Failure Envelope for Estimating the Pullout Capacity of Suction Anchor in Silty Sand Considering Cohesion and Misorientation

Young-Ho Yoon; Joong-Ho Lee; Won-Hyo Lee; Sung-Chul Lee; Tae-Hyung Kim

doi:10.7843/kgs.2026.42.2.69

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Journal of the Korean Geotechnical Society. 30 April 2026. 69-76
https://doi.org/10.7843/kgs.2026.42.2.69

Failure Envelope for Estimating the Pullout Capacity of Suction Anchor in Silty Sand Considering Cohesion and Misorientation

실트질모래의 점착력과 회전오차를 고려한 석션앵커 인발지지력 산정 파괴포락선

Young-Ho Yoon¹

Joong-Ho Lee²^*

Won-Hyo Lee³

Sung-Chul Lee⁴

Tae-Hyung Kim⁵

윤 영호¹

이 중호²^*

이 원효³

이 성철⁴

김 태형⁵

¹Member, Ph.D. Candidate, Dept. of Civil Engineering, National Korea Maritime and Ocean Univ.

²Member, Ph.D. Candidate, Dept. of Civil Engineering, National Korea Maritime and Ocean Univ.

³Member, Ph.D., Dept. of Civil Engineering, National Korea Maritime and Ocean Univ.

⁴Member, Ph.D., Dept. of Civil Engineering, National Korea Maritime and Ocean Univ.

⁵Member, Prof., Dept. of Civil Engineering, National Korea Maritime and Ocean Univ.

¹정회원, 국립한국해양대학교 토목공학과 박사과정

²정회원, 국립한국해양대학교 토목공학과 박사과정

³정회원, 국립한국해양대학교 토목공학과 박사

⁴정회원, 국립한국해양대학교 토목공학과 박사

⁵정회원, 국립한국해양대학교 토목공학과 교수

^{*Corresponding Author}

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ABSTRACT

In floating offshore wind power, accurately estimating the pullout capacity of suction anchors is critical. This research proposes a failure envelope for the pullout capacity of suction anchors installed in cohesive silty sand, considering anchor misorientation. The failure envelope was developed using both geometric and numerical analytical methods. The pullout capacity of suction anchors in silty sand can be estimated using the failure envelope, which incorporates the skin friction of the anchor while factoring in cohesion. For anchor misorientation angles (β) ranging from 0° to 20°, the pullout capacities predicted by the geometric method align closely with those obtained from the modified failure envelope. However, in the β range of 30° to 45°, the geometric method significantly overestimates the pullout capacity compared to the failure envelope. In addition, the pullout capacity predicted by the modified failure envelope is lower than that obtained from numerical analysis, suggesting that the proposed method offers a conservative assessment. The results of this study facilitate a simplified evaluation of the pullout capacity of suction anchors in cohesive soils when considering anchor misorientation.

Keywords

Cohesive silty sand

Failure envelope

Misorientation

Pullout capacity

Suction anchor

부유식 해상풍력 석션앵커 연구에서 인발지지력 산정은 매우 중요하다. 현재까지 연구 결과를 바탕으로 본 연구에서는 점착력을 가진 실트질 모래지반에 대해 앵커의 회전오차까지 고려한 인발지지력에 대한 파괴포락선을 제안하였다. 기하학적 및 수치해석 두 방법을 이용하였다. 파괴포락선을 이용한 실트질모래의 인발지지력은 점착력을 고려하여 석션앵커의 주면마찰력을 추가함으로써 산정할 수 있다. 앵커의 회전오차 β=0~20° 범위에서는 수정 파괴포락선에 의한 인발지지력에 대해 기하학적 방법이 유사한 양상을 띄고, β=30~45° 범위에서는 파괴포락선에 비하여 기하학적 방법이 크게 산정되었다. 또한 수정 파괴포락선의 인발지지력은 수치해석 방법에 비하여 인발지지력이 작게 산정되어 보수적인 평가로 판단된다. 본 연구결과를 활용하면 점착력이 있는 지반의 앵커 회전오차 발생에 대해 간편하게 석션앵커의 인발지지력를 평가할 수 있다.

