1. 서 론

부유식 해상풍력에서 석션앵커는 주로 상부구조물에 작용하는 바람과 파도로 인해 계류선을 통해 전달되는 인발력에 저항하므로 석션앵커의 인발지지력에 대한 연구는 매우 중요하다. 그래서 부유식 해상풍력 석션앵커의 연구 초기에는 계류선이 적합하게 정렬된 상태에서 석션앵커의 인발지지력 산정에 중점을 두었다. 즉 앵커 설치 시 발생할 수 있는 문제는 고려하지 않고, 패드아이 위치나 앵커 장경비와 관련된 인발능력을 산정하는 연구를 주로 수행하였다^{(Ahmed and Hawlader, 2015; Ahn et al., 2015; Cheng et al., 2021; Fu et al., 2020)}.

부유식 해상풍력 석션앵커의 설계에서는 앵커 설치 및 재설치에 대해 검토해야 한다. 석션앵커의 설치에는 많은 항목에 대한 고려가 필요하다. 앵커 자체의 제원뿐만 아니라 요구되는 앵커의 관입깊이, 부압, 관입속도, 내부 지반융기(히빙), 수직도, 회전오차, 지반의 전단강도 등을 고려해야 한다. 앵커 재설치 시 점토의 경우 틱소트로피 특성도 고려가 필요하다. 이런 것들을 고려하여 설계된 앵커가 예상한 대로 설치가 진행되었는지 확인하기 위하여 앵커 설치 시 모니터링도 반드시 수반되어야 한다. 모니터링 결과에 따라 지형적(지표면 및 지층 경사) 및 지반공학적(지층의 불균질성 : seam or lenses 층 및 pocket 영역 존재 등), 설치장비, 환경적인 이유로 기준에서 벗어나 설치되는 앵커는 설치를 중단하고 앵커를 수거하여 재설치를 해야 한다.

특히 부유식 해상풍력 석션앵커의 설치에 있어 앵커의 수직도(tilt)와 회전오차(misorien- tation)는 매우 중요한 요소다. 이유는 부유식 해상풍력 운영 중 앵커 인발지지력(pullout capacity)에 이 두 요소가 매우 큰 영향을 미칠 수 있기 때문이다. 수직도(Tilt)는 단면상 연직에 대한 경사도를 나타내며, 회전오차(misorientation)는 Fig. 2에서 보는 바와 같이, 평면상 석션앵커의 회전에 의한 위치오차를 나타낸다. 부유식 해상풍력 석션앵커에는 고정식 해상풍력 석션앵커에서는 없는 계류선과 패드아이(앵커길이 L의 2/3L에 위치)가 존재하기 때문에 설치 시 수직도와 회전오차에 더 취약하다. 그래서 부유식 해상풍력 석션앵커 설치과정에 수직도 및 회전오차는 앵커 윗 부분에 부착된 ROV를 이용한 모니터링을 통해 설계단계에서 설정한 허용기준과 비교해야 한다. 수직도와 회전오차 모니터링 자료는 설치된 앵커의 최종 승인을 위한 중요한 자료로 사용된다.

지반특성과 지반경사도에 따라 달라질 수 있지만, 수직도 허용오차는 일반적으로 ±10°로 정의할 수 있으며, 패드아이(Padeye) 위치에서 발생하는 회전력(torsion)에 따라 회전오차도 차이가 있으나 ±10°를 일반적으로 허용할 수 있다고 제시하고 있다^{(Sparrevik et al., 2017)}.

그러나, DNV-RP-E303^{(DNV, 2021)}에서는 해저면 경사도에 따라 앵커 관입 시 수직도 오차는 달라진다고 제시하고 있으며, 해저지반 경사각이 5° 이하인 경우의 허용오차는 ±5°의 조건을 적용하지만, 해저지반 경사각이 5°를 초과하는 경우에는 허용오차도 증가시켜 개별의 조건에 대한 평가가 수행되어야 한다고 제시하고 있다. 또한 앵커 관입 시 회전오차에 대한 허용치는 ±7.5°를 적용하지만, 이 경우도 개별적인 평가가 수행되어야 한다고 제시하고 있다.

