산되며, 본 연구에서는 구조물의 전역 동적 응답을 재현하기 위해 x, y, z 방향의 전역 힘 성분을 구조해석 입력으로 사용하였다. 분포 하중을 요소별로 직접 재현하기보다는, 전역 힘 성분을 하중 전달 경로의 대표 위치인 트랜지션 피스에 적용하여 구조물 전체의 진동 특성을 반영하도록 하였다.
IV. 수치해석 모델
본 장에서는 해상풍력터빈 운전 시 발생하는 수중방사소음을 예측하기 위해 적용한 해석 영역, 수치해석 모델 및 경계 조건에 대해 기술하였다.
운전 단계에서 지배적으로 발생하는 저주파 및 중저주파 소음 성분을 대상으로 예측할 수 있도록 해석 주파수 범위 및 주파수 간격을 각각 10 Hz – 200 Hz, 5 Hz로 설정하였다. 하한 주파수인 10 Hz에 해당하는 수중 음파의 파장은 약 150 m 수준으로, 이를 포함하기 위해 타워 중심으로부터 반경 180 m의 원통형 음향 해석영역을 구성 하였다. 수심은 대한민국 연안 고정식 해상풍력 발전단지의 일반적인 설치 조건을 고려하여 30 m로 설정하였다.
Fig. 6에 진동–음향 연성 해석을 위한 해석 영역의 개략도를 나타내었다.
해상풍력터빈 구조물의 진동 응답과 그로부터 방사되는 수중 음장을 동시에 예측하기 위해 진동–음향 연성 해석기법을 적용하였다. 구조 영역과 음향 영역의 지배방정식은 각각 운동방정식과 음향 파동 방정식으로 표현되며, 이를 유한요소법(Finite Element Method, FEM) 기반으로 정식화하여 구조–음향 연성 해석을 수행하였다. 외력 {Fs}에 의해 가진되는 구조물의 운동 방정식은 다음과 같이 표현된다.[17,18]
여기서 , 및 는 각각 구조물의 질량, 감쇠 그리고 강성 행렬을 의미하며, , , 는 구조물의 가속도, 속도, 변위 벡터이다. 음향 영역에서의 지배방정식은 압축성 유체에 대한 음향 파동 방정식으로 표현되며 다음 식과 같다.
여기서 p는 음압, c는 매질 내 음속이며, 음속은 다음의 관계로 정의된다.
여기서 ρ는 유체 밀도, κ는 체적 탄성계수이다. 다음으로 구조–음향 연성 해석에서는 구조물의 진동으로 인해 유체가 가진 되고, 동시에 유체의 음압이 구조물 표면에 하중으로 작용한다. 구조–유체 경계면에서의 음압은 구조물에 다음과 같이 하중으로 표현된다.
여기서 Ns는 구조 요소의 형상함수, ns는 구조 표면의 법선 벡터이며, [A]는 구조–음향 연성 행렬을 의미한다. 한편, 구조물의 가속도는 음향 영역의 경계 조건으로 작용하며, 구조–유체 경계면에서 다음의 연성 조건을 만족해야 한다.
다음으로 음향 방정식을 유한요소 형식으로 정식화하면 다음과 같은 연성 방정식을 얻을 수 있다.
최종적으로 구조 영역과 음향 영역을 결합한 진동–음향 연성 방정식은 다음과 같이 표현된다.
유한한 음향해석 영역으로 경계에서의 비물리적 음향파 반사를 방지하기 위해 Fig. 6의 비반사 경계조건으로, 음향해석 영역 외곽 경계에 Automatically Matched Layer(AML) 경계조건을 적용하였다. AML은 가상의 감쇠층을 통해 음향파를 흡수함으로써 반사를 최소화하며, 이는 다음의 Sommerfelt 방정식으로 표현된다.