MAIN

1. 서 론
2. 기존 연구
2.1 수직 및 수평 인발지지력
2.2 수직도와 회전오차를 고려하지 않은 인발지지력
2.3 회전오차를 고려한 인발지지력
3. 회전오차를 고려한 인발지지력에 대한 파괴포락선 산정 및 비교
3.1 기하학적 방법
3.2 수치해석 방법
3.3 인발지지력에 대한 파괴포락선 산정
4. 점착력 및 회전오차를 고려한 실트질모래의 수정 파괴포락선
5. 결 론

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 석션앵커의 인발능력을 산정하는 연구를 주로 수행하였다(Ahmed and Hawlader, 2015; Ahn et al., 2015; Cheng et al., 2021; Fu et al., 2020; Lee et al., 2025b). 연구결과, 적정 패드아이 위치는 앵커 길이의 2/3지점, 장경비는 앵커 길이가 직경의 약 2배가 인발저항에 가장 적합하다는 결론을 얻었다.

부유식 해상풍력 석션앵커에는 고정식 해상풍력 석션앵커에서는 없는 계류선과 패드아이(앵커길이 L의 2/3L에 위치)가 존재하기 때문에 앵커 설치 시 수직도와 회전오차에 더 취약하다. 여기서 수직도(tilt, δ)는 단면상 연직에 대한 경사도를 나타내며, 회전오차(misorientation, β)는 평면상 석션앵커의 회전에 의한 위치오차를 나타낸다.

Kim et al.(2024)이 석션앵커가 수직도 및 회전오차로 인해 인발 시 패드아이 위치에서 발생하는 수직분력, 수평분력 그리고 회전력의 관계를 기하학적인 방법으로 검토하였다. 앵커의 회전오차 발생 시 수직분력은 회전오차에 영향을 받지 않으나, 수평분력은 회전오차의 증가에 따라 회전모멘트의 증가로 인해 감소한다. 여기서 기하학적 방법은 해저지반의 특성이나 앵커와 지반의 경계조건을 반영할 수 없는 단점을 가지고 있다.

Lee et al.(2025)은 석션앵커에서 수직도나 회전오차가 발생하는 경우, 실트질모래지반에 대하여 기하학적 방법, 수치해석결과 및 수정파괴포락선으로부터 인발지지력 변화에 대한 연구를 수행하였다. 수직도(β=0°조건)의 경우에는 δ≤5°의 허용오차가 적정한 것으로 제시하였다. 회전오차(δ=0°조건)의 경우에는 β≤20°의 허용오차가 가능한 것으로 제시하였다. 수직도와 회전오차의 복합작용에서는 δ≤5°의 경우에는 β≤15°의 허용 가능하고, β≤20°의 경우에는 δ≤5°의 허용이 적정한 것으로 평가하였다.

위 석션앵커의 인발지지력 관련 연구 외 Kim et al.(2025)은 해저면 경사가 부유식 해상풍력 석션앵커의 인발지지력에 미치는 영향에 대해 기하학적 방법 및 유한요소 수치해해석을 수행하였다. 또한, Jung et al.(2025)은 석션앵커 주변에 트렌치 현상이 발생하였을 때 인발지지력에 미치는 영향에 대한 수치해석 연구를 수행하였으며, 연구결과 트렌치 현상으로 인해 모래지반에서의 석션앵커의 인발지지력이 감소를 평가하였다.

Zhao et al.(2019)은 석션앵커 인발지지력 파괴포락선 관련 최적의 패드아이 깊이(V_o,opt)에서 석션앵커의 순수 수직 인발지지력은 오직 수직하중을 받는 석션앵커의 극한지지력으로부터 산출될 수 있으며, 보통 (V_0,opt)/(V_ult)의 범위는 0.93~1.05이고, 순수 수직하중에 의한 인발에서 석션앵커의 지지력은 장경비와 무관하다는 것를 밝혔다. Zhang et al.은 추가 연구를 통해 2023년 최적의 패드아이(padeye) 위치에서 순수 모래지반(점착력이 없음)에 대하여 앵커의 회전오차까지 고려한 인발지지력 파괴포락선을 제시하였다. 연구에서 수직도 부분에 대한 고려는 수행하지 못했다. 이와 관련된 연구내용은 2장에 자세히 서술되어 있다.

