1. 서 론
2. 석션앵커의 좌굴설계
2.1 설계기준
2.2 수치해석
3. 좌굴강도의 평가
3.1 대상구조물
3.2 설계기준에 따른 좌굴거동
3.3 해석적인 방법에 의한 좌굴거동
3.4 설계코드 vs 해석적 방법에 의한 좌굴거동 비교
4. 석션앵커의 복합하중에 대한 좌굴보강
5. 결 론
1. 서 론
석션기초 공법(이하 석션공법)은 원통형 기초 구조물을 수중에서 설치하는 공법으로서 석션기초는 대형부유식 구조의 앵커로도 사용된다. 석션공법을 이용하여 설치한 앵커는 시공성이 양호하고 여러 방향의 계류 하중에 대해서 큰 파지력(holding capacity)을 가지고 있다. 또한 설치 과정에 사용한 장비를 역으로 작동시켜 기초의 완전 제거가 가능하다는 특징이 있다. 이러한 장점으로 인해 최근 고정식 및 부유식 해상풍력 분야에서 친환경적인 공법으로서 인식이 확대되고 있다(Lee and Bang, 2016).
유럽의 석션공법은 1970년대부터 Oil & Gas 산업에서 사용되어 왔으며, 현장 조건에 맞춰 축소 실험을 수행하는 방식으로 기술을 개발하였다. 반면, 미국에서는 1990년대 군사 목적으로 개발되었으며, 이론적 해석과 원심 모형 실험을 통해 개발이 이루어졌다. 이러한 개발 과정에서의 차이는 각 권역에서 다른 설계기준들을 도출하게 된 원인의 하나가 되었다.
한국에서는 1999년 석션공법에 대한 원심모형실험을 수행하면서 이 기술을 도입하였다. 그 이후 국내 다양한 사업에서 이 공법이 검증되었고, 2016년에는 세계 최초로 해상풍력 발전기 하부구조물로 적용되었다(Ryu et al., 2019).
이 공법은 현재 유럽에서 대규모 해상풍력 프로젝트에 활발히 적용되고 있는데, 영국 스코틀랜드의 Seagreen 해상풍력단지(2023년)의 경우 10MW급 터빈 150기 중 114기의 하부구조물에 적용되었고(Seagrean Wind Energy, 2023), 노르웨이의 Hywind Tampen 부유식 해상풍력 단지(2022년)에서는 이 기술의 특징을 활용하여 19개의 석션앵커로 11기의 부유식 풍력발전기를 계류하는 공유앵커링 시스템(shared anchoring system)으로 적용되었다.
이러한 공유앵커링 시스템에 적용하는 석션앵커에서 계류점 위치의 변화는 석션앵커의 지지력과 지반 거동에 큰 영향을 미치는 것으로 알려져 있다. 한 연구에서는 석션공법을 이용한 앵커에서 앵커의 조건에 따라 단위 중량당 지지력(앵커 효율성)에서 큰 차이가 나타나는 것을 지적하며 효율성 증진을 위하여 설계기법 개선과 앵커의 대형화가 필요하다고 주장하였다(Benjamin et al., 2023). 석션앵커의 수직도와 회전오차의 복합작용이 인발지지력에 미치는 영향을 평가한 연구에서는 지반공학적 측면에서의 석션앵커 거동을 평가하였다(Kim et al., 2024).
구조분야에서 석션앵커에 대한 연구는 주로 앵커의 설치시 버켓 내외부의 수압차로 인해 발생하는 석션압력과 석션앵커의 강성들 사이에서 효율적인 관입성 확보와 경제성을 확보하는 방법에 초점이 맞춰지고 있다. 특히 관입시 최대 석션압력에 견디면서 좌굴 안정성을 확보할 수 있는 최적설계에 집중하고 있다.