본 연구에서는 하부구조물의 기초지지 조건을 단순화하기 위해, 해저면과 접하는 기초 경계에 완전 고정 조건을 적용하였다. 이는 구조물–지반 상호작용을 상세 모델링하기보다는, 지반 물성 및 관입/접촉 조건을 불확실성을 배제하고 경계조건을 통일함으로써, 형상 및 운전 조건에 따른 방사 특성 차이를 보다 명확히 해석하고자 하였다. 실제 설치 조건에서의 관입 깊이 및 지반–구조물 상호작용을 포함한 검토는 향후 연구에서 추가적으로 수행할 예정이다.
다음으로 해저면 및 해수면에 적용한 경계조건에 대한 설명이다. 먼저, 해저면 경계조건을 위해 대한민국의 서해 퇴적물에 의한 음파 흡수 및 반사 특성을 고려하기 위해, Biot–Stoll 다공성 매질 이론을 기반으로 해저 퇴적물을 모델링하였다. 퇴적물의 음향 임피던스를 계산하기 위해 다음의 Williams[19]가 제시한 복소 등가 밀도 계산식을 이용하여 복소 임피던스를 획득하였다.
여기서 ρ는 혼합 밀도, 는 위상 속도를 의미한다. Eq. (15)의 F는 점성 보정 계수로, 공극 내 유체의 점성 저항 효과를 반영하는 항이다. T(ε)은 켈빈(Kelvin) 함수로 정의되는 복소 보정 함수로, 공극 내 유체의 점성 경계층 거동을 반영한다. ε은 무차원 매개변수로, 공극 내 유체의 점성 경계층 두께와 공극 반경의 비를 나타내는 항이다. 서해 해저 퇴적물의 물성치는 Zhou et al.[20]의 정리 자료와 Kim et al.[21]의 실측 데이터를 기반으로 재정리하였으며, 적용한 물성치는 아래의 Table 4와 같다. φ는 입도지수로서 φ = –log2(d)로 정의되며, d는 평균 입자 직경을 의미한다. 계산된 퇴적물의 음향 임피던스는 다음의 Fig. 7과 같다.
Table 4.
Physical parameters used for calculating the acoustic complex impedance of the Yellow Sea seabed.
| Parameter | Details |
|
Grain density () | 2690 kg/m3 |
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Porosity (𝛽) | 0.649 |
|
Tortuosity (𝛼) | |
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Permeability (𝜅) | m2 |
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Viscosity (𝜂) | 0.001 pa·s |
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Fluid density () | 1023 kg/m3 |
|
Pore size (a) |
바람에 의해 형성되는 해수면의 동적 거동은 수중 음파의 반사 및 산란 특성에 영향을 미칠 수 있다. 그라나 본 연구의 대상 주파수 범위(10 Hz – 200 Hz)에서는 수중 음파의 파장이 해수면 거칠기 규모에 비에 충분히 크며, 이로 인해 해수면은 이상적인 자유수면에 가까운 반사 특성을 보일 것으로 판단된다. 이에 따라 본 연구에서는 해수면을 공기–해수 간의 음향 임피던스 차이가 매우 큰 자유수면으로 가정하고, 압력방출 경계조건(pressure release boundary condition, p = 0)을 적용하였다.
구조 격자는 충분한 해상도를 확보하기 위해 타워 둘레에 최소 20개 이상의 요소가 배치 되도록 설정하였다. 타워, 트랜지션 피스 그리고 하부구조물인 자켓으로 갈수록 형상이 복잡해짐을 고려하여 격자 크기를 점진적으로 감소시켰다. 그리고 형상이 상대적으로 복잡하지 않은 모노파일 하부구조물 또한 동일한 격자 해상도를 적용함으써, 하부구조 형상 차이에 기인한 진동–음향 응답 특성만을 비교할 수 있도록 자켓 형식의 하부구조물과 격자의 크기가 같도록 구성하였다. 구조 격자의 종류 및 크기를 다음의 Table 5에 정리하였다.
Table 5.
Physical parameters used for calculating the acoustic complex impedance of the Yellow Sea seabed.
| Mesh size | Mesh type | |
| Tower | 500 mm | Tri3 |
| Transition piece | 250 mm | Tetra4 |
| Substructure | 62.5 mm | Tri3 |
구성된 구조 격자는 Fig. 8에 나타내었다. RNA는 집중 질량으로 모델링 하였다.
