1. 서 론

재생에너지는 무한정 공급이 가능하고 대기오염이나 온 실효과가 없는 청정에너지 자원으로서, 기후변화에 대응하 기 위해 전 세계 국가에서 정책적으로 지원하는 미래에너지 이다. 그중에서도 풍력에너지는 발전단가와 효율성 측면에 서 가장 경쟁력 있는 에너지원으로 평가받고 있다. 지금까 지 풍력 발전 시장은 내륙 지역에 터빈을 설치하는 육상풍 력발전 중심으로 성장하였으나, 소음, 효율 저하, 대형화등 의 제약으로 인해 해상으로 관심이 집중되고 있는 상황이 다. 최근 해상풍력발전은 터빈과 풍력단지의 대형화, 설치 및 물류 효율성 증가 등에 힘입어 발전단가가 빠르게 내림 세에 있어 경제성이 개선되고 있는 추세이다. 유럽에서의 경제성 증명(AMR, 2017)이 이루어졌고 최근 아시아 시장으 로 확대되고 있다 .

이러한 장점에도 해양풍력발전은 해상환경에 따른 설치 운영 시 다양한 극한환경, 사고환경, 해상환경을 고려한 설 계가 필요하다. 특히 해상풍력발전기는 고정식 구조물로 인 근 항행 선박 및 작업 선박과의 충돌사고에 항시 노출되어 있다. Fig. 1은 전 세계의 해양사고 중 충돌사고가 높음을 알 수 있고(DNV-GL, 2018), 따라서 충돌 사고 환경을 반영한 안 전 설계가 필요하다.

고정식(Fixed) 및 부유식(Mobile) 해양구조물에 대한 북해 (North Sea)지역의 경우는 구조물의 저장 용기에 직접적인 충 격을 주지 않도록 요구하고 있으며, 손상으로 인하여 구조 물이 점진적으로 붕괴하거나 안전한 대피를 방해하지 않는 한, 구조물에 대한 국부적 손상을 허용하는 지침을 적용하 고 있다. 구체적으로 구조물과 선박 충돌에 대한 사고 설계 하중(DAL: Design Accidental Load)은, 배수량 5,000톤의 선박 이 충돌속도 2.0 m/sec 조건에서 구조강도에 문제가 되지 않 도록 요구하고 있다(NORSOK, 2004).

그러나 최근 몇 년 동안 북해에서 운항하고 있는 접안 선 박의 크기가 증가하고 있으며, 북해지역의 경우 설치된 해 양구조물을 취급하는 선박의 배수량은 7,500 ~ 10,000톤으로 증가하고 있다(Storheim and Amdahl, 2014;Kim et al., 2020). 일반적으로 한 개의 해상풍력발전 단지는 발전기 150 ~ 200 기를 포함하고 있으며, 설치 해역에는 풍력발전기 전용 설 치 선박(WTIV: Wind Turbine Installation Vessel) 및 각종 항행 선박 및 접안 선박과의 충돌에 대한 위험성이 크게 존재한 다(Kim et al., 2020). Fig. 1과 같이 고정식 구조물은 설치 시 최소 20년 이상 고정된 위치에서 운영함으로 주변 항행 선 박 운항 정보에 반영이 되어 부유식 구조물보다 상대적으로 충돌사고가 현저하게 적은 경향을 보여주고 있다.

현재 해상풍력발전기 설치는 대부분 WTIV를 활용하고 있 다. WTIV의 단계별 운용 과정을 Fig. 2에서와 같이 크게 4가 지로 구분되어진다.

해상풍력발전기를 항구에서 적재한 후(Fig 2(a)), 설치 해 상으로 항해(Fig. 2(b)) 한다. 설치 해역 도착 후, 레그(Leg)와 스퍼드캔(Spudcan)을 해저면으로 하강시키고 고정을 위한 프 리로딩(Pre-loading)을 수행한다(Fig. 2(c)). 이 작업이 완료되 면, 크레인을 이용하여 해상풍력발전기를 설치(Fig. 2(d)) 단 계로 이동한다.