2015년부터 석션앵커 관입 중 발생하는 회전오차가 앵커의 인발력에 미치는 영향에 대한 연구발표가 이루어지고 있다^{(Suroor and Hossain, 2015; Saviano and Pisano, 2017; Zhang et al., 2023)}. 그러나 현재까지 석션앵커의 수직도 및 수직도와 회전오차의 복합적인 효과를 고려한 연구는 미미하다. 특히 국내연구의 경우 회전오차에 대한 관련 연구는 극히 미흡하다. 그래서 본 연구에서는 부유식 해상풍력 석션앵커의 회전오차에 따른 인발지지력 변화에 대해 기하학적 방법 및 수치해석을 적용하여 알아보았다. 본 연구 결과를 바탕으로 향후 회전오차와 수직도를 결합한 연구도 진행할 예정이다.

2. 기존 연구

석션앵커는 관입 중 수직도 및 회전오차 등의 문제발생으로 적용된 허용치를 초과하게 되면 재설치가 필요하다. DNV-RP-E303에서는 ‘재설치(retrieval)는 앵커 설치 단계 동안 의도치 않은 사고에 대해 회수 후 앵커를 재설치한다’라고 명시되어 있다. 석션앵커의 재설치는 앵커 격실 내로 물을 주입하고 과압(overpressure)을 생성하여 석션앵커를 지반 밖으로 밀어냄으로써 수행하게 된다.

재설치는 석션앵커가 해저에서 회수된 이후 주로 1일 이내에 재설치되는 조건에 대해 계산한다. 앵커 관입 해석 시 적용된 공식과 동일한 공식이 재설치 시 해석에 적용되나, 점토의 경우에는 강도회복효과(틱소트로피)를 앵커의 주면마찰력 계산 시 반드시 고려하여야 한다. 그러나 모래의 경우에는 상대밀도에 따라 다르며, 일반적으로 조밀한 모래의 경우에는 관입으로 전단이 진행되면 (+)dilatancy 발생으로 부의 간극수압에 의해 전단강도가 증가하고, 느슨한 모래의 경우는 역으로 간극수압이 발생하여 전단강도가 감소한다.

부유식 해상풍력 석션앵커의 수직도 및 회전오차는 앵커 설치지점의 해류(current), 해저지반의 경사도, 해저지반내 지층의 불균질성(샌드심, 샌드포켓 등), 계류선 패드아이 등에 의하여 발생하기 때문에 재설치에 대한 고려가 필수적이다. 특히 고정식 석션앵커보다 부유식 해상풍력 석션앵커에는 계류선과 패드아이가 설치되기 때문에 수직도와 회전오차에 더욱 취약하다.

Fig. 1은 석션앵커가 근입과정에서 회전오차가 발생하여 앵커 회수 후 재설치하는 과정에 대한 관측사례이다^{(Sparrevik, 2002)}. 그림에서 보는 바와 같이 초기 석션앵커 설치 중 10 m 위치에서 목표방향에 대해 약 4° 정도의 오차가 발생하여 앵커 회수 후 재설치가 이루어진 상태이며, 재설치 시 최종 30.5 m까지 근입되는 과정에서는 약 7.5° 정도의 오차가 발생하였음을 알 수 있다. 따라서 회전오차는 근입과정에서도 발생함을 알 수 있다.

Fig. 2는 석션앵커의 계류선에 해류흐름에 의해 발생하는 회전오차에 대한 모식도이다. 계류선이 목표방향에서 이동함에 따라 석션앵커에는 추가적인 회전력의 발생으로 인발지지력이 감소된다.

^{Suroor and Hossain(2015)}은 앵커설치 시 회전오차는 계류선에 해류로 야기되는 힘에 의하여 발생하는 것으로 가정하였으며, 수치해석(3차원)을 이용하여 점토지반에 회전오차에 따른 수직력, 수평력 및 회전력의 작용에 대한 연구를 수행하였다.

^{Saviano and Pisano(2017)}도 점토지반에 대해 다양한 회전오차(β)를 적용하여 수치해석을 통해 수직력 및 수평력에 미치는 영향을 연구하였으며, 수평력(Lateral capacity)은 장경비(L/D)가 클수록 회전오차의 증가에 따라 감소폭이 큰 것으로 나타났다.