수중 방사소음의 주파수 영역 해석에서 음향 격자의 해상도는 해석 결과의 정확도에 직접적인 영향을 미친다. 본 연구에서는 목표 상한 주파수에서의 음파 파장을 기준으로 충분한 공간 해상도를 확보하기 위해, 음향 영역 내에서 상한 주파수 파장당 최소 6개의 격자 요소가 포함되도록 음향 격자를 구성하였다. 진동–음향 연성 해석 과정에서 구조 격자와 음향 격자 간 해상도 차이에 따른 보간 오차가 발생할 수 있다. 이를 최소화 하기 위해 하부 구조물과 접촉하는 음향 격자의 크기를 구조 격자 크기와 동일한 62.5 mm로 설정하였다. 또한 음향 격자의 크기가 62.5 mm에서 최대 1.25 m까지 급격하게 증가할 경우 수치적 안정성 저하 및 결과 신뢰도 감소가 발생할 수 있으므로, 음향 격자의 성장률은 1.3으로 제한하였다. 이러한 음향 격자 구성 조건을 Table 6에 정리하였다.
Table 6.
Physical parameters used for calculating the acoustic complex impedance of the Yellow Sea seabed.
| Property | Details |
| Acoustic mesh type | 3D-tetra4 |
| Substructure contact mesh size | 62.5 mm |
| Maximum mesh size | 1.25(λMax. Freq./6) |
| Mesh growth rate | 1.3 |
생성된 음향 격자를 Fig. 9에 나타내었다. 수치적 실행은 유한요소 상용해석 소프트웨어 Simcenter3D 2412를 이용하였다.
V. 결과 및 고찰
본 장에서는 수치해석을 통해 예측된 해상풍력터빈 운전 조건 및 하부구조물 형식에 따른 수중방사소음의 특성을 분석하였다.
자켓 형식의 하부구조물을 갖는 해상풍력터빈에 대해, 풍속 조건별 수중 방사소음을 다양한 거리에서 산출하였다. 측정 지점은 풍력 터빈을 중심으로 주풍향 풍하측 방항으로 각 각 10 m, 50 m, 100 m 그리고 180 m 지점이다. Fig. 10에 풍속 조건에 따른 측정 거리별 음압레벨(Sound Pressure Level, SPL) 스펙트럼을, Table 7에 해당 스팩드럼의 Overall SPL을 나타내었다.
Table 7.
Overall underwater SPL of the jacket substructure for wind speeds of 5 m/s, 9 m/s, 15 m/s, and 25 m/s. SPL in dB re 1 μPa.
| Wind speed | 10 m | 50 m | 100 m | 180 m |
| 5 m/s | 127.7 | 114.6 | 103.4 | 93.5 |
| 9 m/s | 144.3 | 129.8 | 116.6 | 108.6 |
| 15 m/s | 151.6 | 136.7 | 121.0 | 108.0 |
| 25 m/s | 151.6 | 136.8 | 121.1 | 108.0 |
풍속이 증가함에 따라 음압레벨이 전반적으로 상승하는 경향을 확인할 수 있다. 그러나 정격 운전 영역에 해당하는 15 m/s 이상의 조건에서는 풍속이 추가적으로 증가하더라도 SPL 증가폭은 크지 않으며, 스펙트럼의 형상 또한 유지된다. 이러한 경향은 터빈의 피치 제어에 의해 로터 회전수가 일정하게 유지되면서 구동계 및 구조물에 전달되는 동적 하중의 변화가 크게 증가하지 않기 때문으로 해석된다. 즉 발전 출력이 포화되는 운전 조건에서는 가진력의 증대가 제한되며, 이에 따라 수중으로 방사되는 음향 에너지 역시 일정 수준에서 유지되는 특성을 보인다. 그리고 측정 거리 증가에 따른 음압레벨 감소 경향 또한 모든 풍속 조건에서 공통적으로 나타난다. 이는 기하학적 확산 효과와 더불어 해저면 경계에서의 에너지 소산이 함께 작용한 결과로 판단된다. 다만 풍속 변화에 의한 차이는 거리 증가와 함께 점차 완화되는 양상을 보이며, 원거리로 갈수록 초기 방사 에너지 차이에 의한 영향이 감소하는 것으로 해석된다.
