1. 서 론

우리나라의 경우 친환경 신재생 에너지 발전에 대한 관심이 높아지고 있으며, 해상풍력 발전은 삼면이 바다인 우리나라의 바다 면적을 활용할 수 있는 대안이다. 해상풍력 중 부유식 해상풍력은 수심 100m 이상의 깊은 지역에 효율적이고, 원해에선 난류가 적어 높은 에너지 이용률을 기대할 수 있어 대규모 부유식 풍력단지 조성을 검토하고 있다. 또한 기초를 해저지반에 고정시켜 설치하는 고정식 해상풍력과 달리 부유체를 계류선을 통해 기초의 패드아이(석션앵커 2/3L지점에 고리 형태로 되어 있는것)에 연결하여 지반에 고정시키는 부유식 해상풍력은 수심이 깊은 원해에 설치하므로 입지 선정도 상대적으로 수월하다.

Fig. 1은 일반적인 해저지반에 석션앵커를 설치하는 과정과 모니터링 결과를 보여주는 예로, 석션앵커를 설치하기 위해서는 앵커의 위치와 방향을 수중에서 조정하고, 앵커를 착지시킨 후에는 자체 무게에 의해 해저에 관입 후, 부압에 의해 관입되게 되는 앵커 관입 과정이 진행된다. 해저지반으로 앵커 관입 시 앵커의 수직도와 방향이 허용기준 내에 설치되도록 조정하면서 관입시킨다. 앵커 관입 과정에서 수직도나 방향이 허용 범위를 벗어나면 앵커를 인발하여 다시 설치하는 재설치 과정이 필요하다.

Fig. 1

Recorded time histories for complete penetration of anchor (Colliat et al., 1998)

현재 국제적으로 부유식 석션앵커 설치와 관련된 지반설계에 대한 표준기준은 없는 상태이고 권장기준(Recommended Practice)이 있는데 점토지반에 대해서만 DNV-RP-E303(DNV, 2021)이 존재한다. 권장기준이다 보니 각 고려 사항에 대하여 많은 참고문헌과 함께 단순하게 설명되어 있어 정확한 의미를 이해하는데 많은 어려움이 있어 실무적으로 국내에서 당장 적용하는 데는 한계가 있다.

그래서 본 연구에서는 점토지반에서 부유식 해상풍력의 석션앵커 설치 과정에 따라 고려해야 할 지반설계 항목에 대하여 석션앵커의 해저면 착지 시, 착지 이후 관입 시, 재설치 시에 따라 검토하였다. 그리고 내·외부 보강재, 앵커 내부의 지반 융기, 지진, 세굴, 수직도, 회전오차, 트렌치 등의 앵커 설치 시 필요한 지반설계 평가 사항에 대해서도 검토하였다. 또한 석션앵커가 설치되는 해저면 경사와 앵커 수직도, 앵커 내부의 지반 융기 등을 고려한 추가 앵커 길이 산정도 제시하였다. 연구에 주로 인용된 문헌은 DNV-RP-E303이고, 그 외 많은 기존 국내외 문헌자료를 사용하였다(Colliat et al., 1998; Sparrevik et al., 2015; Andersen, 2015; Briaud et al., 1999; Seed et al., 1970; KCSC, 2018; Choo et al., 2016; Kim et al., 2021; Kim et al., 2024; Jung et al., 2025; Lee et al., 2025; An et al., 2025).

2. 앵커 해저면 착지 시

석션앵커를 해저면에 착지시킬 경우, 앵커 착지속도는 착지해석의 중요한 매개변수이며, 석션앵커의 착지해석은 DNV-RP-N103의 절차에 따라 수행한다. 착지 해석은 일반적인 운동방정식의 시간 적분을 기반으로 하고, 석션앵커 초기 착지속도, 구조물 중량 및 추가된 물의 질량, 관입깊이에 따른 지반의 지지력 및 관입저항과 지지력의 발현시간, 와이어 강성에 대한 평가 및 개구부의 면적 등이 중요 고려 인자이다.