따라서 선박형 부유식과 고정식 구조물 특성을 동시에 가 지고 있고, 특히 프리로딩과 설치단계는 고정식 잭업리그 형태로 충돌사고에 취약한 구조물의 형태로 안정성 및 레그 의 구조붕괴 특성을 반영한 안전설계가 요구된다.

해상풍력발전단지가 상용화가 된 북해 해상은 노르웨이 해상 안전 관리처(Petroleum Safety Authority)에서는 충돌사고 의 안전설계기준을 마련하기 위하여 고정식 구조물에 대해 서 충돌에너지를 35 MJ의 수준을 만족하는 레그 구조설계 기준으로 제시하였다. 이러한 설계기준에 대한 신개념선박 에 해당에 해당하는 전용설치선인 WTIV의 설치단계(Fig. 2 (c)-(d))에 검토가 필요하다. 따라서 제안된 충돌에너지에 대 한 명확한 분석 및 충돌 강도평가에 대한 레그구조 검토가 필요할 것이다.

이에 관련한 기존의 선박 충돌과의 잭업리그 및 WTIV 관 련 최근 연구 동향을 분석하였다.

Storheim et al.(2014)는 해양구조물의 손상특성 분석을 위하 여 7,500톤의 보급 선박을 대상으로 해양구조물과의 상호 작용 효과를 분석하였다. 선박으로부터의 충돌력은 NORSOK(2004) 코드에서 제안된 힘-변형 곡선과 화물창 탱크 구역의 구조 변형, 레그의 브레이스(Brace)의 소성 및 국부적인 덴트(Dent) 에 대하여 면밀한 구조 응답 특성과 충돌 선박의 선수와 선 미 모서리의 변형에 대한 압력-면적 관계식을 도출하여 보 강판의 설계기준을 제시하였다.

Moulas et al.(2017)는 4,000톤급 항해 선박과 해상풍력발전 기 기초 구조물과의 충돌에 대한 구조 손상을 충돌 각도, 충 돌 방향, 선박 종류, 충돌속도를 고려한 총 44가지 시나리오 를 작성하여 구조부재별 소성 거동 및 파단을 비선형 유한 요소해석을 통하여 분석하였다.

Hao and Liu(2017)은 배수량 6,273톤 산적화물선과 해상풍 력발전기 하부 구조 3가지(Monopile, Tripod, Jacket)에 대해서 선수충돌 시, 하부구조형상에 따른 충돌 거동특성을 분석하 였다. 특히, 하부의 토양 강성조건을 반영의 필요성으로 제 안하였다.

Bela et al.(2017)은 근해 풍력발전단지는 상선과 여객선의 왕 래가 빈번하여 충돌 가능성을 기반으로 항행 선박과 단일파일 (Mono-pile)형 해양 풍력발전기(OWT: Offshore Wind Turbine)의 충돌 구조적 거동특성에 대하여 분석하였다. 선박의 충돌속 도와 위치, 풍향, 설치 해역의 토양 성분 및 충돌 선박의 변 형 가능성과 같은 다양한 매개 변수의 영향을 조사하였다.

Poonaya et al.(2009)은 충돌 하중에 대한 원형 튜브의 구조 붕괴 거동에 대하여 에너지 흡수 기준으로 다양한 지름(D)/ 두께(t) 비를 갖는 튜브를 가지고 변형에너지에 대한 비교를 통하여 관련 실험값과 이론식을 비교를 통하여 간이 해석모 델을 제안하였다.

Yu and Amdahl(2018)은 비선형 유한요소해석을 이용하여 선박의 선수 및 선미 충격에 의한 파이프구조의 구조 응답 을 분석하였다. 파이프의 길이, 지름 및 두께를 변수로 기존 연구를 비교 분석하였으며, 파이프 크기가 서로 다른 모양 의 변형 패턴에 대해서 전이압괴비율(Transient indentation ratio)법을 이용하여 선급 지침(DNV-GL RP C204, 2013)의 파 이프구조의 하중 적용에 대한 이론적 근거를 설명하였다.