^{Zhang et al.(2023)}은 모래지반에 대해 수치해석으로 계류선을 모델링하여 회전오차(β)에 의해 발생하는 회전력의 영향을 고려한 연구를 수행하였다. 연구 결과, 회전오차에 대해 3단계 거동(slow-quick-slow)을 제시하였으며 회전각 β가 15° 이하인 경우에는 slow 단계로 인발지지력의 감소폭이 적으며, β가 15~75°인 경우에는 quick 단계로 인발지지력의 감소폭이 크게 증가하며, 이후 β가 75° 초과인 경우에는 다시 slow 단계로 인발지지력의 감소폭이 작아지는 것으로 나타났다. 또한 수치해석 시 계류선을 모델링하지 않은 경우보다 계류선을 모델링한 경우 인발지지력의 감소가 크다고 제시하였다.

기존의 연구 결과에서 보면 대부분 회전오차에 대한 연구가 많이 진행되었음을 알 수 있다. 이러한 이유는 앵커 설치 과정에서 수직도에 대한 문제가 발생하면 앵커 회수 후 재설치를 하는 것이 일반적이기 때문이다. 그러나 회전오차의 경우 수직도에 비해 설치과정에서 목표방향으로의 조정이 어렵고, 영구 시(설치 후) 해류로 인해 추가적으로도 발생할 수 있어 연구가 더 많이 수행된 것으로 보인다.

본 연구에서는 상기와 같이, 석션앵커 설치시 발생할 수 있는 회전오차에 대해 간편하고 빠르게 석션앵커의 인발지지력의 감소량을 도출할 수 있는 기하학적인 방법을 제시하였으며, 수치해석도 수행하여 서로 비교하였다.

Fig. 1. (a) Suction Anchor Installation Schematic Diagram, (b) Observed Misorientation of Pile Subjected to a Small Moment During Penetration ^{(Sparrevik, 2002)} (RED Line : Target Heading Direction, BLUE Line : Orthogonal to Target Heading Direction)

Fig. 2. Torque Induced by Subsea Current on Mooring Chain ^{(Suroor and Hosain, 2015)}

3. 회전오차의 영향분석

3.1 기하학적 방법

서론과 기존 연구에서 거론한 바와 같이 석션앵커의 회전오차가 인발지지력에 미치는 영향은 중요한 요소이다. 회전오차가 발생하지 않고 설치된 앵커에 비해, 회전오차가 발생한 앵커의 성능은 추가적인 회전력 발생으로 인한 인발지지력이 감소한다. 회전오차가 발생한 앵커의 인발지지력 감소는 회전오차의 각도에 따라 다르므로 회전오차에 대한 최대 허용범위에 대한 검토가 이루어져야 한다.

서론에서 거론한 바와 같이 ^{Sparrevik et al.(2017)}은 부유식 해상풍력에 사용된 석션앵커의 회전오차에 대한 허용범위를 ±10°로 제시하였고, DNV-RP-E303^{(DNV, 2021)}에서는 회전오차의 허용범위는 ±7.5°로 언급하고 있어 개별의 경우에 맞게 검토가 이루어져야 한다(Fig. 3).

Fig. 4는 ^{Kim et al.(2024)}이 석션앵커가 회전오차로 인해 인발 시 패드아이 위치에서 발생하는 수직력 수평력 및 회전력의 관계를 기하학적으로 모식화한 것이다. 그림에서 보면, 인발지지력 Pu에 대해 V는 수직분력을 나타내며, H’는 회전오차가 고려된 수평분력, T는 회전오차에 의해 발생되는 회전력, T’는 그에 따른 회전모멘트를 나타낸다. 회전오차 발생 시 수직분력은 회전오차에 영향을 받지 않으나, 수평력은 회전오차의 증가에 따라 회전모멘트의 증가로 인해 감소하는 것을 나타낸다. 여기서 기하학적 방법은 해저지반의 특성이나 앵커와 지반의 경계조건을 반영할 수 없는 단점을 가지고 있다.

Fig. 5는 Fig. 4의 모식도를 바탕으로 기하학적 방법으로 패드아이 위치에서 작용하는 인발지지력을 Pu=500 kN으로 가정하고 하중각(θ)을 45°로 고정한 경우에 대하여 회전오차에 따른 수직분력(V=Pu․Sinθ), 수평분력(H=Pu․Cosθ․Cosβ) 및 회전모멘트(T=1/2․D․Pu․Cosθ․Sinβ)를 산정한 결과를 그래프로 도시한 것이다. 그래프에서 보는 바와 같이 회전오차(β)가 증가함에 따라 수직분력은 동일하며, 수평분력은 Cosβ의 영향으로 감소하게 되고, 회전모멘트는 Sinβ의 영향으로 증가하게 된다. 따라서, 인발지지력[Pu=√(V2+H2)]은 회전오차가 증가함에 따라 수평분력의 영향으로 감소하게 되며, 회전오차 β=90°에서는 인발지지력이 초기(β=0°) 대비 30 % 정도 감소가 발생한다. 따라서, 앵커의 인발지지력에 회전오차가 큰 영향을 미치는 것을 알 수 있다.

