Behavior Analysis by Verticality Error of Monopile Foundation for 5MW Offshore Wind Turbine

지 반 공 학

제32권 제2C호·2012년 3월 pp. 61~68

5MW급 해상풍력발전기 모노파일 기초의 수직도 오차에 따른 거동 분석

Behavior Analysis by Verticality Error of Monopile Foundation for 5MW Offshore Wind Turbine

장화섭*·김호선**·음학진***·김만응****

Jang, Hwa Sup·Kim, Ho Sun·Eum, Hark Jin·Kim, Mann Eung

···

Abstract

In general, verticality error necessarily occurs in marine pile foundation due to construction error or marine environmental effects. In marine structure, design by vertical load rather than horizontal load is dominant, but in the offshore wind turbine foundation, horizontal load is dominant. As the structure type that has dynamic movement by blade rotation, verticality error may have structurally significant effects. In this study, structural response feature of foundation and ground were analyzed according to verticality error of monopile foundation of 5MW offshore wind turbine. Marine environmental load was calculated per ISO standard and the margin of verticality error was calculated to be L/ ∞(=0), L/

300, L/200 and L/100. As a result of analysis, it was found that the maximum value of member force of the foundation with L/100 error increased about 7.2% compared to the monopile without verticality error.

Keywords : offshore wind turbine, monopile foundation, analysis model influence factor, verticality error

···

요 지

일반적으로 해양 말뚝기초의 경우 해양 환경적 영향 및 시공상의 오차로 인해 수직도 오차가 필연적으로 발생한다.

해양구조물의 경우 수평하중이 아닌 수직하중에 의해 설계가 지배적이나, 해상풍력발전기 기초의 경우 수평하중이 지배 적이며, 블레이드 회전에 의한 동적인 운동을 하는 구조형식으로 수직도 오차가 구조적으로 중요한 영향을 끼칠 수 있 다. 이에 본 연구에서는 5MW급 해상풍력발전기 모노파일 기초의 수직도 오차에 따른 기초와 지반의 구조응답 특성을 분석하였다. 해양환경하중은 ISO 기준에 의해 산정하였으며, 수직도 오차 범위는 L/∞(=0), L/300, L/200 및 L/100로 선정하였다. 해석결과 수직도 오차가 없는 모노파일에 비해 L/100 오차를 갖는 지반의 부재력 최대 값이 약 7.2%정도 더 증가되는 것으로 분석되었다

핵심용어 : 해상풍력, 모노파일 기초, 해석요소망 영향인자, 수직도 오차

···

1. 서 론

지구온난화의 영향과 국제유가의 급등으로 인하여 신재생 에너지 공급의무 할당제(Renewable Portfolio Standard; RPS) 의 도입이 결정됨에 따라 대규모 신재생에너지 개발이 요구 되고 있는 가운데, 해상풍력이 이에 대한 가장 현실적인 대 안으로 여겨지고 있다(김지영 등, 2011). 해상풍력발전은 지 역적인 입지의 문제점이 없기 때문에 대규모 발전단지의 조 성이 가능하며, 장애물 감소로 바람의 난류와 높이나 방향에 따른 풍속변화가 적기 때문에 유사조건 육상풍력발전에 비 해 상대적으로 높은 발전량을 유지할 수 있는 장점이 있으

나(Musial et al., 2006), 아직까지 해상풍력 개발을 위한 기반기술의 확보가 매우 미흡한 실정이다(김지영 등, 2011).

특히, 해상풍력발전기의 지지구조물과 기초의 비용은 30~40% 로서 차지하는 비중이 큰 영역이나 국내의 관련 기 술이 취약하고 학술적 연구기반이 형성되어 있지 않으므로 많은 연구·개발이 필요하다.

해상풍력발전은 육상에 비해 초기 투자비가 크기 때문에, 단위 생산 전력당 단가를 낮추기 위해 발전 용량이 5MW (Megawatt) 급 이상으로 대형화 되고 있고(박광필 등, 2011), 이때, 작용하는 하중은 자중과 파랑(Wave), 조류(Current), 해양생물(Marine growth)등의 해양환경하중, 그리고 바람

*정회원·(사)한국선급 녹색산업기술원 책임연구원·공학박사 (E-mail : [email protected])

**교신저자·(사)한국선급 녹색산업기술원 선임연구원·공학박사 (E-mail : [email protected])

***(사)한국선급 녹색산업기술원 팀장·공학박사 (E-mail : [email protected])

****정회원·(사)한국선급 신성장산업본부 본부장·공학박사 (E-mail : [email protected])

(Wind) 과 추력(Thrust)의 하중이 발생된다. 이러한 하중의 대 부분이 수평으로 작용하는 하중으로서 이를 구조물의 하부 기초에서 부담해야 된다.