본 연구는 기존 연구의 확장으로 Lee et al.(2025a) 연구와 Zhang et al.(2023) 연구를 결합하여 지반의 점착력과 앵커의 회전오차를 고려할 수 있는 석션앵커 인발지지력 파괴포락선을 산정하고자 한다. 이를 위하여 Lee et al.(2025a)이 제시한 기하학적 방법과 수치해석 방법을 모두 활용한다.

2. 기존 연구

2.1 수직 및 수평 인발지지력

최적의 패드아이 깊이(V_o,opt)에서 석션앵커의 수직 인발지지력은 순수 수직하중을 받는 석션앵커의 극한지지력으로부터 산출될 수 있으며, (V_0,opt)/(V_ult)의 범위는 0.93~1.05이다. 이는 Zhao et al.(2019)의 연구 결과인 (V_0,opt)/(V_ult)=0.94~1.08와 일치하며, 순수 수직하중에 의한 인발에서 석션앵커의 지지력은 장경비와 무관하다. 또한, Zhao et al.(2019)에 따르면 V_o,opt≒V_ult를 계산에 사용할 수 있으며 최적의 패드아이 깊이에서 수직 인발지지력의 오차는 7%미만 이라고 제시되었다.

Fig. 1은 최적의 패드아이 깊이에서 석션앵커의 정규화된 극한 수직인발지지력을 나타낸다. 그래프에서 보는 바와 같이, Zhang et al.(2023)의 연구에서 얻은 수치해석결과는 Allersma et al.(2000)의 원심모형시험결과, Houlsby et al.(2005)의 해석결과 및 Zhao et al.(2019)의 수치해석결과와 매우 유사하며 상한계의 값이 산출된 방면 Vicent et al.(2020)의 1g 모델테스트 결과와 Cheng et al.(2021)의 수치해석결과는 하한계의 값이 산출되었다.

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Fig. 1

Ultimate vertical pullout capacity of suction anchor at the optimal padeye depth in different studies (Zhang et al., 2023)

이러한 비교 결과를 바탕으로 석션앵커의 극한 수직인발지지력에 대한 적합한 식을 제시하였다.

(1)

\frac{V_{u l t}}{W_{s}} = 1.77 \cdot K \cdot \tan \cdot (\frac{1}{2} ϕ_{c}) \cdot \frac{P_{a}}{γ'_{a} \cdot t} \cdot k + 1

(2)

\frac{V_{u l t}}{W_{s}} = 3.22 \cdot K \cdot \tan \cdot (\frac{1}{2} ϕ_{c}) \cdot \frac{P_{a}}{γ'_{a} \cdot t} \cdot k + 1 : u p p e r b o u n d

(3)

\frac{V_{u l t}}{W_{s}} = 0.87 \cdot K \cdot \tan \cdot (\frac{1}{2} ϕ_{c}) \cdot \frac{P_{a}}{γ'_{a} \cdot t} \cdot k + 1 : l o w e r b o u n d

여기서, $W_{s}$ : 석션앵커의 수중중량

$K = K_{0} = 1 - \sin ϕ_{c}$

$P_{a}$ : 101.325kPa, 표준대기압

$γ'_{a}$ : 석션앵커의 유효단위중량

$t$ : 석션앵커의 두께

$k = γ' \cdot λ_{a} \cdot D / P_{a}$

$λ_{a} = L / D$ , 장경비

최적의 패드아이 위치에서 수평인발지지력은 Randolph and Gourvenec(2017)은 수평하중을 받는 석션앵커의 경우에는 rigid pile로서 다룰 수 있다고 언급하였으며, 아래와 같은 경험식을 제안하였다.

(4)

H_{0, o p t} = \frac{N \cdot γ' \cdot D L^{2}}{2}

여기서, $N = 2.969 \cdot K_{p} \cdot k^{- 0.224}$ , 수평토압계수의 함수

$K_{p} = \frac{1 + \sin ϕ_{c}}{1 - \sin ϕ_{c}}$

2.2 수직도와 회전오차를 고려하지 않은 인발지지력

Zhang et al.(2023)은 2.2절의 순수 수직, 수평 인발지지력 결과를 고려하고 모래지반에 관입된 수직과 수평하중을 받는 석션앵커의 최적의 패드아이 깊이(V_o,opt)에서 앵커의 장경비 변화을 고려한 수직력-수평력의 파괴포락선 산정을 제안하였다.