기본적으로 석션앵커 상판의 개구부를 사용하여 최대 허용 설치속도를 계산해야 한다. 작용하는 과압(over pressure)은 개구부(또는 개구부들의 합)를 통과하는 흐름에 대한 베르누이 방정식을 기반으로 계산된다. 관입깊이에 따른 허용 과압은 지반 전단강도 값 중 보수적인 측면에서 하한값(low estimate)과 고전적인 지지력 이론(DNV-RP-C212)을 기반으로 결정한다. 앵커 관입깊이가 0인 위치에서 지지력 계수 Nc값은 6.2(하중재하면이 원형인 경우)대신 5.14(평면변형률조건)를 적용한다(Seed et al., 1970). 계수 5.14를 적용하는 이유는 지반의 지지력을 과소평가하여 석션압으로 인한 지반의 파괴를 산정하는 것이 합리적이기 때문이다. 앵커 내부에 작용하는 과압은 아래에 설명한 것처럼 베르누이 방정식을 기반으로 계산하는 데 절차는 아래와 같다.

단위 시간당 배출되는 물의 체적은 식 (1)과 같다.

여기서,

v' = 착지속도(m/s)

Ain = 앵커 내부 면적(m²)

개구부를 통과하는 물의 속도는 식 (2)와 같이 표현되는데 착지속도와 비례하는 것을 알 수 있다.

여기서, Ah = 개구부의 면적(m²)

Cd = 유출계수

앵커 내부의 과압은 개구부를 통과하는 물의 속도 자승에 비례하고 식 (3)과 같이 표현된다.

여기서,

γw = 물의 단위중량(kN/m³)

g = 중력가속도(9.81m/s²)

앵커 내부의 허용 과압은 지반의 지지력이 깊이에 따라 증가하는 것과 같이, 앵커가 얼마나 깊게 지반 속으로 관입 되었는지에 따라 달라진다. 계산은 지반강도 하한값과 고전적인 지지력 이론을 기반으로 한다.

허용 과압은 앵커 선단위치에서 지지력 식 (4)로 평가된다.

여기서,

γm = 지반 재료계수

SuLE = 전단강도 하한값

Nc는 5.14(해저면)로부터 깊은 깊이에서 9까지 증가한다(DNV-RP-E303). 깊이에 따른 Nc의 증가는 다음과 같이 깊이계수(dca)를 사용한 Brinch-Hansen 식으로 계산된다.

3. 앵커 착지 이후 관입 시

3.1 자중에 의한 관입

석션앵커를 안정된 상태로 유지하기 위해서는 관입력과 저항력이 균형을 이루어야 한다. 석션앵커가 지반에 관입되려면 관입력이 저항력보다 커야 한다. Fig. 2는 석션앵커에 작용하는 관입력과 저항력을 시각화한 것이다.

Fig. 2

Equilibrium of forces during installation of suction anchors (not including padeye and stiffeners)

석션앵커를 설치할 때의 관입력은 앵커의 자중(Q'weight)과 부압(Qsuction)의 합이다. 저항력은 앵커 측면의 전단 저항력(Qside), 앵커 선단 저항력(Qtip), 계류선의 장력(Qtension), 그리고 패드아이(padeye), 보강재 등으로부터 발생하는 추가 저항힘(Qadd) 등을 포함한다.

석션앵커의 자중과 계류선의 장력은 설치 중에 변하지 않으며, 평형방정식에서 영구적인 하중이 된다. 패드아이로부터 발생하는 추가 저항력은 실질적으로 무시하고 있다. 측면 전단 저항력(Qside)과 선단 저항력(Qtip)은 깊이에 따라 증가한다.

보강재가 있는 앵커는 보강재의 지지력으로 인해 앵커 스커트 관입저항이 증가할 수 있고, 보강재의 상부지반의 전단강도는 보강재로 인한 교란으로 인해 감소할 수 있다(Andersen et al., 2015).

보강재가 없는 앵커의 관입 저항력(Qtot)은 앵커 벽체를 따라 발생하는 측면 전단 저항력(Qside)과 앵커 하단부에서의 저항력(Qtip)의 합으로 계산된다(DNV, 2021).