다음으로 동일한 운전 조건에서 하부구조물 형상 차이에 따른 수중방사소음 특성을 비교하기 위해, 자켓 형식과 모노파일 형식 하부구조물을 갖는 터빈을 대상으로 풍속 15 m/s 조건에서의 결과를 분석하였다.
Fig. 11에 두 하부구조물에 대해 거리 10 m, 50 m, 100 m 및 180 m에서 계산된 SPL 스펙트럼을 나타내었다. 전반적으로 자켓 형식에 비해 모노파일 형식이 대부분의 주파수 영역에서 더 높은 수중 음압레벨을 나타낸다. 이는 단일 원통형 부재를 통해 하중이 비교적 직접적으로 전달되는 모노파일 구조의 특성으로 인해 구조 진동 에너지가 수중으로 보다 효율적으로 방사되기 때문으로 해석된다. 이와 같은 구조 형식에 따른 차이는 Table 8에 제시된 거리별 Overall SPL 결과에서도 일관되게 확인된다. 모든 거리에서 모노파일 형식이 자켓 형식보다 높은 레벨을 유지하며, 특히 거리 증가에 따라 두 구조 간의 차이가 확대되는 양상이 나타난다. 이는 하부구조 형상에 의해 형성된 방사 특성의 차이가 전파 과정에서도 지속적으로 반영된 결과로 판단된다.
Table 8.
Overall underwater SPL at a wind speed of 15 m/s for the jacket and monopile substructures.
| Type | 10 m | 50 m | 100 m | 180 m |
| Jacket | 151.6 | 136.7 | 121.0 | 108.0 |
| Monopile | 162.7 | 145.8 | 138.6 | 129.7 |
TL는 음원으로부터 방사된 음향파가 거리 증가에 따라 감소하는 정도를 나타내며, 일반적으로 기준 거리에서의 음압과 관심거리에서의 음압 차이로 정의된다. TL은 다음과 같이 기하학적 확산과 흡수 효과를 포함한 경험식으로 표현된다.[22]
여기서 N은 기하학적 확산계수, 𝛼는 매질의 흡수에 의한 감쇠를 그리고 r은 거리를 의미한다. 이상적인 자유 음장에서는 구면 확산에 해당하는 N = 20, 원통 확산의 경우 N = 10을 대표값으로 사용한다. 그러나 천해 환경에서는 해수면과 해저 경계, 다중 경로 전파 등의 영향으로 인해 단순 이론값보다 큰 감쇠가 관측되며, 실제 계측 연구에서는 N = 20 ~ 25 수준까지 증가하는 사례도 보고된다.[22,23,24] 한편 본 연구의 주파수 범위와 최대 분석 거리를 고려할 때, 흡수항 𝛼r 이 TL에 기여하는 값은 매우 작아 사실상 무시 가능한 수준이다. 따라서 본 연구에서는 거리 감쇠 특성이 주로 기하학적 확산과 경계면 상호작용에 의해 결정된다고 가정하고, 10 m 지점을 기준으로한 음압을 참조값으로 하는 상대 TL를 정의하였다.
여기서 L(r)은 각 거리에서의 Overall SPL이다. 주파수 의존성을 고려하기 위하여 10 Hz – 50 Hz, 50 Hz – 100 Hz 그리고 100 Hz – 200 Hz의 세 개의 대역으로 구분하여 수행하였다.
Fig. 12(a) ~ (c)는 풍속 15 m/s 조건에서 자켓 형식과 모노파일 형식의 하부구조물을 갖는 터빈 수중소음의 거리별 TL 변화를 나타낸다. 실선은 예측값, 점선은 아래의 식으로 수행한 회귀 결과를 의미한다.