1) 정해진 장경비로부터 식 (5)를 적용하여 수직력-수평력 파괴포락선을 산정한다.

2) 하중각 θ에 상응하는 V/V_0,opt 및 H/H_0,opt를 결정한다.

3) 결정된 V_0,opt 및 H_0,opt로부터 수직력 및 수평력을 계산한다.

4) 인발지지력은 P_{u, β=0°}= √(V² + H²)으로부터 산정한다.

(5)

- {(\frac{H}{H_{0, o p t}})}^{i} + {(\frac{V}{V_{0, o p t}})}^{j} + k (\frac{H}{H_{0, o p t}}) \cdot (\frac{V}{V_{0, o p t}}) = 1

여기서, $i = - 0.951 \cdot λ_{a} + 4.082$

$j = 0.007 \cdot λ_{a} + 0.913$

$k = - 0.206 \cdot λ_{a} - 0.382$

2.3 회전오차를 고려한 인발지지력

또한 Zhang et al.(2023)은 모래지반에 관입된 석션앵커의 최적의 패드아이 깊이(V_o,opt)에서 회전오차로 인한 인발지지력의 감소에 대해 회전오차를 고려하기 위해 하중각 θ와 관련된 매개변수인 p, q를 적용하여 식 (6)과 같이 회전오차를 고려한 인발지지력을 산정식을 제안하였다.

(6)

- \frac{P_{u}}{P_{u, β = 0 °}} = p \cdot \exp [- {(\frac{ϕ}{180} \cdot q \cdot β)}^{2}] + (1 - p)

여기서, $p = - 0.455 \cdot {(\frac{π}{180} \cdot θ)}^{2} + 0.822$

$q = - 0.384 \cdot {(\frac{π}{180} \cdot θ)}^{2} + 1.277$

참고로 앵커 수직도를 고려한 석션앵커의 인발지지력변화에 대한 인발지지력 산정 연구는 수행되지 않았다.

3. 회전오차를 고려한 인발지지력에 대한 파괴포락선 산정 및 비교

Zhang et al.(2023)이 제안한 모래지반에 관입된 석션앵커의 파괴포락선 관계식으로부터 본 연구에서 적용된 실트질모래지반에 대해 인발지지력에 대한 파괴포락선을 산정하여 기하학적방법 및 수치해석결과와 비교 및 검토하였다.

3.1 기하학적 방법

Fig. 2는 Kim et al.(2024)이 석션앵커가 회전오차로 인해 인발 시 패드아이 위치에서 발생하는 수직분력, 수평분력 및 회전력의 관계를 기하학적으로 모식화한 것이다. 그림에서 보면, 인발지지력 P_u에 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, 수평분력은 회전오차의 증가에 따라 회전모멘트의 증가로 인해 감소하는 것을 나타낸다. 여기서 기하학적 방법은 해저지반의 특성이나 앵커와 지반의 경계조건을 반영할 수 없는 단점을 가지고 있다.

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Fig. 2

Illustration of model geometries and misorientation angle β with coordinate system (Kim et al., 2024)

기울어짐이 없는 경우(δ=0°)에 회전오차 발생으로 인한 수직 및 수평분력은 아래 식과 같이 계산할 수 있다.

(7)

V = P_{u} \cdot \sin θ

(8)

H' = P_{u} \cdot \cos θ \cdot \cos β

또한, 회전오차 발생으로 인해 회전력이 발생하게 되고, 회전모멘트는 석션앵커의 중심으로부터 반지름(1/2D)만큼의 팔길이가 발생하게 되며 아래 식과 같이 계산할 수 있다.

(9)

T = P_{u} \cdot \cos θ \cdot \sin β

(10)

T' = 1 / 2 \cdot D \cdot P_{u} \cdot \cos θ \cdot \sin β

따라서, 인발지지력(P_u)은 아래 식과 같이 계산할 수 있다.

