Drag Anchor Performance Experiment and Numerical Analysis for Coexistence Fishery Facility in Offshore Wind Farm

해상풍력단지 내 공존어업설비 호미닻 성능 검증 실험 및 수치 해석 연구

Abstract

This paper investigates the resistance performance of drag anchors used for aqua farms installed in southwestern offshore wind farms in Korea. These anchors have been employed for a long time without any quantitative evaluation. Experimental campaigns were performed at the target site and the results were used to validate the numerical model by changing the penetration depths in the uniformly distributed seabed (i.e., flat). Based on the validated model with good agreement with the experiments (ARE 1.8 %), the resistance of the anchor with different pullout angles was thoroughly examined. It is worth noting that the Coupled Eulerian-Lagrangian (CEL) technique was applied to account for the large deformation of the anchor; Eulerian for the seabed and Lagrangian for the structure. The numerical results indicated that the pullout resistance is vulnerable to horizontal inclined force rather than vertical inclination, implying that the optimum performance is ideally expected to be 0-degree force applied.

기호설명

s_u : 최대전단응력 [MPa]

s_u,ref : 참고 전단강도 [MPa]

μ : 로그(log) 주기 당 변형 속도의 증가율

E : 탄성계수

γ : 변형 속도 [m/s]

γ_ref : 참고 변형 속도 [m/s]

δ_rem : 완전히 변경된 강도 비

ζ : 누적 절대 (소성) 전단 변형률

ζ₉₅ : 95 % 저감을 위해 요구되는 누적 전단 변형률

1. 서론

전세계적인 대규모 신재생에너지 개발 추세와 더불어 국내에서의 탄소저감에 대한 수요 확장으로 인해 풍력에너지를 활용하기 위한 실증사례가 지속적으로 확대되어 나가고 있다. 반면에 육상풍력발전의 보급이 환경훼손에 대한 우려와 주민 민원으로 인해 갈수록 어려워지고 있는 상황으로 육상에 비해 비교적 바람자원의 질이 양호한 연안 또는 먼바다로 풍력단지가 이동하고 있는 추세이다. 해상공간을 점유하는 해상풍력단지의 특성상 기존 어업활동 공간과 필연적으로 중복되는 실정이다[1]. 이를 위하여 풍력발전단지 내 어업을 허용하거나 양식장을 조성하여 수산업과의 상생을 목적으로 공존어업설비에 대한 연구가 진행되고 있다[2].

해상풍력단지의 특성상 공존어업설비에 사용되는 계류용 앵커는 지반과의 상호작용을 고려하여 저항력에 대한 정확한 성능검증으로 신뢰할 수 있는 저항성능수치를 제공할 수 있어야 한다. 공존어업설비를 설계함에 있어 환경하중에 의해 발생되는 하중을 도출하는 것과 더불어 하중에 저항할 수 있는 앵커의 성능을 검증하는 것은 해상풍력단지 내 공존어업설비의 안정성을 평가하기 위해서 매우 중요한 부분이다. 하지만, 종래의 양식장 설비는 그동안 어민들에 의해서 경험적으로 설치되어 왔기 때문에 외해의 거친 환경조건에도 충분한 저항을 할 수 있을 것인지에 대한 신뢰성을 확보할 수 없다. 거친 환경조건으로 인해 발생되는 외해의 외력에 저항하는 계류시스템이 요구되지만 이에 대한 구체적인 연구과 미흡한 실정이다[3].

따라서 본 연구에서는 공존어업설비의 위치 유지신뢰성을 확보할 수 있도록 서남해 해상풍력 단지 내 양식장 설치에 사용된 30관급 호미닻(Drag Anchor)에 대한 실해역 실험을 수행하고, 실험결과를 바탕으로 앵커와 지반과의 상호작용에 대한 분석과 함께 수치해석으로 앵커 저항력을 확인하여 호미닻의 성능을 검증하는 것을 목표로 한다.

2. 실해역 성능검증 실험

2.1 실험개요

풍력단지 내 공존어업설비 설계를 위한 기초자료를 제공하여 설계 신뢰도를 확보하기 위한 목적으로 호미닻의 저항성능에 대한 확인과 더불어 앵커에 작용하는 하중의 방향에 따른 현황을 확인하기 위한 성능검증 실험을 수행하였다.