현재까지 활발히 개발되고 있는 해상풍력 발전기의 하부 기초는 중력식(Gravity), 모노파일(Monopile), 자켓(Jacket), 트라이포드(Tripods) 및 부유식(Floating)이 대표적이며, 그중 모노파일 기초는 해상풍력의 표준형식으로 자리를 잡고 있 다(윤길림 등, 2011). 모노파일의 특징은 제작 및 설치가 용 이하고, 기초 형식 중 가장 경제적이며, 비교적 얕은 수심에 적합하다(한국선급, 2011). 모노파일은 육상의 말뚝기초와 형 상 및 시공방법이 유사하고, 말뚝기초는 시공 중 외부환경과 시공자의 시공오차에 의해 불가항력 적으로 파일 수직도에 미소의 오차가 발생하게 되며 모노파일도 예외일 순 없다.

수직하중이 지배적이며 보수적인 설계를 실시하는 말뚝기 초는 설계기준에 의해 수직도 오차를 최대 L/50 이하로 제 안하지만, 수직 및 수평하중이 지배적이며 최적화 설계를 실 시하는 모노파일의 경우 수직도 오차에 대한 특별한 기준이 제시되어 있지 않은 실정이다.

이에 본 연구에서는 5MW급 해상풍력발전기 모노파일 기 초의 수직도에 의한 영향을 분석하고자 범용 지반 해석프로 그램인 MIDAS/GTS의 2차원 요소를 이용하여 해석을 수행 하였다. 수직도 영향을 분석하기위하여 ISO 코드(2009)로 5MW 급 해상풍력 발전기의 작용 하중을 산정하였고, 유한요 소해석 요소망의 신뢰성을 확보하기 위해 지반 요소망 크기 와 요소 크기에 대한 변수 연구를 실시하였다. 해석 요소망 에 적합한 변수를 제안하고, 제안된 요소망을 이용하여 5MW 급 해상풍력발전기 모노파일 기초의 수직도 오차에 따 른 모노파일 및 지반의 영향을 분석하였다.

2. 5MW급 해상풍력 발전기의 해양 환경 하중 산정

모노파일 기초에 수직도 오차의 영향을 검토하기 위하여 작용 하중을 산정하였다. 모노파일 기초에 작용하는 5MW급 풍력발전기 자중을 포함하여 ISO 코드(2009)를 이용해 추력, 바람, 파랑 및 조류의 하중을 산정하였다.

2.1 자중(F

)

해상풍력발전기 모노파일 기초에 작용하는 자중은 너셀, 블 레이드 및 타워의 자중과 모노파일의 자중으로 나눌 수 있 다. 모노파일의 자중은 해석프로그램의 기본 값을 사용하였 고, 기타 추가적인 자중은 아래 식 (1)을 이용하여 산정하 였다.

F

= { 너셀의 무게(kg) + 블레이드의 무게(kg) + 타워의 무게(kg)} × 9.8(m/s

) (1) 2.2 추력(F

)

풍력발전기는 회전하는 블레이드에 의하여 추력이 발생하 게 되며, 추력은 식 (2)와 같이 동압으로 구할 수 있다. 추 력은 타워 상부에 발생되는 하중으로서 기초에 직접적으로 재하가 불가능 하므로, 모멘트 하중으로서 적용하였다.

(2) 여기에서, ρ는 공기의 밀도(kg/m

), C

는 추력계수(0.64)이 며, V는 바람의 속도(m/s)이다.

2.3 바람(F

)

모노파일 기초에 영향을 주는 바람하중은 해수면 윗 부분 (10m, 그림 1 참고)에 해당되는 부분만 적용하였으며, 기타 타워 부분에 해당되는 바람하중은 제외하였다. 풍속은 17.4m/

s 로 가정하였으며, 난류 특성(즉, 바람의 동적 특성)을 고려 하기 위한 바람프로파일 및 스펙트럼은 ISO 코드(2009)에서 정한 아래 식 (3)~식 (4)를 이용하였다.