(11)

P_{u} = \sqrt[]{{(V)}^{2} + {(H')}^{2}} = \sqrt[]{{(P_{u} \cdot \sin θ)}^{2} + {(P_{u} \cdot \cos θ \cdot \cos β)}^{2}}

3.2 수치해석 방법

Fig. 3은 수치해석을 위하여 모델링된 앵커의 geometry 및 mesh상태를 나타낸 것이다. 지반의 경계조건은 석션앵커의 변위에 영향을 미치지 않도록 기존 연구 중 Zhang et al.(2023)이 제시한 경계조건을 적용하여 앵커측면에서 좌·우 5D(D:앵커직경), 하부는 석션앵커 하단에서 4D를 적용하였다. 초기지중응력은 자중해석법을 적용하였으며, 시공단계는 초기조건은 석션앵커가 설치되지 않은 원지반조건을 적용하였고, 이후 석션앵커설치 및 하중재하의 순으로 적용하였다. Mesh는 육면체요소망에 해석의 정밀도를 위해 고차요소를 적용하였으며, 하중재하는 Zhang et al.(2023)이 제시한 변위제어 방법을 적용하였으며, 이 방법은 그림에서 보는 바와 같이, 석션앵커의 패드아이 위치에 계류라인을 모델링하고, 계류라인 끝단에 하중대신 변위를 단계별로 적용하는 방법이다.

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Fig. 3

Modeling of numerical analysis for misorientation variation

3.3 인발지지력에 대한 파괴포락선 산정

파괴포락선 산정을 위한 앵커의 제원 및 지반의 물성치는 Table 1과 같다. 이 값은 3.2절에서 수치해석에 사용한 값과 동일하게 적용하였다.

Table 1.

Geometry and loading condition

Dimension of anchor				Loading angle (θ, °)	Submerged unit weight (kN/m³)		Friction angle (φ, °)
L (m)	D (m)	λ_a, (L/D)	thickness (m)	Loading angle (θ, °)	Silty sand	Suction anchor	Friction angle (φ, °)
6.0	3.0	2	0.1	45	8.9	68.0	32

상기의 조건으로부터 수직도와 회전오차를 고려하지 않은 파괴포락선 산정을 위한 V_0,opt 및 H_0,opt는 다음과 같이 과정을 거쳐 식 (12)와 같이 계산된다.

(12)

W_{s} = \frac{π}{4} \times (3 . 0^{2} - 2 . 8^{2}) \times 6.0 \times 68.0 + \frac{π}{4} \times 3 . 0^{2} \times 0.1 \times 68.0 = 419.8 k N k = 8.9 \times 2.0 \times 3.0 / 101.325 = 0.527 V_{u l t} = [1.77 \times (1 - \sin 32) \times \tan (\frac{1}{2} \times 32) \times \frac{101.325}{68.0 \times 0.1} \times 0.527 + 1] \times 419.8 = 1206.3 k N N = 2.969 \times (\frac{1 + \sin 32}{1 - \sin 32}) \times 0 . 527^{- 0.224} = 11.153 H_{0, o p t} = \frac{11.153 \times 8.9 \times 3.0 \times 6 . 0^{2}}{2} = 5360.1 k N i = - 0.951 \cdot λ_{a} + 4.082 = - 0.951 \times \frac{6}{3} + 4.082 = 2.18 j = 0.007 \cdot λ_{a} + 0.913 = 0.007 \times \frac{6}{3} + 0.913 = 0.927 k = - 0.206 \cdot λ_{a} - 0.382 = - 0.206 \times \frac{6}{3} - 0.382 = - 0.794 {(\frac{H}{H_{0, o p t}})}^{2.18} + {(\frac{V}{V_{0, o p t}})}^{0.927} - 0.794 (\frac{H}{H_{0, o p t}}) \cdot (\frac{V}{V_{0, o p t}}) = 1

계산된 V_0,opt≒V_ult 및 H_0,opt값을 식 (12)로부터 비례적으로 계산하면, 인발지지력에 대한 파괴포락선을 Fig. 4와 같이 도시할 수 있다. 한 예로, Fig. 4에서 보는 바와 같이, 하중각 θ=45°에 해당하는 수직도 및 회전오차가 발생하지 않은 상태의 파괴포락선으로부터 산정된 인발지지력 P_u=2092.3kN으로 산정되었다.

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Fig. 4

Vertical force and horizontal force failure envelope without considering tilt and misorientation

식 (6)과 같이 회전오차의 변화에 따른 인발지지력을 산정하여 기하학적 방법 및 수치해석결과와 비교 검토하였다.