실해역 성능검증 실험은 서남해안 해상풍력단지 내 모니터링 플랫폼 인근 해역에서 진행되었다. 서남해안 해상풍력단지 내에서 공존어업설비를 설치하기 위한 준비작업을 실시하고 있었기에, 인근의 위치에서 호미닻의 성능실험을 실시하면 가장 신뢰할 수 있는 데이터를 확보할 수 있을 것으로 판단하였다. 대상해역의 수심은 약 13～15 m 정도이며, 서남해 해상풍력 시범단지 조성을 위한 지반조사 결과보고서를 분석한 결과 해저면은 실트질 모래층으로 구성되어 있음을 확인하였다[4].

2.2 호미닻 실해역 현장 설치 및 현황 확인

실험에 사용된 호미닻은 Fig. 1과 같은 형태로서, 공존어업설비를 설치하는데 적용된 동일한 제품을 사용하였다. 호미닻은 격포항 인근에서 조립하여 현장에 설치될 수 있도록 준비하였으며, 소형 크레인이 설치되어 있는 소규모선박을 활용하여 Fig. 2에서 보이는 서남해 해상풍력 모니터링 플랫폼으로부터 약 200 m 이격된 지점에 호미닻을 설치하였다.

Fig. 1 Drag anchor for real sea experiment

Fig. 2 Anchor field test layout

호미닻은 조류 방향 등 제반 여건을 고려하여 설치하였으며, Fig. 2에서 나타낸 바와 같이 모니터링 플랫폼을 기준으로 남쪽방향 2개소, 남서쪽방향 2개소, 그리고 중간지점 1개소 등 총 5개를 설치하였으며, 설치과정에서 발생할 수 있는 지반파괴 영향을 최소화하고 해저면에 충분히 정착될 수 있도록 약 2주간의 기간동안 존치될 수 있도록 하였다.

호미닻 설치 이후, 2주간의 존치시간이 확보한 뒤 성능검증 실험을 진행하였다. 앵커의 설치현황 확인을 위해 잠수사 2인을 투입하여 수중촬영을 수행하여 호미닻의 설치 방향과 지반 내 관입 깊이를 육안으로 확인하는 과정을 진행하였다. 잠수사가 촬영한 영상을 분석한 결과 호미닻 설치방향은 2주 전 설치 시점에서의 조류 방향에 따라 대부분 서쪽(약 270 °) 방향으로 설치된 것을 확인하였고, 지반 내 관입 깊이는 평균적으로 약 780 mm 정도 관입된 것으로 확인하였다(Table 1).

Table 1 Installation status of drag anchor

2.3 실해역 성능검증 실험 계획

서남해 해상풍력 단지 내 공존어업설비를 지지하는 앵커의 설치 계획을 반영하여 수평력 작용 각도는 Fig. 3에서 나타낸 바와 같이 1:5의 각도(약 11.3 °)로 호미닻에 수평방향 하중이 작용될 수 있도록 실험 계획을 수립하였다. 성능검증 실험일자의 수심(약 13.5 m)을 사전에 확인하였고, 수평하중을 작용시키는 예인선의 건현(2.0 m)을 고려하여 계류선의 길이를 산출하였다.

Fig. 3 Performance verification test plan

호미닻의 성능검증을 위해 필요한 외부의 수평력은 예인선을 활용하였다. 예인선이 앵커가 관입된 방향으로 이동하고, 호미닻에 연결된 계류선을 통해 외부의 하중을 앵커에 전달시키는 방법으로 진행하였다.

성능검증 순서는 앵커 설치현황에 따른 간섭을 최소화하기 위하여 Fig. 2에서 표기된 바와 같이 호미닻을 No. 5～No. 1 순으로 진행하는 것으로 계획하였다. 성능검증이 완료된 후에는 앵커를 인양하여 다음 실험에 간섭이 되지 않도록 하였다.

호미닻의 수평저항성능을 정확하게 측정하기 위해서는 계류선의 무게 및 환경조건 등에 따른 측정값 손실을 최소화하기 위해서 호미닻과 직접적으로 장력계를 설치하여야 하나 실해석 실험으로 인한 환경조건 및 작업여건을 반영하여 예인선 연결부에 장력계를 설치하고, 장력계 센서를 통해 측정된 결과값을 전송시키기 위한 데이터로거와 실시간으로 계측되는 장력값을 확인하기 위한 장치를 구축하고 실험을 진행하였다.