관련 유사 연구에서는 충돌 에너지양 기준으로 잭업리그 혹은 원형 파일에 대한 내용으로 WTIV 레그 설계에 대한 충돌구조 거동특성은 매우 부족한 현실이다. 레그와 접근 선박이 충돌할 경우, 좌굴 및 소성 거동을 포함한 구조붕괴 에 관한 검토가 필요할 것이다.

따라서 본 연구에서는 다양한 충돌시나리오 기반으로 구 조물의 잔류강도가 최소화되는 조건과 정밀한 비선형해석 을 통한 레그 소성붕괴 거동, 흡수에너지를 기반으로 기존 허용기준(DNV-GL, 2013)과 비교 분석하여 충돌 설계하중의 적절성을 분석하고자 한다.

2. WTIV 설계 분석

2.1 해상풍력발전기 설치 선박 기술 동향

해상풍력발전기 시장이 급성장하면서, 발전기의 용량과 함께 대형화 추세이고, 전용 설치 선박의 수요도 증가하고 있다.

2000 ~ 2020년까지 실적으로 등록된 설치 선박 분석을 수행하 여 갑판에 적재할 수 있는 중량(Variable load) 변화와 설치 수 심 변화(Koogle, 2015)에 대해서 다양한 문헌조사 및 실적선사 향을 조사 분석하였다. Fig. 3에서와 같이 2010년 전용 설치 선 박이 발주가 활발해지면서 7,000톤 이상으로 증가하고 있으며, 최대 9,800톤까지 되었다. 투입 해역의 수심은 40 m에서 60 m 까지 점진적인 증가세를 보이다가 최근 북해 수요 증가로 최 대 70 m 운용 수심으로 대형화가 이루어짐을 알 수 있다.

2.2 기본 설계 및 특징

대형 WTIV의 충돌 강도평가를 위하여 설계 모델은 최근 실적선을 기반으로 대표적인 WTIV를 결정하였다. 일반배치 도(Fig. 4) 및 주요 제원 및 장비의 특징(Table 1)을 나타내고 있다.

대상 모델은 WTIV 중 가장 높은 사양인 대형급에 해당 하고 작업 수심은 최대 70 m까지 투입 가능한 수준이다. 기 능적인 특징은 발전기 및 하부 고정지지 구조물까지 설치 및 해체를 할 수 있도록, 초대형 20,000톤 용량 크레인을 Fig. 4에서 4번 레그 위치에 설치되고, 추진동력은 아즈머스 쓰러 스터(Azimuth thruster) 6기를 사용한다. Fig. 2와 같이 설치 해 역에 도착하면, 레그를 해저 면으로 하강시키고, 고정을 위 한 프리로딩을 한다. 이 과정에서 한 개의 레그에는 최대 19,000톤을 조정하여 고정하는 작업을 완료한다. 이 작업이 완료되면, 스퍼드캔(Spudcan)은 해저 면에 진흙(Clay)과 모래 (Sand)등의 토양에 최대 5 m 침투하여 설치된다.

2.3 레그(Leg) 구조

레그 주요물성값(Table 2)와 레그 핵심 구성 부재 형상은 Fig. 5와 같다. 레그는 잭케이스(Jack case)에 위치한 랙-기어 (Rack-Gear) 전기구동 시스템에 의하여 승/하강하며, 3각형 트러스 구조형식을 갖고 있다. 코드 간 수평거리는 8 m이고, 브레이스 연결구조는 “X” 형상으로 구성된다. 코드와 랙은 항복강도 690 MPa이며 브레이스와 스팬 브레이커(Span breaker) 의 항복강도는 350 MPa이다.