파괴포락선에 의해 산정된 회전오차 β=0°의 인발지지력값을 기준으로 기하학적 방법으로 회전오차 변화에 따른 인발지지력값을 계산하여 비교하였으며, 수치해석결과도 추가하여 비교 검토하였다.

Fig. 5 및 Table 2에서 보는 바와 같이, 회전오차 β=0~15° 범위에서는 파괴포락선에 의한 값과 기하학적 방법이 100.3~102.3%로 유사한 양상을 띄고 있으며, β=20~30° 범위에서는 104.0~108.6%, β=30°이상에서는 파괴포락선에 비하여 기하학적 방법이 117.6~142.5%로 크게 산정되었다. 수치해석결과의 경우에는 파괴포락선에 의한 값에 비하여 146.1%로 크게 산정되었다.

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Fig. 5

Comparison of geometry method, numerical analysis, and failure envelope curve by misorientation variation (β=Var.)

Table 2.

Summary of failure envelope, geometry method, and numerical analysis results by misorientation variation (β=Var.)

Misorientation (β, °)	Pullout capacity (KN)
Misorientation (β, °)	Failure envelope	P_u / P_u,β=0°(%)	Geometry method	P_u / P_u,β=0°(%)	Numerical analysis	P_u / P_u,β=0°(%)
0.0	2092.30	100.0	2092.30	100.0	3,057.56	100.0
5.0	2083.01	99.6	2088.32	99.8	3,047.38	99.7
10.0	2055.58	98.2	2076.47	99.2	3,027.86	99.0
15.0	2011.35	96.1	2056.96	98.3	3,018.53	98.7
20.0	1952.42	93.3	2030.19	97.0	2,974.59	97.3
30.0	1801.60	86.1	1957.17	93.5	2,873.43	94.0
45.0	1540.78	73.6	1811.98	86.6	2,656.37	86.9
90.0	1038.15	49.6	1479.48	70.7	2,210.28	72.3

Zhang et al.(2023)이 제시한 파괴포락선은 순수 모래지반에 의한 것이며, 본 연구에서의 수치해석은 점착력이 존재하는 실트질모래지반이 적용되어 인발지지력이 크게 산정된 것으로 판단된다.

4. 점착력 및 회전오차를 고려한 실트질모래의 수정 파괴포락선

Fig. 5에서 보는 바와 같이, 점착력이 고려된 실트질모래지반에 대한 수치해석결과와 순수 모래지반에 대하여 Zhang et al.(2023)이 제시한 파괴포락선에 의한 석션앵커의 인발지지력값이 31.5%정도의 차이가 발생하였다. 이러한 차이를 보완하기 위해 아래와 같이 Zhang et al.(2023)이 제안한 모래지반에 관입된 석션앵커의 파괴포락선으로부터 도출된 인발지지력에 점착력을 고려하여 수정 인발지지력을 제시하였다.

Zhang et al.(2023)이 제시한 파괴포락선 관계식으로부터 도출된 인발지지력은 순수 모래지반에 국한되므로, 점착력을 고려하여 석션앵커의 주면마찰력을 추가하였다.

주면마찰력은 석션앵커의 내측과 외측을 적용하였으며, 관계식은 식 (13)과 같다.

(13)

P_{u}' = P_{u, Z h a n g} + (2 \cdot c_{u} \cdot A_{a}) \cdot μ

여기서, $c_{u}$ : 비배수 점착력

$A_{a}$ : 석션앵커 주면 면적

$μ$ : 마찰계수

상기의 식 (14)로부터 점착력을 고려한 실트질모래지반의 인발지지력(P_u′) 산정은 수치해석시 적용된 제원 및 강도정수를 적용하면 다음과 같이 계산된다(하중 각도 θ=45°조건).

(14)

P_{u}' = 2092.30 + (2 \times 7.0 \times π \times 3.0 \times 6.0) \times 0.7 = 2646.48 K N

산정된 인발지지력으로부터 기하학적 방법 및 수치해석결과와 비교·검토하였다. Fig. 6 및 Table 3에서 보는 바와 같이, 회전오차 β=0~20° 범위에서는 수정 파괴포락선에 의한 인발지지력에 대해 기하학적 방법이 100.2~102.4%로 유사한 양상을 띄고 있으며, β=30~45° 범위에서는 105.1~109.4%, β=45° 이상에서는 파괴포락선에 비하여 기하학적 방법이 117.5%로 크게 산정되었다. 수정 파괴포락선의 인발지지력은 수치해석결과에 86.6%로 인발지지력이 작게 산정되어 보수적인 평가로 판단된다.