2.4 실해역 성능검증 실험 결과

실험 계획을 바탕으로 성능검증 실험을 진행하였으며, Fig. 4와 같이 시간의 변화에 따른 앵커의 수평저항성능을 장력계 계측결과를 통해서 확인할 수 있었으며, 최대저항력은 Table 2와 같이 정리하였다.

Fig. 4 Anchor performance verification test result

실험 과정에서 상당한 시간이 소요되어 조류의 방향이 바뀌는 상황을 경험하면서 실험을 진행하였다. 조류의 방향은 실험결과에 상당한 영향을 미쳤는데, 조류와 동일한 방향으로 예인선의 하중이 가해진 3개의 앵커(No. 3, No. 4, 및 No. 5)는 신뢰할 수 있는 결과를 확보할 수 있었으나, 조류와 반대방향으로 하중이 작용한 2개의 앵커(No. 1, No. 2)는 조류로 인한 환경하중에 제대로 대응하지 못하는 상황으로 인해 계획된 방향에 따라서 외부하중을 작용시키지 못하였다. 외부하중이 의도한 방향으로 작용하지 못하면서 결국 No. 1 앵커에서는 닻채의 휨 현상과 더불어 앵커 연결부의 파손이 발생하는 문제점을 확인하기도 하였다.

호미닻의 성능실험 완료한 후에는 실험에 사용된 5개의 앵커를 모두 인양하였으며, 장력계를 통해서 확보된 결과값에 대한 신뢰도 확보를 위해 호미닻에서 발견할 수 있는 구조적인 문제점 등을 육안조사를 통해서 확인하였다.

Fig. 5와 같은 문제점을 나타내는 앵커의 성능실험 결과는 실험상의 오류로 판단되는 2개의 앵커는 제외하고 최대저항력을 산정하였으며, 3개의 앵커 평균 약 39.7 kN의 수평저항성능을 나타내는 것을 확인하였다. 이는 이론식을 통해 계산된 저항력인 59.0 kN에 미치지 못하는 결과값을 확인하였다(Table 2).

Fig. 5 Breakage of drag anchor (No. 1)

Table 2 Resistance capacity of drag anchor

3. 성능검증 수치해석

3.1 수치해석 개요

풍력단지 내 공존어업설비의 설계 신뢰도를 확보하기 위해서 호미닻의 저항성능을 확인하기 위한 실해역 성능검증 실험을 수행하였으나, 이론식에서 도출된 호미닻의 수평저항 성능값과 다소간의 오차가 있어, 호미닻의 정확한 분석을 수행하기 위해서 수치해석을 실시하였다.

일반적으로 해저지반은 구조물에 비하여 상대적으로 강성이 매우 낮아 호미닻에 외력이 작용할 경우 지반의 대변형(Large deformation)이 발생한다. 라그랑지안(Lagrangian) 영역을 활용하는 유한요소법은 지반의 대변형 발생 시 요소의 왜곡 현상으로 인하여 지반-구조물 상호작용 문제에 대한 해를 찾는데 어려움이 있다[5]. 반면, 오일러리안(Eurerian) 영역을 활용하는 유한요소법은 물체의 거동이 전체 오일러리안 영역 내 참조(Reference) 요소를 따라 자유롭게 움직이기 때문에 요소의 왜곡이 발생하지 않는 장점을 가지게 된다. 따라서, 본 수치해석에서는 오일러리안 도메인(지반 영역)과 라그랑지안 도메인(구조물 영역)을 연계(Coupled Eulerian-Lagrangian, CEL)한 유한요소해석을 수행하여 대변형이 발생하는 지반에 대한 거동을 모사하는것을 중점으로 진행하였다[6].

지반 소성 거동은 포화된 해저지반의 단기 비배수거동을 모사하기 하여 Modified Tresca 모델을 사용하였다. 실제 자연상태의 지반은 외력에 의해 변형이 발생할 경우, 변형률에 의한 영향으로 인해 지반의 강도가 증가하거나 감소하는 현상을 보이는데 이를 모사하기 위해서는 지반의 재료모델에서 경화 거동과 연화거동을 모두 모사할 수 있는 해석 모델을 구축하여야 한다. 본 연구에서는 해상구조물에 따라서 지반의 변형률과 강도에는 상관관계가 있음을 반영하여 해석모델을 구축하였다[7, 8].

