2.1 세미타우트 형식

세미타우트 형식의 계류선 근처의 트렌치 현상은 2014년 기니만 근처 Serpentina FPSO(Floating Production, Storage and Offloading)에서 발견되었다. 기니만은 연약한 점토지반으로 세미타우트 형식의 계류선 거동에 의하여 트렌치 현상이 발생하였을 거라 추측하였다. 트렌치의 깊이는 4~7 m, 길이는 25~40 m, 너비는 4~10 m로 측정되었으며, 기니만 점토지반에 발생한 트렌치 현상으로 인해 인발지지력이 손실되어 9개의 앵커와 계류선을 교체하였다. 또한, 2018년 기니만 세미타우트 형식의 계류선을 가진 FPSO에서 깊이 0~5 m, 길이 90~100 m, 너비 0~7 m 크기의 트렌치가 발견되었고, OLT(Optical Line Terminal)에서 깊이 1~12 m, 길이 80~90 m, 너비 1~13 m의 크기의 트렌치가 발견되었다(Table 1).

2014년 Bhattacharjee의 기니만 트렌치 발견 이후 세미타우트 형식 계류선 근처의 트렌치 현상에 대한 연구가 진행되었다^{(Bhattacharjee, 2014)}. ^{Hernandez-Martinez(2015)}의 연구에선 석션앵커의 위치가 패드아이 2/3지점인 위치에서 직사각형 모양으로 트렌치가 발생하였다는 가정하에 수치해석 연구를 수행하였다. 연구 결과, 수직지지력보다 수평지지력의 변화량이 크고, 하중 각도별 인발지지력이 약 20~45 % 가량 감소하였다.

^Arslan(2015)의 연구에서는 ^{Hernandez-Martinez(2015)}의 모델과 같은 조건에서 국부적인 트렌치 현상과 전반적인 트렌치 현상에 따른 인발지지력 변화 수치해석 연구를 수행하였다. 여기서, 전반적과 국부적 트렌치 의미는 앵커 옆면에 지반의 존재 여부에 따라 구분하였다. 수치해석 결과, 석션앵커와 트렌치 사이에 지반이 국부적으로 존재하는 경우 석션앵커의 인발지지력이 약 10 % 가량 감소하는 것으로 나타났다. ^{Hernandez-Martinez(2015)}의 연구와 비교하면, 국부적으로 트렌치가 발생한 경우 인발지지력이 적게 감소하는 것을 알 수 있다. 이는 석션앵커 바로 옆에 지반이 존재하여 수동토압의 저항으로 앵커의 인발지지력이 상대적으로 감소가 적게 발생하였기 때문이다.

^{Feng et al.(2019)}의 연구에서는 트렌치 너비 변화 수치해석 연구를 진행하였다(Fig. 1(a)), 기존 연구와 같이 트렌치의 형상은 직사각형 모양으로 진행하였다. 트렌치의 너비가 커질수록 석션앵커의 인발지지력이 감소하는 것으로 나타났다. 이 연구에서의 트렌치 너비 최대는 석션앵커의 직경과 같았다.

Fig. 1. (a) Rectangular-Shaped Trench ^{(Feng, 2019)}, (b) V-shaped Trench Model ^{(Rui, 2022)}

^{Colliat et al.(2018)}은 ROV(Remotely Operated Vehicle)를 이용한 기니만 트렌치 현상 해저 탐사를 실행하였으며, 탐사를 통해 트렌치의 단면이 V자형에 가깝고, 보통의 트렌치 깊이는 패드아이 깊이의 절반 정도로 발생되며, 트렌치의 최대 깊이는 패드아이 깊이와 동일하다는 결과를 보여주었다.