(3)

(4)

스펙트럼 해석 결과 값을 토대로 타워와 모노파일 기초는 원통형 빔요소로서 식 (5)을 이용하여 바람 하중을 산정할 수 있다.

(5) 여기에서, C

는 실린더 항력계수(1.2), ρ는 공기의 밀도(kg/

m

), V는 풍속(m/s)이며, A는 바람을 받는 구조물의 면적 (m

) 이다.

2.4 파랑(F

)

해상구조물은 육상구조물에 작용하는 하중에 추가적으로 해양 하중인 파랑과 조류 하중을 적용해야 된다. 파랑 하중 은 JONWSAP 스펙트럼과 모리슨 식(Morrison's)을 이용하 여 산정 하였다. 유의파고(Significant wave height)는 10m, 피크 스펙트럼 주기(Peak spectral period)는 11.9sec로 가정 하였다.

(6)

(7) 여기에서, C

은 관성력 계수, C

는 항력 계수, u는 수립 자 속도(m/s), du/dt는 수립자 가속도(m/s

), D는 직경이며 (m), ρ 는 물의 밀도(kg/m

) 를 나타낸다.

2.5 조류(F

)

조류의 높이별 속도는 ISO 코드(2009)의 식 (8)를 이용하 여 산출할 수 있고, 조류 하중은 식 (9)와 같이 조류 속도 에 의한 함수로 표현할 수 있으며, 본 연구에서는 조류의 속도를 1.03m/s로 가정하였다.

(8)

(9) F

1

2 --- ρC

V

=

U

( ) U z =

[ 1 Cl + n z z ( ⁄

) ]

S f z ( ) ,

320m

⁄ s ( ) U

U

---

⎝ ⎠

⎛ ⎞

z z

⎝ ⎠ ----

⎛ ⎞

1 f + ˜

( )

---

=

F

1 2 ---C

ρV

A

=

S

( ) F ω

°S

( ) γ ω

1 2 ---

⎝ ⎠ –

⎛ ⎞ ω ω [ ( –

) σω ⁄ (

) ]

〈 〉

=

F

C

ρπD

---du 4

--- C dt

1 2 --- ρDu u +

=

U

( ) U z

z d + --- d

⎝ ⎠

⎛ ⎞

=

F

1

2 --- ρC

dA

U

=

여기에서, U

는 표면 해류속도(m/s, z=0), z는 수직좌표 (m), d는 정수 깊이(m), α는 지수(1/7), dA

는 단위 면적 이며(m

), U는 조류의 속도(m/s)이다.

3. 모노파일 기초의 해석 요소망 영향인자 분석

기존 문헌들을 조사한 결과, 일반적으로 육상에서 사용되 는 말뚝기초의 지반 요소망 크기는 말뚝기초 직경(D)의 3배

~5 배, 지반 요소 크기는 단위길이인 1m를 적용하고 있으나, 특별한 설계기준은 제시되어 있지 않다. 특히, 해상용 모노 파일 기초의 경우 수평하중이 지배적이므로 지반 요소망 크 기에 따라 수평 영향력의 결과 값이 큰 차이를 나타낼 수 있다. 또한, 유한요소 해석 결과 값의 정확도는 요소 크기에 의해서도 지배적이며, 이에 대한 사전검토가 필수적이다.

이에 본 장에서는 모노파일 해석 요소망의 신뢰성을 확보 하기 위해 지반 요소망 크기와 요소 크기의 변수 연구를 수 행하였다. 변수 연구를 수행 후 결과 값의 수렴정도와 해석 수행 시간 등을 고려하여 모노파일 기초의 지반 요소망 및 요소 크기를 제안하고자 한다.

해석에 사용된 모노파일 기초는 강관파일(STK 490;

γ

=77kN/m

, E

=210,000MPa, v=0.3)로서 직경 5m, 두께 0.07m 및 총 길이 90m이며, 기반암층에 10m 근입된 것으 로 가정하였다. 지반은 총 6개 층으로서 각각의 지반 물성 치는 표 1에 나타내었고, 대략적인 변수 연구의 해석 개요 도와 해석 요소망을 그림 1~그림 2에 나타내었다. 해석에 사용된 지반조건으로 좌우경계는 Roller 조건, 하부경계는 Hinge 조건으로 설정하였고, 말뚝은 탄성요소망, 지반은

Mohr-Coulomb 요소망을 사용하였으며, 말뚝과 지반의 접촉 은 강결(Rigid) 조건으로 해석을 수행하였다.