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Fig. 6

Comparison of geometry method, numerical analysis, and modified failure envelope curve by misorientation variation considering cohesion (β=Var.)

Table 3.

Summary of failure envelope, geometry method, and numerical analysis results by misorientation variation considering cohesion (β=Var.)

Misorientation (β, °)	Pullout Capacity (kN)
Misorientation (β, °)	Failure Envelope	P_u / P_u,β=0° (%)	Geometry Method	P_u / P_u,β=0° (%)	Numerical Analysis	P_u / P_u,β=0° (%)
0.0	2646.48	100.0	2646.48	100.0	3,057.56	100.0
5.0	2637.18	99.6	2641.45	99.8	3,047.38	99.7
10.0	2609.76	98.6	2626.45	99.2	3,027.86	99.0
15.0	2565.53	96.9	2601.78	98.3	3,018.53	98.7
20.0	2506.59	94.7	2567.92	97.0	2,974.59	97.3
30.0	2355.78	89.0	2475.56	93.5	2,873.43	94.0
45.0	2094.96	79.2	2291.92	86.6	2,656.37	86.9
90.0	1592.33	60.2	1871.34	70.7	2,210.28	72.3

5. 결 론

부유식 해상풍력 석션앵커에서 수직도나 회전오차가 발생하면 앵커의 인발지지력에 영향을 미친다. 본 연구에서는 점착력을 가진 실트질모래지반에 대하여 기하학적 방법 및 수치해석결과로부터 인발지지력 변화를 산정할 수 있는 파괴포락선을 제시하였다. 이 파괴포락선은 석션앵커의 회전오차도 고려할 수 있다.

파괴포락선을 이용한 실트질모래의 수정 인발지지력은 점착력을 고려하여 석션앵커의 주면마찰력을 추가함으로써 산정할 수 있다. 석션앵커의 회전오차 β=0~20° 범위에서는 수정 파괴포락선에 의한 인발지지력에 대해 기하학적방법이 매우 유사한 양상을 띄고 있으며, β=30~45° 범위에서는 파괴포락선에 비하여 기하학적 방법이 약각 크게 산정되었다. 수정 파괴포락선의 인발지지력은 수치해석방법에 의한 결과에서 앵커의 인발지지력이 약 13% 작게 산정되어 보수적으로 평가되는 것으로 나타났다.

본 연구에서 기하학적 방법과 수치해석 방법으로 제시된 점착력을 고려한 파괴포락선을 이용하여 실제 앵커 시공시 회전오차 발생에 대해 모델시험이나 수치해석을 수행하지 않더라도 간편하게 석션앵커의 인발지지력를 도출할 수 있다.

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Journal of the Korean Geotechnical Society ISSN:1229-2427(Print) 2288-646X(Online) 한국지반공학회 논문집

Preview

Failure Envelope for Estimating the Pullout Capacity of Suction Anchor in Silty Sand Considering Cohesion and Misorientation

ABSTRACT

MAIN

Fig. 1

Ultimate vertical pullout capacity of suction anchor at the optimal padeye depth in different studies (Zhang et al., 2023)

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

(6)

Fig. 2

Illustration of model geometries and misorientation angle β with coordinate system (Kim et al., 2024)

(7)

(8)

(9)

(10)

(11)

Fig. 3

Modeling of numerical analysis for misorientation variation

Table 1.

Geometry and loading condition

(12)

Fig. 4

Vertical force and horizontal force failure envelope without considering tilt and misorientation

Fig. 5

Comparison of geometry method, numerical analysis, and failure envelope curve by misorientation variation (β=Var.)

Table 2.

Summary of failure envelope, geometry method, and numerical analysis results by misorientation variation (β=Var.)

(13)

(14)

Fig. 6

Comparison of geometry method, numerical analysis, and modified failure envelope curve by misorientation variation considering cohesion (β=Var.)

Table 3.

Summary of failure envelope, geometry method, and numerical analysis results by misorientation variation considering cohesion (β=Var.)

References