Fig. 12.
(Color available online) Distance dependent TL referenced to 10 m for the jacket and monopile substructures at a wind speed of 15 m/s. Results are presented for the frequency bands of (a) 10 Hz - 50 Hz, (b) 50 Hz - 100 Hz, and (c) 100 Hz - 200 Hz. Solid lines denote the computed TL, while dotted lines indicate the logarithmic regression fits.
전반적으로 계산된 TL은 로그 감쇠 형태를 따르며, 회귀선 또한 대부분의 거리 구간에서 계산 결과와 비교적 양호한 일치를 보인다. 특히 50 Hz – 200 Hz 범위에서는 회귀 모델이 거리 감쇠 경향을 안정적으로 재현하는 것으로 나타났다. 회귀를 통해 산정된 확산계수를 Table 9에 정리하였다. 50 Hz – 100 Hz와 100 Hz – 200 Hz 대역의 경우 N은 대체로 15 ~ 22 범위에 분포한다. 이는 Reference [22]에서 제시된 천해 환경의 일반적인 감쇠 수준과 유사한 수준으로, 본 해석이 현실적인 전파 특성을 합리적으로 반영하고 있음을 보여준다. 풍속 변화에 따른 경향은 대역별로 상이하게 나타난다. 10 Hz – 50 Hz에서는 모든 풍속 조건에서 N 값이 약 35 내외로 거의 일정하게 유지되어 운전 조건의 영향이 제한적임을 확인할 수 있다. 반면 50 Hz – 100 Hz 에서는 저풍속 대비 15 m/s 이상에서 확산계수가 증가하지만, 정격 영역에 해당하는 15 m/s와 25 m/s 사이에서는 다시 유사한 값으로 수렴한다. 100 Hz – 200 Hz 대역에서는 풍속 증가와 함께 확산계수가 감소하는 경향을 보인 후, 고풍속 구간에서 다시 큰 차이 없이 유지된다.
Table 9.
Estimated spreading coefficient N for each frequency band obtained from the regression of TL referenced to 10 m.
| Case |
10 Hz – 50 Hz |
50 Hz – 100 Hz |
100 Hz – 200 Hz |
| Jacket 5 m/s | 35.3 | 15.1 | 26.8 |
| Jacket 9 m/s | 35.3 | 15.5 | 20.9 |
| Jacket 15 m/s | 34.7 | 21.8 | 17.8 |
| Jacket 25 m/s | 34.7 | 21.9 | 17.8 |
| Monopile 15 m/s | 30.8 | 21.1 | 17.8 |
하부구조 형식에 따른 비교에서도 주파수 의존성이 확인된다. 동일 풍속 조건에서 50 Hz – 200 Hz 대역에서는 자켓과 모노파일 하부구조물을 갖는 터빈의 수중소음 확산계수가 유사한 수준을 보이는 반면, 10 Hz – 50 Hz 대역에서는 자켓과 모노파일 모두 30 이상으로 매우 큰 확산계수를 보이며, 자켓이 다소 높은 값을 나타낸다. 그러나 두 구조 모두 일반적인 천해 확산계수 범위를 크게 상회하는 수준으로, 이 대역에서는 구조 형식 차이보다 대역 특성에 따른 영향이 지배적인 것으로 판단된다. 이는 분석 거리가 해당 주파수의 파장과 비교하여 충분히 크지 않아 완전한 원거리장이 형성되지 않았기 때문으로 해석된다. 따라서, 근접장 영역에서는 구조물 인근의 간섭, 반사 및 구조물의 모드 형상이 음압 분포에 크게 작용하며, 이러한 효과가 로그 기반 확산 모델에 포함될 경우 기울기가 과대 추정될 수 있다. 아울러 이론적으로 TL은 매질과 경계조건이 동일하다면 음원 세기와 무관해야 한다. 그러나 해상풍력 구조물과 같이 분포 음원을 갖는 경우에는 운전 조건에 따라 가진 위치, 위상, 방사 패턴이 달라지므로 거리 감쇠 기울기 또한 달라질 수 있다. 따라서 본 연구에서 제시한 값은 순수한 기하학적 전파 손실이라기보다는 음원 특성과 전파 효과가 동시에 반영된 유효(apparent) 감쇠 특성으로 해석하는 것이 타당하다. 종합하면, Fig. 12와 Table 9의 결과는 해상풍력 구조물 주변의 수중 음향 전파가 단일 확산계수로 설명되기 어려우며, 주파수 대역과 관측 거리 조건에 따라 상이한 감쇠 특성을 나타냄을 보여준다. 이는 향후 실 해역 소음 예측이나 환경 영향 평가에서 주파수 의존적 접근이 필요할 수 있음을 시사한다.