여기서,

Awall = 앵커 벽체 내부와 외부 면적(m²)

Atip = 앵커 하단부 면적(m²)

λ = 강도회복계수(일반적으로 예민비St의 역수와 같다고 가정, λ=1/St; 만약 앵커 벽체가 도장이 되어 있거나 다른 방법으로 처리된 경우라면 그 상태를 λ계수에 반드시 고려해야 한다)

Savu,D = 관입깊이에 대한 평균단순전단시험 전단강도(kN/m²)

Su,tipav = 앵커 하단부 높이에서 평균 비배수전단강도(삼축압축시험, 삼축인장시험 및 DSS시험 전단강도의 평균)(kN/m²)

γ' = 지반의 유효단위중량(kN/m³)

Nc = 지지력계수, 평면변형조건

z = 앵커 관입깊이(m)

3.2 부압에 의한 관입

석션앵커를 목표한 깊이까지 관입시키는 과정에서 부압이 필요하고 이를 정확하게 모니터링하는 것이 매우 중요하다. Fig. 3은 점토지반의 석션앵커 관입 과정에서 측정한 부압과 하한 및 상한 관리 부압 그리고 융기 파괴에 해당하는 임계부압을 같이 도시한 결과이다. 하한 및 상한 관리 부압은 CPT 시험 결과의 지반 전단강도 하한(low estimate) 및 상한값(high estimate)과 관련된다. 앵커 관입에 필요한 부압이 적정하게 관리되어 지반에 관입된 것을 알 수 있다(Colliat et al., 1998).

Fig. 3

Suction penetration analysis and measured suction under pressures for type I anchors (Colliat et al., 1998)

설치 중 부압은 파이프 손상 및 벤츄리 효과에 의한 오류를 방지하기 위하여 펌핑 장치 내부보다 석션앵커 내부에서 모니터링하는 것을 권장한다.

(1) 필요 부압

앵커를 목표 깊이까지 관입하는 데 필요한 부압(under pressure)은 다음과 같이 계산된다(DNV, 2021).

여기서,

W' = 설치 시 수중 중량(kN)

Ain = 부압이 작용하는 평면의 내부면적(m²)

※ 보강재 저항도 Qtot값에 포함되어 있다.

만약 앵커의 관입 과정이 일시적으로 중단된다면, 강도가 회복하는 점토의 틱소트로피 효과로 인해 추가 관입에 대한 저항이 증가할 것이다. 이러면, 점토지반의 강도 회복하는 크기를 정량적으로 나타내는 것이 틱소트로피 계수이며 실험을 통해 결정한 것을 사용하거나, 데이터가 없다면 Andersen et al.(2002)의 상한계 틱소트로피 계수를 참고한다.

(2) 허용 부압

앵커 하단에서 바닥면 융기로 인한 실린더 내부의 큰 지반 융기와 관련하여 허용 가능한 부압은 아래의 식에서 얻은 지지력을 고려하여 계산할 수 있다.

여기서,

Nc = 관입 중 깊이/직경 비에 따라 6.2에서 9.0까지 변하는 지지력계수

Ainside = 스커트 내부 벽체 면적(m²)

Ain = 부압이 작용하는 평면의 내부면적(m²)

Su,tipLB = 2/3 스커트 하단에서 삼축압축, 삼축인장 및 DSS 전단강도의 평균(kN/m²)

허용 부압을 정의할 때 완전한 관입을 위하여 계수 2/3는 안전률 1.5로 간주한다. 앵커 하단에 적용하는 지반의 전단강도는 깊이에 따라 증가하는 강도를 사용하거나 예상되는 파괴 영역 내에 더 강한 지층이 있는 이 값을 사용하여 보수적으로 고려해야 한다. 또한, 얕은 수심에서 허용 부압이 공동압력을 초과하지 않는지 확인해야 한다. 펌프 내 공동이 생기면 앵커 내부에 적절한 부압이 형성되지 않아 앵커가 관입할 수 없다(Sparrevik et al., 2015). 이러한 경우, 앵커 내부로 물을 유입시켜 과압을 발생시킨 후 저항이 줄어들 때까지 앵커를 약간 들어 올려 다시 부압을 작용시켜 앵커를 추가로 관입하는 과정이 필요하다(Fig. 4).