Table 1은 그래프로 도시화한 Fig. 5의 계산결과를 표로 정리한 것으로, 회전오차 β=0~20° 구간에서는 인발지지력이 0~3.0 % 정도 감소하였고, 회전오차 β=20~80° 범위에서는 3.0~28.0 % 정도 감소하였으며, 회전오차 β=80~90° 범위에서는 28.0~30.0 %의 감소를 보인다.

석션앵커의 회전오차에 대하여 기하학적 방법을 사용하여 인발지지력에 미치는 영향을 검토한 결과, 회전오차 β가 20° 이내에서는 인발지지력의 감소폭이 3 % 이내로 작은 것으로 나타났으며, 이후 가파르게 감소하는 것으로 나타났다.

상기와 같은 인발지지력의 감소는 수직분력의 경우에는 회전오차에 영향을 받지 않지만, 수평분력은 Cosβ의 영향으로 구간별로 값의 차이가 크게 발생하기 때문인 것으로 판단된다.

서론에서 언급한 기존문헌 허용오차 기준 10° 및 DNV 기준 7.5°에 해당하는 구간은 1 % 이내의 인발지지력 감소가 보이는 것으로 나타났다. 기존문헌 및 DNV 기준에서 제시하는 회전오차의 허용범위보다 기하학적 방법에 의한 연구 결과는 β=20°까지는 인발지지력의 감소는 작은 것으로 나타나 다소 차이가 있다.

Fig. 3. Sketch Showing Misorientation Tolerance (±7.5°) Based on DNV-RP-E303

Fig. 4. Illustration of Model Geometries and Misorientation Angle β with Coordinate System ^{(Kim et al., 2024)}

Fig. 5. Effect of Misorientation β on the \vertical-Horizontal Forces, Torque and Pullout Capacity of Suction Anchor under Loading Angle (Pu=500 kN, θ=45°, δ=0°)

Table 1. Calculation Results of the \vertical-Horizontal Forces and Pullout Capacity according to Misorientation (Assume Pu=500 kN, D=3.0 m, θ=45°, δ=0°, β=Var.)

Misorientation (β°)	V (kN)	H (kN)	Pu (kN)	T (kN·m)	Pu,β=var/Pu,β=0 (%)
	Pu·Sin(θ+δ)	Pu·Cos(θ+δ)·Cosβ	√(V2+H2)	1/2·D·Pu·Cos(θ+δ)·Sinβ
0	353.553	353.553	500	0	100.0
10	353.553	348.182	496.217	92.091	99.2
20	353.553	332.232	485.157	181.384	97.0
30	353.553	306.186	467.707	265.165	93.5
40	353.553	270.838	445.368	340.890	89.1
50	353.553	227.260	420.294	406.256	84.1
60	353.553	176.777	395.285	459.279	79.1
70	353.553	120.922	373.661	498.347	74.7
80	353.553	61.394	358.844	522.273	71.8
90	353.553	0.000	353.553	530.330	70.7

3.2 수치해석에 의한 방법

3.2.1 검증

본 연구에 사용된 수치해석에 대한 검증은 ^{Kim et al.(2015)}의 원심모형시험(centrifuge testing) 결과와 비교․검토하여 이루어졌다. ^{Kim et al.(2015)}의 원심모형시험의 1) 지반조건은 상대밀도(Dr)가 70 %인 실트질모래이고, 지반정수는 수중단위중량 γsub= 8.9 kN/m3, 내부마찰각 φ=32°, 점착력 c=7.0 kPa, 팽창각 ψ=8°, 탄성계수 E=1.94~5.57 MPa이며, 2) 하중조건은 앵커의 상단부에 와이어를 수평으로 연결하고 Actuator를 이용한 하중제어가 적용되었으며, 하중값은 Load cell로 측정하게 되어 있다. 3) 변위조건은 앵커상단부에 레이저타겟을 설치하였으며, 레이저센서로 앵커의 두부변위를 측정하게 되어 있다(Fig. 6).