호미닻의 인발에 따라 발생하는 지반의 변형 속도(strain rate)와 변형 연화 효과(strain softening effect)를 모사하기 위해 서브루틴(subroutine)을 적용하였다. 서브루틴은 VUSDFLD 모델을 사용하여 제작하였으며, 다음과 같이 Einav와 Randolph가 제안한 관계식을 통해 지반 강도의 변화를 추적 해석할 수 있도록 구축하였다. Einav와 Randolph가 제안한 관계식은 식 (1)과 같다[9].

\(\begin{align}s_{u}=\left[1+\mu \log \left(\frac{\operatorname{Max}\left(|\gamma|, \gamma_{r e f}\right)}{\gamma_{r e f}}\right)\right]\left[\delta_{r e m}+\left(1+\delta_{r e m}\right) e^{-3 \xi / \xi_{\Phi 5}}\right] s_{u, r e f}\end{align}\)       (1)

식 (1)에서 s_u는 지반 파괴 기준에 따른 최대 전단응력 또는 전단 강도, s_u,ref는 측정된 참고 전단 강도, μ는 로그(log) 주기 당 변형 속도의 증가율, γ는 변형속도, γ_ref는 참고 변형 속도, δ_rem는 완전히 변경된 강도 비, ξ는 누적 절대 (소성) 전단 변형률, ξ₉₅는 최대로부터 변경까지 95 % 저감을 야기하기 위하여 요구되는 누적 전단 변형률을 나타낸다.

식 (1) 오른쪽 항의 첫 번째 괄호의 수식은 지반 변형 시 지반 강도를 증가시켜주는 속도 의존(rate dependency)항을 의미하며, 두 번째 괄호의 수식은 변형 연화 항에 대한 의미를 나타낸다.

3.2 수치해석모델

수치해석 프로그램으로는 아바쿠스(ABAQUS) 6.12를 이용하였으며, 실해역 실험에 사용된 호미닻과 동일한 형상을 가지도록 유한 요소 모델을 형성하였다.

호미닻 해석모델은 해석상 편의을 위해 지지력에 영향을 미치지 않는 부재를 제거하여 형상을 간소화하였다. 닻가지와 닻채 연결 보강재는 인발 하중 작용시 지반의 거동에 영향을 미치므로 수치해석에서 고려하도록 하여, Fig. 6과 같은 형상을 구축하였다. 앵커는 지반강도 대비 매우 높은 강성을 갖기 때문에 동적거동 중 파손 및 변형이 없는 것으로 가정하여 호미닻을 강체로 고려하였다.

Fig. 6 Numerical analysis model shape and specification

호미닻의 성능은 해저지반의 비배수 전단강도를 바탕으로 설계 및 평가되나, 해당 지역의 정확한 지반물성 정보가 부족하여 실해역 실험에서는 서남해안 해상풍력단지 실증단지 조성 시 조사한 지반조사 결과를 종합하여 적용하는 것으로 하였다.

지반의 물성조건은 세립질이 다수 포함되고 실해역 실험에서 호미닻의 인발거동이 단기 거동임을 고려하여 비배수조건으로 가정하였다. 이에 기존 지반조사 결과를 토대로 실해역 실험 시 앵커의 관입 현상, 지지력 발현 정도를 바탕으로 역해석을 수행하여 대상 지반의 비배수 전단강도 s_u = 21.2 kPa 을 도출하였다. 앵커의 특성상 해저 지반의 표층 지반이 지지력의 크기를 결정함에 따라 본 연구에서는 지반의 깊이와 관계없이 동일한 균질의 지반으로 가정하였다.

수치해석에서는 지반의 영역을 폭 15 m, 너비 15 m, 깊이 7 m로 설정하였으며. 호미닻의 동적거동이 경계조건에 영향을 미치지 않도록 충분한 지반 모델을 구성하였다. Fig. 7에 비배수 전단강도 21.2 kPa에서의 해석결과를 나타내었으며, Table 3에 결과와 조건을 요약하였다.