해석에 사용된 하중은 2장에서 산정된 하중을 적용하였으 며, 자중은 수직 집중하중과 바람, 파랑 및 조류는 포인트별 수평 집중 하중으로 적용하였다. 추력의 경우 너셀 위치에 작용하는 하중이므로 본 연구에서는 모노파일의 상부에 모 멘트하중으로 산정하여 적용하였다.

3.1 지반 요소망 크기

지반 요소망 크기의 변수 연구를 위하여 지반 요소망 범 위를 모노파일 중심으로부터 좌, 우측면으로 3D~11D로 결 정하였다. 본 절에서의 변수는 지반 요소망 크기이므로 요소 크기는 1m로 고정하였다. 요소망 크기에 따른 변수 연구 결

그림 1. 해석 요소망 구성

그림 2. 모노파일 해석 요소망

표 1. 지반 물성치

구분

γ

,

(C, kN/m²)

( φ, deg) (E, kN/m²)

υ

실트층 17 20 - 8,000 0.40

모래층 18 - 30 25,000 0.35

자갈층 20 - 35 40,000 0.33

풍화토층 19 15 30 50,000 0.33

풍화암층 20 30 33 150,000 0.30

기반암층 25 500 35 8,000,000 0.23

그림 3. 요소망 크기 3D의 축방향 응력

그림 4. 요소망 크기 5D의 축방향 응력

과의 최대값은 표 2와 같고, 지반의 응력도와 해석결과 비 교 및 증감량을 그림 3~그림 14에 나타내었다.

지반 요소망 크기에 따른 변수 연구 결과, 요소망 크기 6D 이상인 경우 3D에 비해 구조응답 결과가 상대적으로 크 게 감소하였으며, 특히, 8D 이상인 경우 거의 변화가 없는 것으로 분석되었다. 또한, 11D 이상의 경우 결과 값의 수렴 도가 높았으나, 해석시간대비 효율성을 고려 시 비효율적일 것으로 판단되며, 이에 본 장에서는 모노파일 기초의 2차원 해석 시 지반 요소망 크기는 8D 이상으로 제안한다. 이는 지반조건과 모노파일 직경 등의 기본 가정에 따라 차이는 그림 5. 요소망 크기 7D의 축방향 응력

그림 6. 요소망 크기 8D의 축방향 응력

그림 9. 모노파일 수직력과 요소망 크기 관계 표 2. 요소망 크기에 따른 변수 연구 결과

Model size(m)

Monopile Soil

수평력 (kN) 수직력

(kN) 모멘트

(kN ·m) 수평변위

(mm) 수직변위

(mm) 수평응력

(kN/m

) 수직응력 (kN/m

)

von Mises 응력**

(kN/m

) 소성변형 ( ε) 3D(15)

19,500.5 26,811.4 357,246.0 711.16 911.47 6,245.6 5,032.3 5,851.3 0.2669

4D(20) 17,442.3 31,048.8 364,883.0 718.97 925.72 8,239.1 5,135.9 7,181.1 0.2593 5D(25) 15,771.2 33,722.1 379,181.0 945.70 965.07 9,842.9 5,026.5 8,352.3 0.2601 6D(30) 14,484.1 35,760.3 389,023.0 1,007.25 998.56 10,906.7 4,772.9 9,145.7 0.2629 7D(35) 13,516.5 37,280.5 395,993.0 1,058.34 1,025.87 11,429.7 4,493.5 9,439.2 0.2697 8D(40) 12,968.5 38,319.6 401,058.0 1,100.66 1,049.03 11,677.4 4,331.4 9,587.3 0.2761 9D(45) 12,704.4 39,028.4 404,678.0 1,135.25 1,068.28 11,879.2 4,389.8 9,695.4 0.2814 10D(50) 12,492.4 39,526.7 407,268.0 1,162.98 1,083.93 12,042.2 4,438.1 9,786.3 0.2857 11D(55) 12,322.8 39,843.0 409,166.0 1,185.07 1,096.41 12,141.5 4,504.7 9,835.7 0.2892

*3D(15) 는 모노파일에서 좌우로 모노파일 직경(D)에 3배인 15m의 요소망을 생성

** 지반에 임의 지점에서의 응력으로부터 계산되는 값으로 유효응력(Effective Stress)이라고 하며, 지반의 항복 여부 판정에 사용

그림 7. 요소망 크기 11D의 축방향 응력

그림 8. 모노파일 수평력과 요소망 크기 관계

발생될 수 있겠으나, 추후 연구에서 다양한 가정에 따른 추 가적인 검토를 수행하여 신뢰성을 높이고자 한다.