Fig. 7의 그래프는 원심모형시험(centrifuge test 1, 2, 3)과 수치해석결과(D7-2 at top, D3.5-2 at top 및 D3.5-2 at 2/3 of L)를 비교․검토한 그래프로서, Tablel 2에서 보는 바와 같이 일례로 D7-2(at top)의 경우에는 D=7.5 m, 장경비(L/D)=2 및 앵커 상단에서 수평하중을 재하한 것을 나타낸다. ^{Kim et al.(2015)}은 수치해석시 지반구성모델로 Mohr-Coulomb Model이 적용되었다.

검증은 ^{Kim et al.(2015)}의 원심모형시험 결과 중 직경 D=3.5 m, L=7.0 m인 D3.5-2(at top)의 결과와 본 연구에서의 수치해석 결과를 비교․검토하였다.

수치해석의 해석프로그램은 Midas GTS NX를 이용하였으며, 본 연구에 적용된 실트질모래의 구성모델은 Modified Mohr- Coulomb모델을 적용하였다. Fig. 8에서 보는 바와 같이, 이 모델의 구성방정식은 비선형탄성모델과 탄소성모델을 조합한 것으로 실트나 모래질 지반의 거동특성에 적합한 모델로 전단항복과 압축항복이 서로 영향을 미치지 않는 이중 경화거동을 모사할 수 있다. 또한, 석션앵커와 원지반의 이질재료 경계면 거동을 모사하기 위하여 Coulomb의 마찰법칙(1785)에 근거한 인터페이스 요소(Interface Element)를 적용하였다.

Fig. 6. (a) Picture of Centrifuge Testing Equipment, (b) Schematic Diagram of the Centrifuge Testing System ^{(Kim et al., 2015)}

Fig. 7. Centrifuge Testing Result ^{(Kim et al., 2015)}

Fig. 8. Modified Mohr-Coulomb Model Deviatoric Stress-Strain Behavior (a) and Interface Element Model (b)

Table 2. Geometry and Loading Condition for Centrifuge Testing ^{(Kim et al., 2015)}

CASE	Dimension of anchor			Loading Point	Remark
	L (m)	D (m)	L/D
D7-2 (at top)	14.0	7.0	2	Top	Centrifuge Test 1 (loaded at top)
D3.5-2 (at top)	7.0	3.5	2	Top	Centrifuge Test 2 (loaded at top)
D3.5-2 (at 2/3 of L)	7.0	3.5	2	2/3․L	Centrifuge Test 3 (loaded at 2/3 L)

Fig. 9는 수치해석을 위하여 모델링된 앵커의 Geometry 및 Mesh 상태를 나타내고 있다. 지반의 경계조건은 석션앵커의 변위에 영향을 미치지 않도록 기존연구 중 ^{Zhang et al.(2023)}이 제시한 경계조건을 적용하여 앵커측면에서 좌․우 5D(D: 앵커직경), 하부는 석션앵커 하단에서 4D를 적용하였다. Mesh는 육면체요소망에 해석의 정밀도를 위해 고차요소를 적용하였으며, 요소개수는 32,608, 절점개수는 90,987로 모델링을 하였다. Table 3에서 보는바와 같이, 지반 및 앵커의 물성치는 ^{Kim et al.(2015)}에서 제시한 값을 적용하였으며, 하중조건은 ^{Zhang et al.(2023)}이 제시한 방법인 Mooring-Line + 변위제어를 적용하였으며, 이 방법은 Fig. 9에서 보는 바와 같이, 석션앵커의 Padeye 위치에 Mooring-Line을 모델링하고, Mooring-Line 끝단에 하중대신 변위를 단계별로 적용하는 방법이다.

Fig. 10에서 보는 바와 같이, 검증결과 ^{Kim et al.(2015)}의 원심모형시험 결과와 수치해석 결과(지반구성모델: Modified Mohr-Coulomb Model)가 잘 일치함을 알 수 있다.