Fig. 4

Typical sequences for reduction of penetration resistance in stiff clay by cycling (Sparrevik et al., 2015)

3.3 내부 보강재

석션앵커의 내부 보강재(Fig. 5)는 앵커의 관입 저항에 영향을 줄 수 있다. 보강재의 지지력으로 인해 앵커의 관입 저항이 증가할 수 있으며, 보강재 상부 지반의 전단강도는 보강재로 인한 교란으로 감소할 수 있다(Andersen, 2015).

Fig. 5

Anchor section view with inner stiffeners

보강재의 지지력은 지지력 공식을 통해 계산된다. 지지력계수는 앵커 벽체를 따라 재성형된 점토, 보강재 하부의 웨지에 갇힌 재성형된 점토, 그리고 보강재 상부의 앵커 벽체를 따라 재성형된 점토의 영향을 받을 수 있다. 따라서 지지력계수는 이론적인 균질 지반에 대한 지지력 계수보다 작을 수 있다.

3.4 외부 보강재

외부 보강재의 경우, 보통 관입 중 재성형으로 인해 더 낮은 전단강도를 가정하는 것이 권장된다. 보강재를 통과한 후 지반의 전단강도는 불확실해지며, 앵커 벽과 지반 사이에 틈이 생길 수 있다. 이러한 문제를 고려한 계산 방법이 일반적으로 제안되지 않으므로, 외부 보강재 사용을 지양하는 것이 바람직하다. 앵커 벽의 두께가 다른 경우에는 외부 직경은 동일하게 유지하고, 앵커 내부에 두께가 영향을 미치도록 조정하는 것이 바람직하다.

3.5 앵커 내부의 지반 융기

석션앵커 설치 중 앵커 내부의 지반 융기는 앵커 두께 및 내부 보강재의 관입에 의해 치환된 내부 점토가 앵커 격실로 들어간다고 가정하여 추정할 수 있다. 자중에 의해 관입된 앵커에 대해서는, 앵커가 자중에 의해 관입될 때 앵커 벽면에 의해 치환된 흙의 50%가 외부로 빠져나간다고 가정하므로, 앵커 내부의 흙의 양을 50%까지 줄일 수 있다(Fig. 6(a)). 만약 점토 관내토가 보강재를 통과한 후 자체 중량으로 유지되거나, 링 보강재 사이에 물이 갇혀 있다면, 점토지반의 융기량에 더해질 것이다.

부압에 의해 관입된 앵커의 경우, 앵커 관입을 위해 적용한 부압은 앵커 하단에서 바닥면 융기를 발생시키는 부압보다 낮다고 가정한다. 부압에 의해 관입되는 앵커는 앵커 벽면에 의해 치환된 흙의 100%가 앵커 내부로 유입된다고 가정한다. 만약 허용 부압이 더 크게 설정되면 앵커 내부로 더 많은 지반이 유입될 수 있다(Fig. 6(b)).

Fig. 6

Soil flow during self weight penetration and suction

Fig. 7은 현장에서 앵커 설치 시 음향측심기를 이용한 앵커 내부 지반의 융기량을 모니터링을 한 예이다. 음향측심기를 이용하여 내부와 외부의 지반 높이를 산정하여 그 차이를 가지고 융기높이를 평가한다.

Fig. 7

Monitoring outside and inside penetration depth with echosounders (Illustration: NGI) (Sparrevik et al., 2015)

앵커 내부의 지반 융기가 발생하면 앵커 길이는 필요한 앵커 관입깊이를 달성하기 위해 지반 융기높이 만큼 증가시켜야 한다. 왜냐하면 융기토 높이만큼 석션앵커가 지반내로 관입하지 못하면 필요한 앵커 인발력을 얻을 수 없기 때문이다.