3.2 요소 크기

풍력발전기는 보수적인 설계를 실시하는 토목구조물과 달 리 최적화된 설계를 실시해야 됨으로서 미소 오차의 영향을 고려한 설계가 필수적이다. 설계를 위한 유한요소 해석 시 요소의 형상과 크기는 해석 결과 값에 많은 영향을 발생시 키는 주요 요인으로 작용한다. 두 가지의 영향 요인 중 요 소에 현상은 사각형 요소가 가장 최적화된 요소이고 요소의 크기는 최소의 크기를 적용할 경우 비교적 정확한 결과 값 에 도달하게 된다. 그러나 지반은 타 구조물에 비해 스케일이 비교적 크기 때문에 해석시간이 상대적으로 많이 소요됨에 따

른 해석시간 대비 중요 데이터의 응답비 관계를 검토할 필 요성이 있다. 즉, 해석 수행 시간 대비 비교적 정확한 결과 값을 구할 수 있는 최적화된 요소 크기 결정이 필요하다.

이에 본 절에서는 모노파일기초에 지반 요소망의 요소 크기 에 따른 변수 연구를 실시하였다. 변수 연구를 위한 지반의 요소 크기는 최대 1m부터 0.5m, 0.25m, 0.2m, 0.125m, 0.1m 및 0.05m로 모형화하여 그 영향을 살펴보고자 하였으 며, 이때의 지반 요소망 크기는 앞 절에 제안한 8D를 이용 하여 모형화를 실시하였다.

요소 크기에 따른 변수 연구를 수행한 결과는 아래 표 3 과 같고, 요소 크기 0.05m의 경우 고사양(CPU:[email protected] GHz 2EA, RAM: 20.0GB, Windows 7 64 bit) 컴퓨터를 사용함에도 불구하고 수렴이 되지 않아 해석 결과를 확인할 수 없었다. 이에 본 절에서는 0.1m 이상의 범위부터 검토였 으며, 지반의 수평응력도와 해석 결과 비교를 그림 15~그림

그림 13. 지반 요소망 크기에 따른 지반 수평변위 증가량

그림 14. 지반 요소망 크기에 따른 지반 von Mises 응력 증 가량

그림 12. 지반 요소망 크기에 따른 모노파일 수평력 감소량 그림 11. 지반 von Mises 응력과 요소망 크기 관계

그림 10. 지반 수평변위와 요소망 크기 관계

그림 15. 요소 크기 0.5m의 지반 수평응력

19 에 나타내었다.

변수 분석 결과 요소 크기가 조밀해 질수록 값이 선형적으 로 증감하는 현상을 나타냈으며, 특히 요소 크기가 0.2m 이 하일 때 상대적으로 증감 폭이 작아지는 것을 확인할 수 있 었다.

그러나 0.2m이하의 요소 크기의 경우 일반 컴퓨터(CPU:

[email protected], RAM:3.0GB, Windows 7 32 bit) 에서는 해 석이 수렴되지 않았으며, 0.1m의 요소 크기의 경우 고사양 컴 퓨터(CPU:[email protected] 2EA, RAM:20.0GB, Windows 7 64 bit) 를 이용할 경우 해석수행 시간만 2일 이상 소요되었다.

이에 본 절에서는 해석결과 값에 영향력이 낮아지면서 해 석수행 시 수렴되는 범위인 0.1m~0.25m의 요소 크기를 제 안하고자 한다.

4. 수직도 오차에 따른 거동 분석

일반적인 육상 말뚝기초의 경우 말뚝 수직도의 최대 허용 오차를 토목공사 표준일반시방서(대한토목학회, 2005), 건설 공사 전문시방서(한국토지공사, 2007), 주택건설 전문시방서 ( 대한주택공사, 2004) 등에서는 L/50으로 적용하고 있고, 항 만 및 어항공사 표준시방서(해양수산부, 2005)에서는 L/75로 적용하고 있으며, 그 이상의 오차가 발생할 경우 보강말뚝이 나 재시공을 수행하고 있다. 육상 말뚝기초와 비슷한 타입의 모노파일은 추가적인 해양 환경 요인에 의하여 시공오차의 발생 확률이 높은 실정이다. 그러나 현재까지 해상풍력용 모 노파일 기초의 수직도에 따른 영향을 검토한 연구가 조사되 지 않으며, 이에 본 연구에서 모노파일의 수직도에 따른 구 조 응답 특성을 분석하고자 한다. 이때의 적용 요소망은 앞 그림 16. 요소 크기 0.1m의 지반 수평응력