Fig. 9. Modeling of Numerical Analysis

Fig. 10. Validation Results (Centrifuge Testing and Numerical Analysis)

Table 3. Element Properties Applied to Numerical Analysis for Validation

Element	Submerged Unit Weight (KN/m3)	Cohesion (KN/m2)	Friction Angle (°)	Dilatancy Angle (°)	Elastic Modulus (KN/m2)	Constitutive Model
Silty Sand	8.9	7.0	32	8	3,000	Modified Mohr-Coulomb
Suction Anchor	68.0	-	-	-	2.1×108	Elastic Model

3.2.2 인발지지력 산정 기준

Table 4에서 보는 바와 같이, 인발지지력(Pullout Capacity)의 산정은 이전 연구에서 하중-변위곡선이 수렴되는 상태로 정의하고 있고^{(Taiebat, 2005; Suroor and Hossain, 2015; Saviano and Pisano, 2017)}, ^{Zhang et al.(2023)}에서는 하중-변위곡선이 수렴되는 상태가 나타나지 않으면 변위 0.1D(D:앵커 직경)에 해당하는 하중을 인발지지력으로 언급하고 있다. 반면 ^{Andersen(2015)}은 여러 실내실험을 통해 흙의 전단변형률 15 %에 해당하는 하중을 최대전단강도로 정의하고 있어 이를 반영하여 인발지지력을 간접적으로 산정할 수 있다. 본 수치해석에서는 전단변형률 15 %와 변위 0.1D 기준에 대해 인발지지력을 같이 비교․검토하였다.

Table 4. Pullout Capacity Failure Criteria

Thesis title	Author	Failure Criteria
A Failure Surface for Caisson Foundations in Undrained Soil	Taiebat, 2005(University of Technology Sydney)	4 FAILURE ENVELOPES -For each loading case the ultimate axial capacity is reached at a vertical displacement equal to about 50 % of the diameter of the caisson, while the ultimate torsional and lateral capacities are obtained at displacements equal to approximately 20 % of the diameter.
Effect of torsion on suction piles for subsea and mooring applications	Suroor and Hossain, 2015(Oil and Gas Consultants, Houston, Texas, USA)	3 FINITE ELEMENT ANALYSIS / 3.3 Loading conditions -Failure condition has been defined when the load displacement curve reaches a plateau as presented in Figure 2.
Effects of misalignment on the undrained HV capacity of suction anchors in clay	Saviano and Pisano, 2017(Delft University of Technology, Netherlands)	3.3. Numerical specifications / 3.3.2 Initial/bounday conditions and load application -misaligned HV loading is simulated through load-controlled analyses, up to the attainment of nearly horizontal force plateau.
Numerical investigation on the pull-out capacity of suction anchors in sand considering torsional and mooring line effects	Zhang et al., 2023(Southern University of S&T, Shenzhen China)	2. Finite element model / 2.1. Model set-up -The criterion of pull-out capacity is determined considering both full development of plastic zone and practical use as an anchor foundation: (1) the pull-out capacity is the load beyond which load-displacement curve becomes linear (Reddy and Ayothiraman, 2015) (2) if this point goes beyond 0.1D, then the load at 0.1D is regarded as the pull-out capacity (Ahmed and Hawlader, 2015; Kim et al., 2016)
Cyclic soil parameters for offshore foundation design	Andersen, 2015(Norwegian Geotechnical Institute, Oslo, Norway)	10.1 Static DSS strength of NC sand and silt - The shear strength, τf , has been defined as the peak shear stress for cases with strain softening. The shear stress at a large shear strain is given where no clear peak is observed. Large shear strain has generally been defined as a shear strain of 15 %, but some of the tests with very high density dilated strongly and did not reach 15 % shear strain. The shear strength was in these cases defined as the shear stress at a shear strain of 5 or 7.5 %. These shear strengths are all very high, and the deviation from the general failure criterion is not believed to be of practical consequence.

3.2.3 수치해석 결과

Fig. 11 및 Table 5는 수치해석 결과로, 1) 변위 0.1D 기준을 적용한 경우 β=0°의 Pu=3057.56 kN, β=90°의 Pu=2210.28 kN으로 27.7 %의 인발지지력 감소가 발생하였으며, 2) 전단변형율 15 % 기준을 적용한 경우 β=0°의 Pu=1464.13 kN, β=90°의 Pu=1035.30 kN으로 29.3 %의 인발지지력 감소가 발생하였다. 두 가지 기준 모두 유사한 감소율을 보인다.

Fig. 12는 수치해석 결과에서 도출된 인발지지력에 대해 기하학적 방법으로 계산한 결과와 비교하였다. 1) 변위 0.1D 기준을 적용한 경우 β=0~90°의 변화에 매우 일치하는 결과를 볼 수 있으며, 2) 전단변형율 15 % 기준을 적용한 경우 β=20~90°에는 5.4~12.8 %의 편차가 발생하였다.