4. 재설치

DNV-RP-E303에 따르면, 재설치는 설치 단계 동안 발생한 우발적 사고 후에 앵커를 회수하고 다시 설치하는 과정이다. 앵커 설치 중 수직도(Fig. 1) 또는 회전오차(Fig. 8)가 발생하여 제안된 허용 범위를 벗어나면 앵커를 재설치해야 한다. 이러한 오차는 패드아이, 계류선, 내부 지층의 불균질성(포켓, 씸) 등으로 인해 발생할 수 있다. Fig. 8은 회전오차로 인해 앵커를 회수하고 재설치하는 과정을 보여준다(Sparrevik, 2002). 석션앵커의 재설치는 앵커 내부에 물을 주입하여 앵커를 지반 바깥으로 밀어내는 과압(over pressure)을 통해 수행된다.

Fig. 8

Observed rotation of pile subjected to a small moment during penetration (Sparrevik, 2002)

재설치는 앵커가 해저에서 회수된 후 1일 이내에 다시 배치되는 조건에 대해 주로 계산된다. 재설치에는 앵커 관입 해석에 사용된 공식이 사용되지만, 앵커의 측면전단에 대한 지반의 강도회복 효과를 반드시 고려해야 한다.

석션앵커 설치 후 지반의 강도 회복량은 설치 방식(자중 관입 또는 부압 관입)에 따라 다를 수 있다. 또한, 시간이 지남에 따라 지반의 과잉간극압 소산, 수평방향 유효응력 증가, 틱스트로피 효과에 의해 영향을 받는다. 앵커 벽체에 작용하는 마찰력은 강도회복 효과를 반영한다. 강도회복 효과는 틱소트로피 시험(일축압축시험 또는 UU시험을 통해)을 통해 계산된다. 앵커의 마찰력은 아래의 식 (12)를 사용하여 결정된다(DNV, 2021).

여기서,

As∙∆z = 관입된 앵커 벽 면적(내부와 외부의 합)(m²)

Su.intact = 관입깊이에 따른 초기 전단강도(kN/m²)

λ = 강도회복계수(일반적으로 예민비의 역수와 같다고 가정)

5. 기타 고려 사항

5.1 지진 해석

부유식 해상풍력 석션앵커의 지진 평가를 하려면 지진 활동이 낮은 지역과 높은 지역에서 다르게 고려되어야 한다. 지진 활동이 낮은 지역에 위치한 석션앵커는 해저면 위에 질량(구조적 또는 추가 질량)이 없는 유형의 기초를 가지며, 이러한 경우 지진 평가는 필요하지 않다(Choo et al., 2016). 그러나 지진 활동이 높은 지역에서는 해당 지역의 내진 설계 기준에 따라야 한다. 우리나라에서는 기존 시설물(기초 및 지반) 내진성능 평가요령(Korea Infrastructure Safety Corporation, 2011), 구조물 기초설계기준 해설(Korean Geotechnical Society, 2018), 기초 내진 설계기준 KDS 11 50 25(KCSC, 2018) 등에서 기초구조물 내진설계법이 제시되어 있다. 지진의 영향은 점토 지반보다는 사질토 지반에서 더 큰 영향을 미칠 것으로 판단되나, 세립분 함유량에 따라 그 영향을 변동될 수 있다(Sumer, 2014).

또한 지진 해석을 위한 반복전단시험에서 중요한 것은 파괴기준을 정의할 전단변형율의 선정이다. 지진은 주기가 약 1초이고 지진 시 사이클 수가 수십 회로 일반적으로 양진폭전단변형율 5%을 적용한다. 참고로 폭풍 시 파랑하중은 주기가 10초 전후이고 수천번의 사이클 포함하고 있어 15% 영구전단변형율 또는 양진폭전단변형율을 파괴로 정의하고 있다(Andersen, 2015).

5.2 세굴 및 트렌치

해저 구조물 주변의 지반 세굴은 주변 바닥에서의 유체 흐름이 충분히 강할 때 발생한다. 주변에 있는 구조물은 유체의 흐름을 방해하여 국부적인 유속 증폭을 유발할 수 있다. 만약 유체에 의해 퇴적지반에 가해지는 전단응력이 지반의 전단강도보다 크다면, 세굴이 발생하여 구조물 주변의 퇴적지반이 유실된다. 따라서 세굴의 형성은 주변 유동 조건, 구조물의 형태 및 지반 조건에 따라 달라진다.