3. 유한요소해석 및 결과

3.1 평가 절차 및 방법

항해 선박 혹은 접안 선박이 WTIV에 접근하는 도중에, 선 박과 레그의 충돌이 발생하는 조건에 대한 구조 안전성 평 가하기 위하여, 아래 Fig. 6과 같이 해석 절차 및 방법을 사 용하였다.

첫 번째로, 충돌에 의한 WTIV의 전체거동을 확인하는 과 정으로 WTIV 전선 모델을 활용하며, 충돌구조 응답이 발생 하는 영역을 정의하고, 정의된 영역을 상세 구조 모델링 한 다. 전체 WTIV 구조물 입장에서는 충돌에 의한 구조 거동 영향은 국부적인 문제로 가정하여 비선형해석 시 소요되는 계산시간의 효율과 국부 응답 거동의 정확도를 항상 할 수 있다.

두 번째로 Fig. 7에서 보이는 것과 같이 대표적인 발생 가능한 충돌시나리오를 가정하였다. WTIV에 자주 접안 하 는 작업지원선(배수량 5,000톤)의 선수를 고려하였다. 충돌에 의한 압축 좌굴 강도 검토 시에는 압축력이 지배적인 충돌 하중(LC: Load case)와 높이방향 충돌위치(GR: Group) 대해서 각각 조합된 LC-01, 02, 03 (GR-01), 07, 08, 09 (GR-02) 조건에 대해서 검토하였다(Fig. 7). 충돌의 높이 방향 위치를 두가지 (GR-01, GR-02)로 구성하고, 각 충돌은 충돌각도 6가지를 구 성하여 GR-01은 LC-01부터 LC-06까지 관여되며, GR-02는 LC-07부터 LC-12까지 조합되는 시나리오를 결정하였다.

세 번째로 기하학적, 재료적인 비선형성을 고려한 충돌 하중에 의한 레그의 최종강도 해석을 수행한다. 이 단계에 서도 사전에 7-bay 유한요소 모델링을 활용하며, 하중증가에 따른 변위 결과를 이용하여 전달된 충돌에너지를 계산한다. 이 값과 선급(DNV-GL, 2013)에서 제시하고 있는 35 MJ과의 상관관계를 비교하는 절차로 수행하였다.

3.2 모델링 및 경계, 하중 조건

도출된 시나리오에 따라 레그 구조 강도를 검증하기 위해 상용 유한요소해석 코드(ANSYS, 2016;MSC Nastran, 2012)를 이용하여 해석을 수행하였다. 해석에 사용된 유한요소 개수 는 크기에 따른 수렴도 평가를 통하여 약 243,384개로 결정 하였다.

Fig. 8은 유한요소해석모델로 충돌 영역에 대한 두 가지 종류의 요소로 사용하여 모델링 수행하였다. 선각(Hull) 등의 판형 구조부재 및 세부적인 거동이 필요한 국부 레그 구조 는 3차원 쉘(shell) 요소와 1차원 형태 구조부재인 레그 구조 는 1차원 보(beam) 요소를 적용하여 효율적인 전선해석 및 국부 상세 해석모델을 구현하였다.

Fig. 9와 같이 전선해석모델에 대하여 선형해석을 통해 충 돌 조건(LC-01)에 대하여 해석 결과를 기반으로 충돌에 의한 횡 처짐이 발생하는 구간(7-bay)을 결정하였다. 1-bay는 Fig. 5 에서 나타내는 바와 같이 한 개의 레그 마디를 나타낸다.

국부 충돌해석용 상세모델은 최대 수심 조건인 70 m를 산 정하였고, 이 부위를 포함한 총 7개의 bay로 구성된 모델을 사용하여 선형 좌굴 해석과 비선형 붕괴 거동 해석을 수행 하였다. 이 분석을 통해 충돌 하중과 관련하여 각 부재의 붕 괴 모드 및 위치를 파악하였다.