그림 17. 모노파일 수직력과 요소 크기 관계

그림 18. 지반 수평 변위와 요소 크기 관계

그림 19. 지반 von Mises 응력과 요소 크기 관계 표 3. 요소 크기에 따른 변수 연구 결과

Mesh

Size(m)

Monopile Soil

수평력

(kN)

(kN) (kN

·m)

(mm)

(mm)

(kN/m

)

(kN/m

)

von Mises 응력

(kN/m

)

ε

1.000 12,968.5 38,319.6 401,058.0 1,100.66 1,049.03 11,677.4 4,331.4 9,587.3 0.2761 0.500 12,680.3 38,735.7 398,945.0 1,113.42 1,061.52 16,524.1 6,166.3 13,354.6 0.5217 0.250 12,501.4 38,944.3 397,685.0 1,121.10 1,070.38 21,287.2 8,184.9 17,177.7 0.9937 0.200 12,459.8 38,985.0 397,009.0 1,122.98 1,074.67 22,749.8 8,734.2 18,138.4 1.2285 0.125 12,398.6 39,045.4 396,925.0 1,125.76 1,082.30 25,497.8 10,468.7 20,671.7 1.9037 0.100 12,379.1 39,076.3 396,762.0 1,126.79 1,085.21 27,209.7 11,377.3 22,056.9 2.3488

0.050 Error

절에서 제안한 8D의 요소망 크기와 0.125m의 요소 크기를 적용하였으며, 재하되는 하중은 2장에서 제안된 하중을 적용 하였다. 모노파일의 수직도는 모노파일의 길이(L)와 비교하 여, L/∞(=0), L/300, L/200, 및 L/100까지를 적용해 해석을 실시하였으며, 지반과 파일의 해석 조건은 앞 절과 동일하게 적용하였다.

수직도 오차에 따른 5MW급 해상풍력발전기 모노파일 기 초의 해석 결과는 아래 표 4와 같고, 수직도 오차의 개요도, L/100 의 수직도 오차시의 수평 응력도, 해석 결과 비교 및 수 직도 오차에 따른 증가율을 그림 20~그림 24에 나타내었다.

모노파일의 수직도 오차를 분석한 결과 수직도 오차가 발 생하지 않은 경우와 비교하여 L/100의 수직도 오차가 발생 시 모노파일의 수직력은 493.9kN, 모멘트는 9,959.0kN·m, 지반의 수평변위는 32.37mm, 수직변위는 7.27mm, 그리고 수평응력은 1,825.4 kN/m

가 증가되는 것을 확인 할 수 있 었다. 특히 지반의 수평응력은 7% 이상이 증가되어, 모노파 일 설계 시 불가항력 적으로 발생 가능한 수직도에 대한 영 향을 고려해야 될 것이라 사료된다.

5. 결 론

본 연구는 5MW급 해상풍력발전기 모노파일 기초의 시공 중 불가항력적으로 발생되는 시공오차의 영향 정도를 분석하 표 4. 수직도 오차에 따른 해석 결과

Verticality Error(m)

Monopile Soil

수평력 (kN) 수직력

(kN) 모멘트

(kN ·m) 수평변위

(mm) 수직변위

(mm) 수평응력

(kN/m

) 수직응력 (kN/m

)

von Mises 응력

(kN/m

) 소성변형 ( ε) 0(L/ ∞) 12,398.6 39,045.4 396,925.0 1,125.76 1,082.30 25,497.8 10,468.7 20,671.7 1.9037 0.3(L/300) 12,061.7 39,219.8 400,271.0 1,136.91 1,084.45 25,677.2 9,961.8 20,464.3 1.8927 0.45(L/200) 11,887.5 39,290.9 401,942.0 1,142.42 1,081.92 25,711.6 10,186.9 20,556.3 1.4120 0.9(L/100) 11,374.1 39,539.3 406,884.0 1,158.13 1,089.57 27,323.2 9,343.6 19,805.9 1.2920

그림 20. 해상풍력발전기의 수직도 오차 개요도

그림 21. L/100의 수직도 오차시의 수평 응력도

그림 22. 모노파일 모멘트와 수직도 오차와의 관계

그림 24. 수직도 오차에 따른 결과값 증가율

그림 23. 지반 수평변위와 수직도 오차와의 관계

기 위해 ISO 기준에 의한 하중을 산정하여 구조특성을 분석 하였으며, 그 결과 다음과 같은 결론을 도출 할 수 있다.