이러한 분야의 연구로는 국부적인 지반모델을 이용하여 경계조건과 주변지반이 좌굴강도에 미치는 영향에 대한 연구가 수행되었고(Rodney Pinna, 2003), 지반스프링(Soil spring) 모델을 이용한 매개변수 해석(parametric analysis)를 통해 주변지반의 영향을 고려한 좌굴거동도 연구되었다(Lee and Tran, 2013). 3차원 지반모델을 통해 지반구속 효과를 반영하여 근입깊이 별로 좌굴강도의 변화와 관입시 복합하중에 대한 좌굴거동에 대해서 연구가 수행되었다(Hong et al., 2022).
본 연구에서는 이러한 연구의 연장선상에서 석션공법이 앵커로 적용되는 경우에 관입시 작용하는 하중조건들의 변화에 대한 좌굴강도 변화를 분석하고자, 원통형 쉘(shell) 구조물에 대한 좌굴 거동을 설계코드와 유한요소 해석을 통해 그 결과를 비교하였다.
2. 석션앵커의 좌굴설계
석션앵커의 시공시 작용되는 상단의 내외부 정수압 차는 통상적으로 석션압(Suction pressure)으로 불리고 있다. 이 석션압에 의한 관입력은 수심에 비례하고, 석션앵커 지름의 제곱에 비례이기 때문에 수심이 깊고 대구경일수록 관입에 유리하지만 이 석션압은 석션앵커의 상단과 측면에서 석션앵커 구조물의 면외(Out-of-plane) 방향으로 작용하는 하중으로서 구조물에 불리하게도 작용한다. 따라서 이 값이 커지는 대수심과 대구경의 조건에서는 석션앵커의 관입성능 개선과 반대로 구조적으로는 좌굴안정성의 저하를 가져온다.
이러한 관입성과 구조 성능의 반비례 관계로 인하여 강재 석션앵커의 설계에서는 지지력, 관입성, 좌굴안전성 검토가 연계되어 반복적으로 수행되어야 한다. 이 과정에서 다음과 같은 설계기준에 의한 설계방법과 해석적인 설계방법을 이용하여 좌굴설계를 수행할 수가 있다.
2.1 설계기준
2.1.1 API 설계기준
본 연구에서 사용한 API 의 설계기준(American Petroleum Institute, 2004, 2014, 이하 API설계기준)에 의한 원통형 구조물에 대한 좌굴설계의 경우, 원통의 직경(D)와 원통의 두께(t)의 비인 D/t비의 범위에 따라 그 좌굴거동 특성에 맞는 60 이하, 60 이상~300 미만, 300 이상~1200 미만으로 구분된 3개 D/t비의 범위를 적용하고 있다.
D/t 비의 범위가 300 이상이고 1200 미만이면서 원통의 두께가 5mm 이상의 경우는 API기준을 따르는 원통형 구조물의 국부적인 좌굴(Local buckling) 특성의 탄성국부좌굴응력 산정식이 적용된다(식 (1)).
여기서, : 좌굴계수
𝜈: 포와송비
: 벽두께(m)
: :링보강재 사이 간격(m)
비탄성국부좌굴응력은 다음 식 (2)와 같이 나타난다.
여기서, 𝜂: 감소계수
또한 API설계기준은 축방향 하중 뿐만 아니라 휨하중, 원통형의 면외방향 압력에 대해서 좌굴응력 산정식을 제시하고 있다.
2.1.2 DNV설계기준
DNV의 설계기준(Det Norske Veritas, 2019, 이하 DNV설계기준)의 경우, 원통형 구조물의 좌굴 거동특성을 쉘좌굴(Shell buckling) 모드와 기둥좌굴(Column buckling) 모드로 구분하고 있다. 원통형 구조물의 쉘좌굴과 기둥좌굴은 특성 좌굴강도와 재료계수로 고려하여 검토된다. 여기서, 세장비(Slenderness)는 하중특성별 설계응력과 탄성좌굴강도의 관계로부터 유도된다. 특성좌굴강도는 다음 식 (3)과 같다.