WTIV 레그에 충돌 하중이 작용하는 조건에서의 주요 하 중은 최대 승강 하중(헐 자중 + 화물 하중 + 잉여하중) 이 압축 력으로 작용하는 조건 내에서 구현하였다. 헐 자중은 24,000 톤이고, 잉여하중은 각종 의장 장비, 기름, 밸러스트를 포함 하여 약 15 %인 3,600톤, 그리고 최대 적재할 수 있는 하중은 6,400톤으로 구성하였다.

3.3 레그 좌굴 강도평가

레그 구조에 충돌에 의한 압축 하중 작용 시, 좌굴에 대한 안전성 검토는 필수적이다. 사용된 레그 모델은 세장비가 100 이상인 파이프 연속구조의 특성이 있다.

본 연구에서는 압축 하중이 지배적인 하중 조건에 대해, 좌굴 해석의 결과와 오일러 좌굴 계산식에 따른 결과를 비 교하였다. 일반적으로 좌굴 평가는 이상적인 탄성 구조의 이론식을 이용하여 계산한다. 그러나 용접작업에 의해 필연 적으로 발생하게 되는 초기 처짐과 재료적인 비선형성으로 인해 이론적인 접근 방법과 실제 구조 응답과는 다를 수 있 으므로 수치해석 결과와 비교가 필수적이다.

충돌 하중 조건 LC-01과 03의 선형 탄성 해석의 결과는 좌굴모드 차이를 Fig. 10과 11에서 각각 나타내고 있다.

Chord 중심에 충돌에 의한 압축 하중이 작용하는 LC-01조 건에서는 수평 Brace가 하중을 대칭적으로 분산해주고 있으 며, 측면 30도에서 압축 하중이 전달될 경우 하중 방향과 일 치되는 부재에서 대부분의 압축 하중을 받고 있다. 따라서 좌굴 모드만 보더라도 LC-01조건이 보다 큰 좌굴 강도를 나 타낼 수 있음을 확인할 수 있다.

먼저 초기설계 시 간이해석 법으로 널리 활용되는 기둥의 좌굴하중(P_cr) 계산식은 주요 단면정보(I = 21300 cm⁴, L = 4.0 m), 재료 물성값(E = 206.0 GPa), 유효길이 계수(K = Hinged (1.0), Clamped (0.7))를 이용하여 좌굴하중을 추정하였다.

Fig. 12는 충돌시나리오에 따른 모드해석을 통하여 주요 고유치모드 5개를 도출하고, 고유치 좌굴하중과 이론식에 의한 값을 비교하였다. 1 모드는 진동수가 가장 낮은 값이 고, 5 모드는 가장 높은 값으로서 고차 모드로 갈수록 모드 형상은 복잡하게 나타난다. 저차 고유치가 해당 구조물의 지배적인 변형 및 붕괴 모드에 해당한다.

좌굴하중의 분포는 좌굴모드가 증가함에 따라 상당히 유 사한 패턴을 보여주고 있다. 레그는 단면계수가 다른 부재 의 조합으로 구성되어서, 충돌 위치 및 충돌 각도에 따라 좌 굴하중은 크게 변화한다. LC-01의 충돌 각도는 코드와 수평 방향으로 적용됨에 따라 뒷면 두 개의 브레이스가 지지하면 서 하중 분산이 잘 되는 것을 설명할 수 있다. 또한, 충돌 각 도 30도 조건인 LC-02, LC-03보다 좌굴하중이 더 크게 나타 남을 알 수 있다.

Fig. 12는 충돌시나리오(LC-01, 02, 03, 07, 08, 09)에서의 수 치해석을 통한 임계 좌굴하중 값과 오일러식에 의한 값을 비교하고 있다. 구조해석에 따른 분석 결과 “K” 유효길이 계 수가 0.7인 클램프 조건이 가장 유사한 패턴을 보이며, “K” 가 1.0인 힌지 조건일 때는 상당히 낮은 임계 좌굴하중 값을 보인다. 이 계수는 경계조건에 따른 지지조건을 구분하는 값으로 분류된다. 즉, 유한요소해석 결과보다는 약 180 % ~ 210 % 정도의 상당히 보수적인 결과를 보인다. 힌지 조인트 의 양단 조건은 실제 해석 결과와 달랐지만, 클램프 조인트 는 실제 해석 결과와 약 2 % ~ 8 % 차이가 있다. 이 차이는 코드의 큰 단면계수로 인하여 유효길이를 줄여주는 효과에 서 기인하는 것으로 설명할 수 있다.