2022년 Rui는 세미타우트 형식의 계류선으로 인한 트렌치 현상에 대한 원심모형실험을 진행하였다. 기존의 네모 형상의 트렌치 수치해석 연구와 달리 V자형의 트렌치 형상을 모델링하고, Eq. (1)을 이용하여 트렌치 깊이별 너비를 정의하였다(Fig. 1(b)). 여기서, 트렌치 너비(W)는 트렌치와 지반의 경사($\phi$)와 트렌치 깊이($d$)를 통해 나타낼 수 있다. 실험 결과 트렌치 깊이가 깊어질수록 트렌치의 너비가 넓어지고, 석션앵커 주변의 지반 소실로 인한 지지력이 감소하며, 석션앵커의 인발지지력이 감소하는 것으로 나타났다. Eq. (1)을 사용하여 트렌치 깊이별 트렌치 너비를 설정하였을 경우, 트렌치가 깊어질수록 트렌치 너비가 커지게 된다. 트렌치가 넓어지며, 석션앵커의 직경보다 트렌치의 너비가 크게 생성되는 경우도 발생하게 된다. 이 경우에 석션앵커의 상단부를 지지하는 토압이 사라지게 되므로 인발지지력이 더욱 크게 감소하게 된다.

2.2 현수선 형식

현수선 형식의 계류선 근처의 트렌치 현상은 2015년 북해에 설치된 AH001 FPF(Floating Production Facility) 근처에서 발견되었다^{(Hess, 2015)}. 트렌치가 발생한 위치의 지반은 연약한 점토이며, 현수선 형식 계류선의 파도와 바람에 의한 거동으로 트렌치 현상이 발생하였을 거라 추측되었다. 발생한 트렌치의 깊이는 10 m 이상이며, 트렌치의 너비는 25~35 m 가량, 트렌치의 길이는 135~166 m로 확인되었다(Table 2).

현수선 형식의 계류선 라잉 라인(lying line)에서 트렌치 현상이 발견되었다. 그로 인해 트렌치의 길이가 길게 형성되었을 거라 예상된다. 현수선 형식의 계류선에서는 지반과 계류선이 접촉하는 라잉라인 부근에 트렌치 현상이 생성되므로 석션앵커와 트렌치 현상 사이에 지반이 유실되지 않고 존재하게 된다. ^Arslan(2015)의 연구에서 볼 수 있듯, 석션앵커와 트렌치 사이에 지반이 국부적으로 존재하므로 현수선 형식의 계류선 근처의 트렌치 현상이 세미타우트 형식에서 발생된 트렌치 현상보다 석션앵커의 인발지지력에 적은 영향을 미칠거라 추측할 수 있다.

4.1 모델 검증

본 연구에서는 ^{Kim et al.(2015)}의 원심모형시험 연구를 참고하여 지반 조건 및 석션앵커의 크기를 결정하였다. 지반구성모델은 실트나 모래질지반의 거동특성에 적합한 모델인 Modified Mohr-Coulomb Model을 사용하여 Midas GTS NX 유한요소해석을 통한 수치해석 연구를 진행하였다. 본 연구에서 사용된 수치해석 모델의 검증은 ^{Kim et al.(2015)}의 원심모형시험 결과와 비교하여 검토되었다. ^{Kim et al.(2015)} 연구의 원심모형시험에서는 상대밀도(Dr) 70 %의 실트질모래를 지반으로 사용하였으며, 주요 지반조건은 수중단위중량 γsub=8.9 kN/m³, 내부마찰각 φ=32°, 점착력 c=7.0 kPa, 팽창각 ψ=8°, 탄성계수 E=1.94~5.57 MPa로 설정되었다. 또한, 석션앵커 패드아이 위치는 3/4L, 계류선의 각도는 45𐤏로 설정되었으며, 하중 제어는 Actuator를 이용하여 수행되었다.

^{Kim et al.(2015)}의 원심모형시험 결과 중 D=3.5 m, L=7.0 m인 D3.5-2(at top)의 결과와 수치해석 결과를 비교․검토하였으며, Fig. 4에서와 같이 결과가 유사하게 나타나는 것을 알 수 있으므로, 본 연구에 사용한 수치해석 기법이 타당하다고 볼 수 있다.