Fig. 7 Penetration Resistance at s_u = 21.2 kPa​​​​​​​

Table 3 Soil conditions for numerical analysis​​​​​​​

수치해석에 사용된 지반조건은 Table 3과 같이 정리할 수 있으며, 지반의 탄성계수는 지반 강도에 따라 증가하도록 E / s_u = 500의 관계를 이용해 적용하였다. 지중 응력과 앵커의 무게에 따른 관입 거동을 고려하기 위하여 해석 모델 전체 영역으로 중력장이 적용되었다. 지반의 경계조건은 Fig. 8에 나타낸 바와 같이 각 경계면(측면, 바닥면)에 대하여 대칭(롤러) 조건을 부여하였다. 지반의 수중 단위 중량에 의한 지중 응력은 해석모델의 초기 조건(Initial conditions)으로 고려하였으며, 깊이에 따른 지반의 전단 강도 분포와 초기지중 응력은 Fig. 9와 같이 나타낼 수 있다.

Fig. 8 Boundary condition of numerical model

Fig. 9 Initial conditions

호미닻과 지반의 접촉 거동은 페널티(Penalty) 접촉 알고리즘에 기반하는 일반적인 접촉(General contact) 기능을 활용하여 앵커와 지반의 상호작용을 고려할 수 있도록 모델을 구축하였다. 접촉 거동은 쿨롱 마찰 거동에 따라서 움직이는 것으로 가정하였으며, 기존 문헌에서 제시된 값을 토대로 앵커의 동적 거동이 지반파괴를 지배할 수 있도록 마찰계수 0.3을 적용하였다[10]. Fig. 10은 아바쿠스(ABAQUS) 6.12 에서 구현한 호미닻의 성능검증 해석모델을 나타낸 것이다.

Fig. 10 Drag anchor & soil numerical model​​​​​​​

3.3 해석모델 검증

수치해석 모델 및 결과에 대한 신뢰도 검증을 위하여 실해역 실험결과를 수치해석 결과값과 비교하여 검증하는 절차를 진행하였다. 실제 매립형상을 확인하는 것이 어려워 수평형상으로 매립된 것으로 가정하고, 매립된 정도를 변수로 하여 앵커의 최대저항력을 실해역 실험결과와 비교하는 방안으로 수치해석 모델을 검증하였다.

호미닻에 작용하는 인발력은 인양 고리에 지면으로부터 1:5의 경사(약 11.3 °)로 0.1 m/s의 속도 조건을 적용하여 발생시켰다.

실해역 실험결과와 수치해석 결과를 비교하여, 앵커의 수평변위와 저항력의 관계를 나타내는 그래프를 Fig. 11과 같이 확인하였으며, 그래프의 수직축은 앵커의 저항력을 의미하며, 수평축은 인발하중에 대한 앵커의 수평이동거리를 나타낸다. 호미닻의 관입깊이에 따른 호미닻의 최대저항력 수치해석 결과는 Table 4에 나타내었다.

Fig. 11 Resistance capacity change according to embedding dept​​​​​​​h

Table 4 Resistance capacity of drag anchor according to embedding depth​​​​​​​

0.8 m 관입된 앵커의 수치해석 최대저항력 40.4 kN와 실해역 실험 평균 최대저항력 39.7 kN을 비교하면 약 1.8 %의 오차(+0.7 kN)가 발생하였다. 오차의 정도가 신뢰할 수 있는 수준으로 판단되어 본 연구에서 사용된 수치해석모델이 호미닻의 거동을 실제와 유사하게 모사할 수 있는 것으로 판단하였다.

3.4 앵커 성능검증

완전히 매립된 호미닻에 인발력이 작용하는 방향에 따라 저항력에 미치는 영향을 검토하기 위하여 Table 5와 같이 수평방향 0 ˚, 10 ˚, 20 ˚, 수직방향 0 ˚, 11.3 ˚, 21.8 ˚의 조합으로 총 9가지 조건을 가정하여 호미닻의 저항력을 검토하였다.