세굴은 조립질과 세립질 지반에서 모두 발생할 수 있다. 그러나 세립질 퇴적물이 있는 지역에서는 보통 조립질 퇴적물 지역에 비해 세굴이 진행되는 속도가 더 느리다. 이는 세립질 퇴적물의 높은 침식 저항성 때문이다.

해상풍력 석션앵커의 세굴평가에 다양한 식이 사용되고 있다. 한 예로, Briaud et al.(1999)이 제안한 세굴 평가 방법은 일방향 흐름에서 원통형 구조물에 대한 평형 세굴 깊이를 계산한다. 그들은 457mm와 1,525mm의 다른 폭을 가진 두 개의 수로를 사용하여 42번의 모델 규모 수조 실험과 기존 문헌을 기반으로 방안을 제시하였다. 이 방법은 흐름이 지속적으로 유지되는 조건에서 세굴이 발생하는 깊이로 정의되는 평형 세굴 깊이를 계산한다. 실험 결과는 세립질 퇴적물과 조립질 퇴적물에서 모두 동일하고, 유효하게 나타났다. 그러나 앞서 언급한 것처럼, 미세한 입자로 이루어진 세립질 퇴적물 지반에서는 세굴이 더 느리게 발생한다. 또 부드러운 점토에 비해 단단한 점토에서 세굴이 더 느리게 진행될 것으로 예상된다.

평형 세굴 깊이를 계산하는 식은 다음과 같다(Briaud et al., 1999).

여기서,

Re = Reynolds number: Re=V∙Dv

여기서,

D = 말뚝의 직경(m²)

V = 평균 상류유속(m/s)

v = 물의 동점성계수(m²/s)

국내의 경우, Kim et al.(2021)은 해상풍력터빈 펜타팟 석션버켓 지지구조물의 세굴 취약도 및 세굴 위험도에 기인한 극한한계상태 위험도 평가를 연구하였다. 극한한계상태의 세굴 취약도를 산정하기 위해 풍하중과 파랑하중을 적용한 동적해석을 하였으며, 세굴 깊이에 대한 확률fA1x과 세굴 취약도 곡선Fkx을 결합하여 안전율에 따른 세굴 위험도를 식 (15)를 통해 구하였다. 여기서 x0는 세굴이 발생하지 않은 상태, xmax는 물리적으로 발생 가능한 최대 세굴 깊이이다.

여기서,

S'eq = 수정된 평형 세굴 깊이(m)

Seq = 무한히 큰 구조의 깊이(위의 Zmax 참조)(m)

H = 구조물 높이(0.8m 스틱업)(m)

D = 흐름에 수직인 구조물 직경(m²)

β = 경험적 수정계수

세굴은 앵커 구조물 전체 영역에서 발생하는 현상이지만, 앵커 계류선에 의해 부분적인 영역에서 지반 유실 현상도 발생한다(Sun et al., 2020). 이 현상은 트렌치 효과(trench)로 상부 부유체의 반복적인 동작이 계류 시스템에 전달되어 지중에 관입된 계류선이 반복적인 동작을 유지하면서 지반을 교란시켜 지반내에 트렌치를 형성하는 것이다. 이로 인해 지중 계류선 주변에 트렌치가 발생하고, 이 범위가 확대되면 앵커의 지지력에 영향을 미칠 수 있다. 이에 대한 리스크 분석을 통해 트렌치 영향에 대한 앵커의 지지력을 분석도 필요하다(Fig. 9).