Fig. 4. Validation of Numerical Analysis Models through Centrifuge Model Testing

4.2 해석 케이스 및 모델링

트렌치 형상을 실제 트렌치 형상과 유사한 V자형으로 모델링하여 세미타우트 형식의 계류선에서의 트렌치 현상에 대한 수치해석 연구를 진행하였다. 계류선 끝단부에 인발하중을 변위제어 방식으로 해석을 수행하였고, Case 1(트렌치가 없는 경우), Case 2(트렌치가 전반적으로 발생한 경우), Case 3(트렌치와 석션앵커 사이에 지반이 존재하여 국부적으로 트렌치가 발생하는 경우), 세 가지 경우에 대한 수치해석 연구를 수행하였다. Case 3의 경우에는 앵커와 트렌치 사이의 지반이 앵커의 직경인 3 m로 존재하였으며, 지반 조건은 ^{Kim et al.(2015)}의 연구에서와 같이 실트질모래(silty sand), 내부마찰각은 32𐤏로 가정하였다(Table 3). 석션앵커의 크기는 D=3.0 m, L=6.0 m인 D3.0-2로 가정하였으며, 패드아이의 위치는 3/4L 지점인 4.5 m, 계류선의 하중각은 45𐤏로 설정하였다. 실제적으로 트렌치현상은 계류선과 지반의 반복적인 상호작용에 의해 발생하나, 본 논문은 석션앵커의 거동추세를 파악하기 위해서 단순화하여 정적 지반물성치를 적용하였다.

Case 2와 Case 3 모두 석션앵커의 패드아이 깊이인 4.5 m를 기준으로 4가지 트렌치 깊이로 구분하여 트렌치 깊이(1.125 m, 2.25 m, 3.375 m, 4.5 m)를 설정하였으며(Fig. 5, Fig. 6), 트렌치의 너비는 석션앵커의 직경과 동일하게 설정하였다. 인발력에 따른 석션앵커의 변위거동에 영향이 미치지 않도록 원지반의 경계부는 폭은 직경 10D, 깊이는 6D만큼 이격하여 경계조건을 설정하였다. 트렌치 형상의 경우 ^{Colliat et al.(2018)}의 ROV를 이용한 기니만 트렌치 탐사 결과를 참고하여 모델링하였다.

Fig. 5. V-shaped Full Trench Model. (a) Trench Depth: 1.125 m, (b) 2.25 m, (c) 3.375 m, (d) 4.5 m

Fig. 6. V-shaped Partial Trench Model. (a) Trench Depth: 1.125 m, (b) 2.25 m, (c) 3.375 m, (d) 4.5 m

4.3 해석 결과

수치해석 결과 Case 1과 Case 2의 트렌치가 4.5 m 발생한 경우, 변위 0.1D 기준에서의 결과 값을 확인하였다. 변위가 0.1D 기준은 ^{Saviano and Pisano(2017)}와 ^{Zhang et al.(2023)} 등이 제안한 것으로 하중-변위곡선이 수렴되는 상태가 나타나지 않을 때 적용한 것이다.

Case 1의 경우 인발지지력이 3003.49 kN에서 Case 2의 4.5 m 깊이의 트렌치가 발생한 경우 인발지지력이 2633.81 kN로 약 13 %의 인발지지력이 감소하였다(Fig. 7). 또한, Case 3의 4.5 m의 트렌치가 발생한 경우와 Case 1을 비교해 보면 인발지지력이 3003.49 kN에서 2740.81 kN으로 약 9 %의 인발지지력이 감소하는 것을 확인할 수 있다(Fig. 8).

변위 직경 10 % 기준에서 깊이 별(trench depth=0 m, 1.125 m, 2.25 m, 3.375 m, 4.5 m) Case 3 경우와 Case 2의 인발지지력을 비교해 보면, 모두 트렌치의 깊이가 깊어짐에 따라 인발지지력이 감소하는 것을 확인할 수 있고, Case 2의 경우가 Case 3의 경우보다 인발지지력이 더 크게 감소하는 것을 확인할 수 있다(Fig. 9).