Fig. 13은 앵커의 인발지지력 산정에 있어 변위 0.1D 기준 및 지반의 전단변형율 15 % 기준에 적합도를 알아보기 위하여 각각의 기준에서 지반의 소성상태(plastic status)를 표현한 것이다. 1) 전단변형율 15 % 기준의 경우에는 국부적으로 일부 영역만 파괴가 발생한 상태이나, 2) 변위 0.1D 기준의 경우에는 석션앵커 하부에 일부 인장균열이 발생하였으며, 수동측에도 전반전단파괴가 발생한 상태임을 알 수 있다. 3) 인발지지력은 석션앵커가 극한상태에서 인발될 때의 값으로서 석션앵커 주변지반이 전반전단파괴가 발생한 상태가 보다 현실적으로 타당할 것으로 판단된다. 따라서, 전단변형율 15 % 기준을 적용하면 석션앵커의 인발지지력이 너무 과소하게 판정될 수 있어, 변위 0.1D 기준으로 인발지지력을 결정하는 게 좀 더 적합한 것으로 본다.

Fig. 11. Numerical Analysis Results (D=3.0 m, L=6.0 m, Padeye Position=0.75L, θ=45°, β=Var.)

Fig. 12. Comparision of Geoemtric Method and Numerical Analysis of Displacement=0.1D (Top) and Shear Strain=15 % (Bottom)

Fig. 13. Plastic Status of Numerical Analysis. (a) Shear Strain : 15 %, (b) Displacement : 10 % (0.1D)

Table 5. Numerical Analysis Results

Misorientation (β, °)	Pullout Capacity (KN)
	Displacement (0.1D)			Shear Strain (15 %)
	Geometry Method	Numerical Analysis	Numerical/ Geometry (%)	Geometry Method	Numerical Analysis	Numerical/ Geometry (%)
0.0	3057.56	3057.56	100.0	1464.13	1464.13	100.0
5.0	3051.75	3047.38	99.9	1461.35	1472.82	100.8
10.0	3034.42	3027.86	99.8	1453.05	1458.18	100.4
15.0	3005.92	3018.53	100.4	1439.40	1439.10	99.98
20.0	2966.80	2974.59	100.3	1420.67	1438.94	101.3
30.0	2860.09	2873.43	100.5	1369.57	1295.02	94.6
45.0	2647.92	2656.37	100.3	1267.97	1125.85	88.8
90.0	2162.02	2210.28	102.2	1035.30	903.08	87.2

4. 결 론

본 연구에서는 기하학적방법 및 수치해석을 이용한 석션앵커의 회전오차에 따른 인발지지력 변화를 산정하여 다음과 같은 결론을 도출하였다.

(1) 석션앵커의 회전오차(β)가 인발지지력에 미치는 영향은 기하학적 방법을 적용한 경우, 회전오차 β가 20° 이하에서는 인발지지력의 감소가 3 % 이내로 작은 것으로 나타났으며, 회전오차 β= 90°인 경우에는 최대 30 %의 인발지지력 감소가 나타났다. 그러나, 기존문헌 허용오차 기준 β=10°및 DNV 기준 β=7.5°에 해당하는 구간의 경우에는 1 % 이내의 인발지지력 감소를 보였으며 본 연구에서 적용된 조건인 실트질모래지반의 경우에는 기존 문헌 및 DNV 기준이 보다 보수적인 기준인 것으로 판단된다.

(2) 3장의 인발지지력 산정기준에서 보는 바와 같이, 기존연구에서 대부분 변위 0.1D 기준을 적용하고 있으며, 본 연구에서 적용된 조건인 실트질모래지반의 경우에는 수치해석시 인발지지력 산정기준을 지반의 소성상태로 비교․검토한 결과, 석션앵커 주변지반에 전반전단파괴가 발생한 상태인 변위 0.1D 기준이 전단변형률 15 %보다 앵커의 인발지지력의 결정에 좀 더 부합하는 것으로 평가된다.

(3) 기하학적 방법을 이용한 석션앵커의 회전오차에 따른 인발지지력변화는 수치해석 결과와 매우 유사한 결과가 도출되었다. 따라서, 본 연구에서 적용된 조건인 실트질모래지반의 경우, 실제 앵커 시공 시 회전오차 발생에 대해 수치해석을 수행하지 않더라도 기하학적 방법으로 간편하게 석션앵커의 인발지지력 감소 값을 개략적으로 도출할 수 있을 것으로 판단된다.