수중 음장의 공간적 특성을 확인하기 위해 주파수별 음향 방사 패턴을 분석하였다. Figs. 13, 14, 15, 16은 수심 15 m 에서의 x-y평면과 터빈 중심을 포함하는 x-z 평면에서 계산된 음압 분포를 나타낸 것이다. x-y 평면에서 15 Hz – 45 Hz에서는 비교적 뚜렷한 이극자 소음원 형태의 방사가 관찰된다. 그러나 주파수가 증가함에 따라 방사 패턴은 점차 복잡해지며, 단일 로브 구조에서 벗어나 다수의 부엽이 형성된다. 특히 100 Hz 이상에서는 공간적인 세분화가 뚜렷해져 동일 반경 내에서도 위치에 따른 음압 변동이 커지는 경향이 나타난다. x–z 평면에서도 유사한 변화가 확인된다. 저주파에서는 비교적 완만한 분포가 유지되는 반면, 주파수가 증가함에 따라 수심, 방향 그리고 거리 모두에서 음압의 기복이 증가한다. 이는 음장의 공간 구조가 주파수 상승과 함께 보다 복잡한 형태로 전이됨을 의미한다. 풍속이 증가함에 따라 전체적인 음압 수준은 상승하는 경향을 보이나, 방사의 기본 형상 자체는 급격히 변화하지 않는다.
Fig. 14.
(Color available online) Underwater acoustic radiation patterns of the jacket type substructure at 15 m water depth for wind speed 9 m/s: (a) x–y plane and (b) x–z plane. The same color scale as in Fig. 13 is used.
Fig. 15.
(Color available online) Underwater acoustic radiation patterns of the jacket type substructure at 15 m water depth for wind speed 15 m/s: (a) x–y plane and (b) x–z plane. The same color scale as in Fig. 13 is used.
Fig. 16.
(Color available online) Underwater acoustic radiation patterns of the jacket type substructure at 15 m water depth for wind speed 25 m/s: (a) x–y plane and (b) x–z plane. The same color scale as in Fig. 13 is used.
동일한 풍속(15 m/s) 조건에서 하부구조물 형식에 따른 차이도 뚜렷하게 관찰된다. Fig. 17의 모노파일 형식은 중심부에서 비교적 강한 음향 에너지 집중을 보이며, 방사 패턴이 대칭에 가까운 형태를 유지하는 경향이 있다. 반면 자켓 형식은 다수의 부재에 의해 음향 에너지가 여러 경로로 전달되면서 상대적으로 분산된 공간 분포를 나타낸다. 이러한 차이는 동일 거리 조건에서도 방향에 따른 음압 편차를 유발하며, 구조 형식이 방사 효율뿐 아니라 공간적 전달 방식에도 영향을 미친다는 점을 보여준다.
Fig. 17.
(Color available online) Underwater acoustic radiation patterns of the monopile type substructure at 15 m water depth for wind speed 15 m/s: (a) x–y plane and (b) x–z plane. The same color scale as in Fig. 13 is used.
이와 같은 방사 패턴은 앞서 TL 분석에서 확인된 주파수 의존적 확산 특성을 이해하는 데 중요한 단서를 제공한다. 소음의 방사가 특정 방향으로 강하게 형성되면서, 관측 위치에 따라 상대적으로 큰 레벨 차이가 발생할 수 있다.