Fig. 9

Trench development with number of cycles (Sun et al., 2020)

Fig. 10은 석션앵커 근처의 지반에서 트렌치 현상이 발생하였을 경우 소성변형을 수치해석한 결과이다. Fig. 10(a)는 석션앵커 바로 옆, 앵커길이 2/3L지점에 트렌치가 발생한 경우, Fig. 10(b)는 석션앵커와 트렌치 사이에 앵커직경(3m)만큼의 지반을 두고 트렌치가 발생한 경우이다. 석션앵커 주변의 지반은 소성변형이 발생하며, 앵커 하단부에서는 인장파괴가 발생하는 것을 확인할 수 있다. 또한, 지반의 소성변형은 계류선이 있는 패드아이의 우측부분에서 크게 발생하고, 이러한 소성변형들이 석션앵커의 인발지지력에 큰 영향을 미치는 것을 알 수 있다.

Fig. 10

Plastic status when a trench of 4.5 meters occurs; (a) Full trench depth 4.5m and (b) Partial trench depth 4.5m (Jung et al., 2025)

5.3 수직도 및 회전오차

Sparrevik et al.(2015)은 석션앵커의 수직도 허용 오차를 ±10°로 언급하였다. 다만 DNV-RP-E303에서는 앵커 설치 시 수직도 오차는 해저면 경사각에 따라 달라진다고 언급하고 있다.

Fig. 11은 global 좌표계와 local 좌표계를 사용하여 최적의 패드아이 위치에서 석션앵커 수직도에 따라 패드아이에 걸리는 수직력과 수평력의 관계를 모식화 시킨 것이다. 수직도가 불량해질수록 수평력은 감소하고 수직력이 증가하는 것을 알 수 있다. 만약 계류선 방향이 아닌 반대 방향으로 앵커가 기울어지면 반대로 수평력은 증가하고 수직력은 감소한다.

Fig. 11

Illustration of model geometries and tilt angle with coordinate system (Lee et al., 2025)

Fig. 12는 앞의 Fig. 10에 대한 계산 예로 패드아이에 작용하는 하중각을 45°로 고정하고 기울어짐에 따른 수평력과 수직력을 나타낸 것으로 수평력의 감소가 두드러지게 나타나는 것을 알 수 있다. 즉 수평력의 감소는 앵커 인발력의 저하를 유발시킨다. 왜냐하면 석션앵커에서 최대 앵커저항은 일반적으로 파괴모드가 회전이 없는 순수 병진일 때 얻을 수 있도록 설계하기 때문이다.

Fig. 12

Effect of tilt angle δ on the vertical - horizontal forces of suction anchor under loading angle (θ = 45°) (Lee et al., 2025)

Fig. 13은 최적의 패드아이 위치에서 앵커가 회전오차에 따라 인발 시 패드아이에 걸리는 수직력과 수평력, 회전토크의 관계를 모식화 시킨 것이다. 수직력은 회전오차와는 관계가 없고 수평력은 회전오차 증가에 따라 감소하는 것을 보여준다.

Fig. 13

Illustration of model geometries and misorientation angle with coordinate system (Lee et al., 2025)

Fig. 14는 앞의 Fig. 12에 대한 계산 예로 패드아이에 작용하는 하중각을 45°로 고정하고 회전오차에 따른 수평력, 수직력, 회전토크를 계산한 예이다. 아울러 인발력에 대해서 그림과 같이 도시하였는데 회전오차가 증가함에 따라 인발력이 감소하여 회전오차가 앵커 인발력에 큰 영향을 미침을 알 수 있다.

Fig. 14

Effect of rotation angle β on the vertical - horizontal forces, torque, pullout capacity of suction anchor under loading angle (θ = 45°) (Lee et al., 2025)

5.4 지반의 경사

DNV-RP-E303에서는 앵커 설치 시 수직도 오차는 해저면 경사각에 따라 달라진다고 언급하고 있다. 해저면 경사각이 5°보다 작다면 일반적으로 수직도 허용 오차는 ±5°로 설정하지만, 해저면 경사각이 5°를 초과하면 수직도 설치 허용 오차도 증가시켜야 하므로 각각의 경우에 대해 평가가 이루어져야 한다고 언급하고 있다.