Table 5 Analysis conditions (Fully penetrated condition)​​​​​​​

호미닻의 인발력 적용 방향에 따른 최대저항력 해석결과는 Fig. 12와 같이 확인할 수 있으며, 호미닻의 초기저항력은 모든 조건에서 이론상의 수치인 59.0 kN을 만족하는 것으로 나타났다. 호미닻의 초기저항력은 앵커의 이동거리가 약 0.3 m에 도달할 때까지 유지되는 것으로 나타나며, 그 이후에 저항력이 서서히 감소하는 형태를 가지는 것을 확인하였다. 또한 호미닻의 저항력은 해석조건에 따라서 앵커가 지면에 닿아 간섭이 발생하여 저항력이 크거나 작은 변화가 발생하는 현상이 있지만 대체적인 저항력 감소경향은 대부분 유사한 것으로 확인하였다.

Fig. 12 Resistance capacity change according to loading angle​​​​​​​

인발력 작용 각도가 수직방향으로 증가하는 경우 최대저항력 변화는 미미한 것으로 나타났으나, 저항력 감소가 빠르게 나타나는 것을 확인하였다. 이는 인발력 작용각도가 증가할수록 앵커가 지반 밑으로 빠르게 파고들어 수직 인발력에 의한 지반파괴가 일어나서 나타나는 현상으로 확인되었다. 반면, 수평방향으로 증가하는 경우에는 앵커의 회전으로 닻가지 면에 작용하는 하중이 줄어 최대저항력이 약간 감소하는 특성을 나타내었으며, 수직방향과 동일하게 저항력감소가 빠르게 나타나는 것을 확인하였다(Table 6).

Table 6 Resistance capacity of drag anchor according to embedding depth​​​​​​​

4. 결론

호미닻은 어민들의 경험에 의하여 선택되어 사용되어 왔으나, 양식시설의 선진화 및 주변 풍력 단지 등 해상 인프라의 상호 안전성을 위하여 호미닻 앵커의 저항특성을 바탕으로 한 호미닻 앵커의 검토, 설계 기법이 요구되어 왔다.

본 연구에서는 호미닻의 저항 성능을 확인하기 위해서 실해역 실험을 실시하였다. 이와 기존 지반조사결과 및 해석적인 밥법을 실험 결과를 바탕으로 통하여 실험지역에 대한 비배수 전단강도를 조정하여, 신뢰할 수 있는 수치해석모델을 구축하였다. 검증된 수치해석모델을 활용하여 다양한 환경조건에서의 호미닻 최대저항력을 충분히 예측할 수 있도록 하였으며, 연구를 통해서 다음과 같은 결과를 확인할 수 있었다.

1) 호미닻은 해저면에 인양줄로 거치되고, 계류선을 당김으로써 저항판이 해저면 하부로 관입되어 저항성능을 갖게 된다. 호미닻 저항력은 저항판의 형상 및 면적, 관입 깊이, 관입 각도, 지반 강도, 저항판과 계류하중의 각도에 의하여 결정된다.

2) 호미닻 저항판의 지반 관입 정도에 따라 저항력은 매우 큰 차이를 나타냄을 확인하였다. 완전관입 또는 적정 관입 면적의 달성 여부는 저항판의 각도, 설치 인장력의 크기, 해당 위치의 지반강도 및 특성에 의하여 결정되는데, 설치 전 해당 인자에 대한 검토를 바탕으로 현장에서 타당하게 설치되어야 한다.

3) 호미닻 작용하중의 각도가 수직, 수평방향으로 증가하는 경우에는 정확한 방향으로 하중이 작용되었을 때와 비교하여, 앵커의 저항력이 현저하게 감소하는 경향이 나타난다. 따라서 부유 구조물의 운동특성과 주요 하중 저항 범위, 방향을 고려하여 앵커를 설치해야 한다.

추후, 호미닻 인발력 작용 각도가 수평, 수직방향으로 증가함에 따라 발생되는 경향성을 추가적으로 확인하기 위해서 수평, 수직각도의 범위를 보다 확대하여, 실해역 실험에서 오류가 발생한 호미닻 실험결과에 대한 분석을 수행하고자 한다. 이러한 실험적, 해석적 시도들을 바탕으로 현장에서 적용되는 호미닻을 표준화하고 어민들이 사용 가능한 가이드라인을 제시하고자 한다.

후기

본 연구는 2022년도 산업통상자원부의 재원으로 한국에너지기술평가원의 신재생에너지핵심기술개발사업의 지원을 받아 수행한 연구 과제입니다. (과제번호 :20203040020130).