1. 지반 요소망 크기에 따른 변수 연구 결과, 요소망 크기 6D 이상인 경우 3D에 비해 구조응답 결과가 상대적으로 크게 감소하였으며, 특히, 8D 이상인 경우 거의 변화가 없는 것으로 분석되었다. 또한, 11D 이상의 경우 결과 값 의 수렴도가 높았으나, 해석시간대비 효율성을 고려 시 비 효율적일 것으로 판단되며, 이에 모노파일 기초의 2차원 해석 시 지반 요소망 크기는 8D 이상으로 제안한다.

2. 요소 크기에 따른 변수 분석 결과, 요소 크기가 조밀해 질수록 값이 선형적으로 증감하는 현상을 나타냈으며, 특 히 요소 크기가 0.2m 이하일 때 상대적으로 증감 폭이 작아지는 것을 확인할 수 있었다. 이에 5MW급 해상풍력 발전기의 경우 해석결과 값에 영향력이 낮아지면서 해석 수행 시 수렴되는 범위인 0.1m~0.25m의 요소 크기를 제 안하고자 한다.

3. 모노파일 기초의 수직도 오차를 검토한 결과, 모노파일 수 직도 오차가 커질수록 모노파일의 수평력은 약 8%, 지반 의 수직응력은 약 11% 감소되는 것을 확인할 수 있었다.

4. 모노파일 기초의 수직도 오차를 검토한 결과, 모노파일의 수직도 오차가 커질수록 수직력은 1%, 모멘트는 3%, 수 평변위는 3% 및 수직변위는 1%씩 증가되는 것을 확인할 수 있었으며, 특히, 지반의 수평응력의 결과 값이 7% 이 상이 증가되는 것을 확인 할 수 있었다.

본 연구를 통하여 불가항력 적으로 발생 가능한 모노파일 의 수직도에 대한 검토를 필수적으로 수행할 것을 제안하며, 이를 설계에 반영해야 된다고 사료된다.

감사의 글

본 연구는 국토해양부가 주관하고 한국건설교통기술평가원 이 시행하는 2010 건설기술혁신사업(과제번호 : 10기술혁신 E04) 지원으로 이루어진 것으로 이에 감사드립니다.

참고문헌

김지영, 강금석(2010) 해상풍력터빈 기초 구조물 설치로 인한 파 랑거동 변화 검토, 한국해안해양공학회논문집, 한국해안해양공 학회, Vol. 22, No. 5, pp. 306-315.

김지영, 김경열, 이준신(2011) 반응표면분석법에 의한 해상풍력터 빈 최적배치 설계, 한국해안해양공학회논문집, 한국해안해양공 학회, Vol. 23, No. 2, pp. 163-170.

대한주택공사(2004) 주택건설 전문시방서(토목공사).

대한토목학회(2005) 토목공사 표준일반시방서, pp. 213.

박광필, 차주환, 이규열(2011) 해상 풍력 발전기 리프팅 해석을 위한 해상 크레인 멀티 붐 요소망링, 대한기계학회논문집, 대 한기계학회, Vol 35, No. 1, pp. 115-120.

윤길림, 이근하, 함태규, 이규환(2011) 해상풍력발전(Offshore Wind Turbine) 과 지반공학, 한국지반공학회지, 한국지반공학 회, Vol. 27, No, 2, pp. 8-17.

한국토지공사(2007) 건설공사 전문시방서(토목 및 기초공사).

( 사)한국선급(2011) 해상용 풍력발전 시스템의 기술 기준.

ISO 19901-1 (2009) Petroleum and natural gas industries - Spe- cific requirements for offshore structures - Part 1: Metocean design and operating considerations.

Musialm, W., Butterfield, S., and Ram, B. (2006) Energy from off- shore wind, NREL, pp. 2-11.

( 접수일: 2011.10.19/심사일: 2011.11.15/심사완료일: 2012.1.3)