석션앵커 설치 시 해저면 경사가 석션앵커의 인발지지력에 영향을 끼치므로 설계 및 설치 시 이에 대한 고려도 필요하다. 경사진 지반에서는 전단응력(τ)이 발생하므로, 경사(α)에 따라 수평력(H)과 수직력(V)의 변화로 앵커의 인발지지력이 감소한다. Fig. 15는 Pu(pullout capacity)에 대하여 해저 경사면에서 수직 및 수평분력을 기하학적으로 나타낸 것으로 global 축으로 전환하면 Fig. 16에서처럼 해저면 경사에 따른 인발지지력 감소함을 알 수 있다. 해저면의 경사가 커질수록 석션앵커 인발지지력은 감소한다.

Fig. 15

Illustration of model geometries and seabed inclination angle with coordinate system (An et al., 2025)

Fig. 16

Effect of seabed inclination α on the vertical - horizontal forces, pullout capacity of suction anchor under loading angle (θ = 45°) (An et al., 2025)

5.5 추가 앵커 길이 계산

석션앵커의 전체 앵커 길이는 인발력에 필요한 관입 앵커 길이와 해저면 경사, 해저면 불균일, 설치오차(수직도, 회전오차), 세굴, 앵커 내부의 지반 융기, 내부 보강재를 고려한 추가 앵커 길이가 필요하다. 식 (16)은 해저면 경사에 따른 수직도와 앵커 내부의 지반 융기를 고려한 추가 앵커 길이이다(Fig. 17). 기타 나머지 항목을 고려 시 추가적으로 앵커 길이가 필요하다.

Fig. 17

Sketch of methodology for calculating the additional anchor length

앵커 내부의 지반 융기는 앵커 끝단 아래의 지반이 앵커 관입 중에 석션앵커 내부로 움직일 거라는 보수적인 가정을 통해 추정된다. 식 (17)은 앵커 끝단 아래 지반이 석션앵커 내부에서 100% 변위되고 외부로 0% 변위된다고 가정한다(앵커 관입에 부압을 사용한 경우로 가정).

여기서, t = 앵커 두께(m)

추가 지반 융기를 추정하기 위해 내부 보강재의 부피를 계산한다. 수직도 설치오차로 인한 추가 앵커 길이는 설치오차와 반대 방향의 해저 경사를 기준으로 추정한다.

6. 결 론

본 연구에서는 점토지반에 설치하는 부유식 해상풍력 석션앵커에 대한 기존 자료의 조사와 분석을 통해 석션앵커 설치 시 필요한 지반설계 사항을 평가하여 다음과 같은 결론을 도출하였다.

앵커 착지 시 작용하는 과압은 개구부 통과하는 흐름에 대한 베르누이 방정식을 기반으로 계산하며, 지반 관입깊이에 따른 허용 과압은 지반의 전단강도 하한값을 이용하여 결정한다.

부유식 해상풍력에 사용하는 계류라인을 갖는 석션앵커에서 관입 저항력을 산정하는 데 실질적으로 패드아이의 효과는 무시하고, 내부 보강재 효과는 고려해야 한다. 부압을 이용한 관입 시 얕은 수심에서 허용 부압이 공동압력을 초과하지 않도록 한다.

재설치는 앵커가 해저에서 회수된 후 1일 이내에 다시 설치하는 조건에 대해 앵커의 측면전단에 대한 점토의 예민비를 고려한 지반의 강도회복 효과를 고려해야 한다.

점토 지반의 침식 저항성 때문에 모래질 퇴적지반에 비해 세굴 진행 속도가 느릴 뿐이며 궁극적으로 세굴 및 트렌치는 발생하므로 설계에서 고려해야 한다.

앵커의 수직도와 회전오차는 권장기준에서 제시한 허용기준 내에 설치가 필요하고 앵커의 수직도와 회전오차가 인발 저항력 미치는 영향을 기하학적 방법을 이용하여 검토하였다.

경사진 해저면에 석션앵커를 설치할 경우 석션앵커의 인발지지력에 영향을 끼치므로 설계 및 설치 시 해저면의 경사를 고려하여야 한다.

석션앵커를 설계 및 설치 시에 해저면 경사와 앵커 수직도 및 회전오차, 세굴, 앵커 내부의 지반 융기 높이를 고려하여 적정 앵커 길이를 산정해야 한다.