여기서, : 항복강도
: 감소 쉘 세장비(Reduced shell slenderness)
DNV설계기준에 따르는 쉘좌굴에서는 축방향하중, 휨하중, 전단과 비틀림, 원통형쉘의 면외방향으로 균등한 외측압력, 원통형쉘 면외방향의 정수압에 대해서 좌굴강도를 산정할 수 있다. 또한 다른 DNV설계기준(Det Norske Veritas, 2023)에서는 하중저항계수법(LRFD)을 위한 하중계수를 제시하고 있고, 이에 대응하는 허용이용계수를 통해 허용응력설계에 준하는 검토를 수행할 수 있다.
본 연구에서는 API설계기준과 DNV설계기준에 의한 강재 석션앵커의 좌굴설계를 위해 양단이 오픈된 원통형 쉘(Shell) 구조물로 이상화하여 검토를 수행하였다.
2.2 수치해석
유한요소법을 이용한 좌굴설계는 Fig. 1에서 나타낸 좌굴 거동곡선의 추적방법에 따라 선형좌굴(Pre-buckling) 해석과 후좌굴(Post-buckling) 해석을 수행할 수 있다.
선형좌굴 해석은 고유치 값을 이용하여 이론적 선형탄성강도를 예측하는 고유치 좌굴(Eigenvalue buckling) 해석 기법이다. 좌굴해석시 적용된 정적하중에 하중계수를 곱한 값으로부터 좌굴강도를 추정한다.
후좌굴 해석은 좌굴 임계점 또는 극한점 이후의 거동을 확인하거나 정확한 임계하중을 예측하기 위해 수행하는 비선형 해석이다. 이 해석은 좌굴 형상을 반영할 수 있는 초기결함(Initial imperfection)이 필요하므로 고유치좌굴 해석을 선행하여 수행한다. 이때 고려하는 초기결함은 통상적으로 제작공차와 동일한 범위에 있어야 한다. 이 해석은 비선형성이 커서 불안정한 수렴성을 보이기 때문에 호장증분법(Arc-length method) 등과 같은 적절한 해석기법이 적용되어야 한다.
3. 좌굴강도의 평가
3.1 대상구조물
석션앵커의 제원은 최근 시공 사례로부터 도출하였다. 6MW급 5기가 설치된 Hywind Scotland의 부유식 해상풍력에서는 직경 5m, 길이 16m의 석션앵커가 적용되었고(Equinor, 2022), 8.6MW급 11기가 설치된 Hywind Tampen의 부유식 해상풍력에서는 직경 7m에 길이 15.1m의 석션앵커가 적용되었다(Frossard et al., 2025). 추가적으로 석션앵커가 적용된 다른 부유식 해상풍력 단지가 존재하기는 하지만 석션앵커의 적용 유무만 확인이 되고 있다. 따라서 본 연구에서는 직경의 경우 6m, 길이의 경우 적용범위를 초과하지 않도록 10m로 적용하였다. 두께의 경우 직경(D)/두께(t)의 비가 300이 되도록 원통형 쉘구조물을 Table 1와 같이 두께를 20mm으로 가정하였고, 재료는 항복강도 345MPa의 강재를 적용하였다.
Table 1.
Dimensional and material characteristics of the cylindrical shell
| Specifications (m) | Material Properties | |||||
|
Outer Diameter | Thickness | Length |
Elastic Modulus (MPa) | Poisson’s Ratio |
Density (kg/m3) |
Yield Strength (MPa) |
| 6 | 0.02 | 10 | 2.1 × 105 | 0.3 | 7850 | 345 |
석션앵커의 길이가 길어질수록 스커트 상단과 하단의 압력차가 커지고 상부뚜껑의 구속효과가 감소하여 좌굴이 용이하게 일어날 조건이므로 본 연구에서 선정한 제원은 좌굴의 발생에 대해서 보수적인 가정이다.