VI. 결 론
본 연구에서는 NREL 5 MW 기준 해상풍력터빈을 대상으로 운전 단계에서 발생하는 수중 방사소음을 진동–음향 연성 수치해석을 통해 예측하고, 하부구조 형식과 운전 조건에 따른 전파 특성을 체계적으로 수치 해석하였다. 자켓과 모노파일 형식을 비교 대상으로 설정하였으며, 풍속 5 m/s, 9 m/s, 15 m/s 그리고 25 m/s 조건에 대해 주파수 10 Hz – 200 Hz 범위에서 음압 분포, Overall SPL, 거리 감쇠 특성(TL) 그리고 주파수별 방사 패턴을 종합적으로 분석하였다.
풍속 증가에 따라 음향출력 수준은 전반적으로 상승하였으나, 정격운전 영역인 15 m/s 이상에서는 증가 폭이 제한적으로 나타났다. 이는 피치 제어로 인해 구조물에 전달되는 가진 조건이 크게 변하지 않기 때문으로 판단된다. 동일 풍속(15 m/s)에서 하부구조물 형식에 따른 비교에서는 모노파일 형식이 자켓 형식보다 더 높은 음향출력을 나타내었다. 이는 하부구조 형식이 방사 효율에 중요한 영향을 주는 것을 보여준다.
거리 감쇠 특성을 로그 모델로 회귀한 결과, 50 Hz – 200 Hz 범위에서 계산된 TL 회귀선이 전반적으로 로그 모델을 잘 따르며, 확산계수 N은 주로 15 – 22 범위에 분포하였다. 이는 천해 환경에서 자주 사용되는 대표값 N = 15가 부분적으로 유효함을 뒷받침한다. 반면 10 Hz – 50 Hz 대역에서는 이보다 큰 값이 도출되었으며, 이는 근접장효과에 기인하는 것으로 추정 한다.
저주파에서의 음향 방사 패턴 분석에서, 뚜렷한 이극자 패턴이 확인된다. 주파수가 증가함에 따라 방사 패턴은 다중 로브 구조를 보여준다. 또한 작동조건에 따라 발생한 수중소음의 레벨 변화에도 불구하고, 방사 패턴의 형상은 비교적 유지 되었다.
해석 결과를 종합하면, 해상풍력 구조물 주변의 수중 음향 전파 특성이 단일한 확산 계수로 대표하기 어려우며, ① 주파수 대역, ② 구조 형상 그리고 ③ 관측 거리에 따라 상이한 결과를 보인다. 반면 중·고주파 영역에서는 방사 패턴이 상대적으로 세분화되고 공간적으로 분산되는 경향을 보이며, 이에 따라 로그 기반 확산 모델이 전파 특성을 비교적 안정적으로 설명할 수 있음을 확인하였다. 이는 실해역 소음 영향 평가 또는 예측 모델을 구성할 때 주파수 의존적 감쇠 특성을 고려하는 접근이 필요함을 시사한다. 또한 하부구조 형식에 따른 방사 효율 및 공간 분포 차이가 동일 거리 조건에서도 음압 수준의 변화를 유발함을 확인하였다. 따라서 향후 해상풍력 단지 규모의 소음 전파 해석이나 누적 영향 평가를 수행할 경우, 단순 음원 레벨의 차이뿐 아니라 구조 형상에 따른 방사 특성의 변화를 함께 반영할 필요가 있다. 또는 보수적으로 동일 반경에서 가장 큰 음압의 크기를 기준 음압으로 정의 하여 소음 평가를 진행 할 수 있다.
본 연구에서의 TL 추정과 방사 패턴 분석은, 해상풍력 수중 소음원을 단순 음원으로 정의할 때 우려되는 점을 수치해석 결과에 근거하여 설명하고 있다. 특히, 주파수 대역별 특성을 반영한 예측 체계 수립에 중요한 기초 자료로 활용될 수 있을 것으로 판단된다.