Fig. 10(a)는 수치해석 결과를 변위가 직경의 10 % 발생하였을 때, 지반의 소성변형 상태를 나타낸 것으로 Case 1 경우와 Case 2의 트렌치가 4.5 m 발생했을 경우이다. 석션앵커의 거동에 따라 주변 지반 또한 거동하는 것을 확인할 수 있다. 석션앵커의 주변 지반은 소성변형이 발생하며, 앵커 하단부에서는 인장파괴가 일어나는 것을 확인할 수 있다. 또한, 지반의 소성변형은 계류선이 있는 패드아이의 우측부분에서 크게 발생하고, Case 1의 석션앵커 주변의 소성변형이 Case 2의 경우보다 비교적 적게 발생하는 것을 확인할 수 있다. Case 3의 경우 또한, Case 1과 비교해 보면, 소성변형 및 인장파괴가 더 크게 발생한 것을 알 수 있다(Fig. 10(b)). 예상한 바와 같이 Case 2와 Case 3의 소성변형을 확인해 보면, Case 2의 석션앵커 주변 지반 및 석션앵커 하단부의 소성파괴 및 인장파괴 영역이 Case 3의 경우보다 더 크게 발생한 것을 확인할 수 있다.

Fig. 11은 트렌치가 발생하지 않았을 경우 직경 10 % 변위 값에서의 인발지지력인 약 3000 kN일 때, Case 1, 4.5 m 트렌치 깊이의 Case 2, 4.5 m 트렌치 깊이의 Case 3의 변위 값을 나타낸 그림이다. Case 1의 경우, 석션앵커 인발지지력이 약 3000 kN일 때, 앵커 오른쪽 하단부의 변위 값은 0.298 m로 측정된다. 하지만 Case 2의 트렌치가 4.5 m 발생하였을 경우 석션앵커 오른쪽 하단부의 변위 값은 0.496 m로 Case 1의 경우보다 Case 2 경우에 석션앵커 하단부의 변위 값이 더 크게 나타나는 것으로 예측된다. 또한, Case 3의 트렌치가 4.5 m 발생했을 경우 오른쪽 하단부의 변위 값은 0.428 m로 Case 1의 경우보다 앵커 오른쪽 하단부의 변위가 크게 발생하며, Case 2의 경우보다는 변위 값이 적게 생성되는 것을 확인할 수 있다. 이는 국부적으로 트렌치가 발생했을 경우 석션앵커 주변에 3 m 가량의 지반이 존치하기 때문에 수동토압의 저항이 증가함에 따라 앵커의 인발지지력이 증가하였기 때문이다.

기존의 부유식 해상풍력 지지구조에 사용되는 석션앵커는 직경과 길이를 늘려 앵커의 크기를 크게 만드는 추세이다. 석션앵커의 크기가 커질수록, 2/3 패드아이 위치가 더 깊게 존재하고, 트렌치 현상 또한 더 크게 발생하게 된다. 트렌치 현상으로 인한 석션앵커의 인발지지력 감소가 더 많이 발생될 것이라 예상되어 이에 대한 연구가 더욱 필요한 실정이다.

Fig. 7. Pullout Capacity of Full Trench at Different Depths of 0 m, 1.125 m, 2.25 m, 3.375 m, 4.5 m at 10 % Displacement of Anchor Diameter

Fig. 8. Pullout Capacity of Partial Trench at Different Depths of 0 m, 1.125 m, 2.25 m, 3.375 m, 4.5 m at 10 % Displacement of Anchor Diameter

Fig. 9. Pullout Capacity of Full and Partial Trenches at Different Depths of 0 m, 1.125 m, 2.25 m, 3.375 m, 4.5 m at 10 % Displacement of Anchor Diameter

Fig. 10. Plastic Status When a Trench of 4.5 Meters Occurs. (a) Full Trench Depth 4.5 m, (b) Partial Trench Depth 4.5 m

Fig. 11. Displacement Value When the Suction Anchor'S Pullout Capacity is 3000 kN. (a) Without Trench, (b) Partial Trench Depth 4.5 m, (c) Full Trench Depth 4.5 m