원통형 쉘구조물에 작용하는 하중에 대한 좌굴성능을 산정하기 위해 축방향 압축력(Axial Compressive Force, 이하ACF), 휨모멘트(Bending Moment, 이하 BM), 비틀림과 전단력(Torsional Moment & Shear Force, 이하 TM & SF), 측면압력(Lateral Pressure, 이하 LP), 정수압(Hydrostatic Pressure, 이하 HP)의 하중조건을 각각 고려하였다(Fig. 2).
3.2 설계기준에 따른 좌굴거동
설계기준에 의한 원통형 쉘구조물의 좌굴성능은 AP설계기준과 DNV설계기준에서 제안하는 식을 활용하여 산정하였다.
API설계기준은 DNV설계기준과 다르게 6개의 하중조건 중에서 비틀림과 전단력에 대한 좌굴강도와 정수압에 대한 좌굴강도 산정식은 제안하고 있지 않다. 따라서, 이 하중 조건을 제외한 하중조건에 대해서만 비교를 수행하였다.
아래의 Fig. 3은 API설계기준과 DNV설계기준에서 제안하고 있는 좌굴성능을 비교한 그래프이다.
두 설계기준에 의한 좌굴강도는, 축방향 하중에 해당하는 축력과 휨모멘트의 경우 API설계기준이 DNV설계기준보다 4.6~17.38% 정도 낮게 산정되었다. 그리고 면외방향 압력에 해당하는 측면압력의 하중조건에서는 오히려 DNV설계기준이 API설계기준보다 57.86% 낮게 좌굴강도가 산정되었다. 결과적으로 축방향 좌굴강도는 API설계기준이 보수적인 값(낮은 값)을 주고, 면외방향 하중의 경우 DNV설계기준이 보수적인(낮은) 좌굴강도를 산정한다.
3.3 해석적인 방법에 의한 좌굴거동
원통형 쉘구조물에 대한 좌굴해석은 정확한 좌굴강도를 산정하기 위해 재료와 기하학 비선형이 적용된 후좌굴 해석을 비선형구조해석 프로그램인 ANSYS(ANSYS Inc., 2024)를 사용하여 수행하였다.
해석모델은 쉘요소인 SHELL181을 이용하여 구성되었으며, 좌굴형상을 충분히 반영할 수 있도록 요소의 최대크기를 100mm로 하여 약 19,200개의 요소로 해석모델을 구성하였다. 재료모델은 설계기준에 의한 좌굴 검토시와 동일한 항복강도를 가진 345Mpa의 강재를 가정하였으나, 비선형 해석의 적용을 위하여 완전 탄소성(Perfect elasto-plasticity) 모델이 적용되었다. 경계조건은 관입시 지반에 의한 구속을 가정하여 해석모델 하단에서 X, Y, Z축 병진변위 만을 구속하고, 해석모델 상단의 노드(Node)들을 6자유도 커플링(Coupling)하여 동시에 거동하도록 고려하였다. 앞절에서 언급한 바와 같이 비선형 좌굴해석은 하중에 대한 좌굴 거동을 추적하기 위해 과도해석(Transient analysis)을 수행하였고, 비선형성을 안정적으로 수렴하도록 호장증분법(Arc-length method)을 적용하였다.
원통형 쉘구조물에 작용하는 하중조건별 좌굴성능을 산정하기 위하여 설계기준의 검토에서 사용한 6개의 하중조건을 적용하였다. 이들 중 Fig. 4와 같이 5개의 하중조건에 대해서 비선형 좌굴해석이 수행되었고, 그 결과로 Fig. 5, 6, 7은 하중-변위 곡선과 비례한계(Proportional limit point, 이하 PLP), 초기항복점(Initial yielding point, 이하 IYP), 임계좌굴점(Critical buckling point, 이하 CBP)에서의 변위형상을 나타내고 있다. X축은 발생변위(D)와 초기항복점 변위(Dy)의 비로 나타낸다.
Table 2는 하중-변위 곡선의 각 특이점에서의 좌굴하중과 좌굴강도(Buckling Strength, BS)를 나타내고 있다.
Table 2.
Buckling strength (BS) for different loading components
Fig. 5, 6, 7의 좌굴형상은 Fig. 4의 하중조건들을 아래에서 설명하는 3개의 특정 하중조건에 대한 좌굴로 구분할 수 있다.
1) 길이방향 면내하중(축방향 압축력, 휨모멘트)조건
2) 원주와 수평방향 하중(비틀림과 전단력)조건
3) 면외방향 압력하중(측면압력, 정수압) 조건
길이방향 면내하중에 대한 좌굴특성은 일반적으로 알려진 하중에 대한 좌굴(Fig. 5)로서 원통형 쉘구조물의 좌굴특성이 초기항복점 이후에 임계좌굴점이 나타나는 안정적인 형태의 좌굴하중-변위 곡선을 보여주고 있다. 또한 비례한도와 초기항복점이 일치하는 특성을 보인다.
원주방향 하중에 대한 좌굴은 두께가 얇은 단면으로 인하여 작용하중에 대하여 스커트 내에 전단흐름(shear flow)이 존재하게 된다. 따라서, 비틀림과 전단력 사이의 간섭효과를 고려하기 위해서 두 하중이 동시에 작용하는 경우에 대하여 검토하였다(Fig. 6). 검토결과 구조물의 초기항복점 이후에 임계좌굴점이 나타나는 안정적인 형태의 좌굴하중-변위 곡선을 보여주고 있다. 또한 길이방향 면내하중조건의 경우와 유사하게 비례한도와 초기항복점이 일치하는 특성을 보여주고 있다.
면외방향 압력에 대한 좌굴특성은 Fig. 7에서와 같이 스커트의 면외방향 하중에 대한 방사형태의 좌굴변형을 나타내는 좌굴로서 재료의 초기항복점 보다 임계좌굴점이 먼저 도달하는 것을 확인할 수 있다. 또한 완만한 좌굴하중-변위 곡선나타내고 있다.
3.4 설계코드 vs 해석적 방법에 의한 좌굴거동 비교
앞서 산정된 원통형 쉘구조물에 대한 API설계기준과 DNV설계기준에 의한 좌굴강도와 유한요소해석에 의한 좌굴강도는 Table 3과 같이 비교하였다.
Table 3.
Comparison of buckling strengths between design code and buckling analysis
Fig. 8과 같이 API 설계기준의 좌굴강도를 해석결과와 비교하면, API설계기준에 의한 좌굴강도는 해석결과에서 항복점의 좌굴강도와 경향이 유사한 것으로 판단되었다. 따라서 API 설계코드의 좌굴강도 산정식이 재료의 항복점을 구하는 것에 중점을 두고 만들어진 것으로 판단된다.
Fig. 9와 같이 DNV설계기준에 의한 좌굴강도는 길이방향 면내하중에 대해서 좌굴해석의 임계좌굴점과 경향이 유사한 것으로 판단되었다. 그리고 면외하중에 대해서는 좌굴해석의 비례한도와 경향이 유사한 것으로 판단되었다. 하지만 원주와 수평방향 하중에 대해서 DNV설계기준의 좌굴강도가 좌굴해석의 결과와 경향이 잘 맞지 않았고 오히려 비보수적인 결과를 보였다. 이러한 문제점이 시공시 좌굴사고로 연결되는 요소로 판단된다(Madsen et al., 2013). 따라서 이와 같은 하중이 지배적인 조건에서는 유한요소해석 방법을 통한 정확한 평가가 필요하다. 또한 설계기준과 해석에 의한 좌굴평가시 일관된 안전성을 확보할 수 있는 좌굴강도와 안전계수의 산정에 대한 연구가 필요할 것으로 판단된다.
4. 석션앵커의 복합하중에 대한 좌굴보강
석션앵커의 검토시 관입하는 동안 발생하는 다음과 같은 좌굴 환경의 변화를 고려하여야 한다.
1) 지중으로 관입되는 동안 좌굴길이는 점점 짧아진다.
2) 파일선단(Pile tip)의 구속조건은 최초 자유단이지만, 지중으로 관입됨에 따라 주변 지반의 구속 범위는 점점 증가한다.
3) 좌굴길이 감소와 파일선단 구속 범위의 증가는 좌굴강도를 증가시킨다.
4) 관입됨에 따라 관입에 요구되는 석션압은 지반의 저항치 만큼 증가한다.
특히 관입시 석션앵커에는 수직방향 하중이 상단에 작용하고, 스커트(Skirt)에 석션압에 의한 수평방향 압력이 작용한다. 이러한 수직방향과 수평방향에 대한 복합하중의 형태는 API설계기준과 DNV설계기준에서는 다루고 있지 않다. 따라서 이러한 형태의 하중분포에 대한 정확한 좌굴거동은 해석을 통하여 검증되어야 한다.
본 연구에서는 이를 위해 수직하중과 수리정역학적인 수압이 동시에 작용하는 복합하중작용시 석션앵커의 좌굴특성을 앞의 해석모델을 이용하여 산정하였다. Table 4는 좌굴해석에 따른 좌굴하중과 좌굴강도를 나타내고 있다.
Table 4.
Buckling strengths (BS) for different loading components and combined loads
복합하중이 작용하는 경우 길이방향 면내하중에 대한 좌굴특성은 Table 4에서 단일의 축력하중 성분만 작용할 경우와 비교해서 좌굴강도가 크게 저감되는 것으로 나타났다. Fig. 10의 좌굴하중-변위 곡선에 따르면 비례한도와 초기항복점이 일치하는 단일의 축력하중 성분의 좌굴특성과 다르게 면외방향 하중에 대한 좌굴특성인 비례한도와 초기항복점이 불일치하는 특성과 초기항복점 보다 임계좌굴점(CBP)에 먼저 도달하는 좌굴특성을 보여 실질적으로 석션앵커가 설치되는 환경에서는 면외방향의 압력하중(수리정역학적 수압)이 지배적인 하중임을 보여주고 있다.
복합하중 하에서 석션앵커의 면외방향 압력에 대한 좌굴특성은 Table 4에서 단일 정수압 성분만 작용할 경우와 비교해서 좌굴강도가 약간 증가되는 것으로 나타났다. Fig. 10의 좌굴하중-변위 곡선의 경우 단일 정수압 성분에서 전형적으로 보이는 좌굴특성을 보인다.
이를 종합해 보면 복합하중 하에서는 석션앵커의 면외방향 좌굴강도는 축방향 면내하중에 의한 좌굴형상과 중첩되면서 좌굴강도가 보강되는 효과를 보이는 것으로 판단된다. 하지만 이 경우에도 역시 DNV설계기준의 값이 비 보수적인 값을 보이는 것은 변함이 없다.
5. 결 론
본 연구에서는 부유식 해상풍력 지지구조물 등의 계류앵커로 사용되는 석션앵커의 제원을 선정하고, 시공시 구조적인 주요 고려사항인 좌굴의 거동을 기존 설계기준들과 비선형 유한요소 해석을 통해 비교 검토하였다. 그 결과 다음과 같은 결론을 얻었다.
1) 대수심 석션앵커의 좌굴거동은 면외방향하중이 면내 수직하중보다 지배적이다.
2) 면외방향 하중조건을 명시하고 있는 DNV설계기준이 보다 적용성이 높아 보인다.
3) 비틀림과 전단력, 수리정역학적 면외하중의 경우에는 유한요소해석을 이용한 정확한 좌굴거동 평가가 필요하다.
4) 추후 설계기준과 해석에 의한 좌굴평가시 일관된 안전성을 확보할 수 있는 좌굴강도와 안전계수의 산정에 대한 연구가 필요할 것으로 판단된다.