앞서 유한요소해석 결과와 식(1) 좌굴식과의 결과를 분석 한 결과, 향후 삼각형 형태의 Leg 설계 시에서 Leg의 좌굴하 중을 산정할 때는, 보수적인 힌지 조건보다 20 % 정도의 안 전도를 포함한 클램프 조건으로 가정하여, 유효길이 계수 값인 “K = 0.7”을 사용하는 것이 유한요소 해석 결과 유사함 을 확인할 수 있었다.

따라서 해석 결과와 비교분석을 통하여 적합한 경계조건 계수인 K값을 클램프 조건에 대하여 1.2의 보정 계수를 도 출하였다. 따라서 삼각형 형태의 레그에 대한 좌굴하중은 다음과 같은 경험식(2)와 같이 표현할 수 있다.

향후 초기설계 시 삼각형 형태의 Leg의 좌굴 강도 (P_cr,Triangle) 계산에 활용 가능할 것으로 판단된다.

3.4 레그 비선형 붕괴 거동

충돌조건에 따른 Leg 구조 부재의 소성을 동반한 붕괴 거 동을 예측하기 위해 전체 조합된 12개의 하중 조건에 대해 비선형 시리즈해석을 수행하였다.

해석에 사용된 비선형 모델은 재료의 비선형은 완전탄소 성체 가정하여, 등방성 경화(Bilinear isotropic hardening) 모델 을 사용하였다. 해석모델은 탄성 해석 결과를 기반으로 충 돌 하중으로 인해 전체거동 영향이 충분히 적었기 때문에 국부적인 7-bay 모델만을 사용하였다.

기하학적 및 재료 비선형성을 고려하고, 해석제어 기법으 로는 복잡한 비선형 경로를 정확하게 추적하기 위하여 뉴튼 랍슨법(Newton-raphson)을 이용한 근삿값을 구하는 반복해법 에 해의 탐색은 호장증분법(Arc-length method)를 적용하였다. 호장증분법은 하중과 변위를 동시에 조절하는 변위법에 기 초한 하중증분법으로 최근 비선형해석에서 해의 수렴률이 우수성으로 관련된 수치해석법으로 널리 사용되고 있다.

Fig. 13은 LC-01 하중 조건에서 충돌 하중증가에 따른 최 대변위 관계를 나타내고 있다. 충돌 하중 30MN이상부터 소 성 영역이 발생하며, 최종강도 이후 완만한 기울기를 나타 낸다. 이러한 원인은 코드와 랙을 지지하고 있는 브레이스 에서 안정적으로 하중 분담을 해주기 때문이다.

Fig. 14는 LC-01 조건에서 Leg 흡수에너지 13.1 MJ과 27.0 MJ 에서의 등가 응력과 변형 형상이다. 최종강도까지의 흡수에 너지는 13.1 MJ이고, 최대변위(1,100 mm)까지는 흡수에너지는 23.7 MJ로 계산됐다.

초기항복은 충돌 위치에서 발생하고, 코드의 전 범위에서 재료의 항복 응력에 상응하는 응력이 발생하였다. 이후 하 중증가에 따라 브레이스의 하중 분담이 커지게 되면서, 항 복영역이 전파됨을 확인할 수 있다.

코드와 랙에 충돌하는 조건(LC 01-03)에서의 비선형 구조 거동은 거의 유사하게 발생하고 있으며 LC-04에서 가장 낮 은 최종강도 및 흡수에너지를 Fig. 15에 나타내고 있다. 충돌 되는 브레이스 이면에는 스팬 브레이커(span breaker)가 지지 가 되어 있으며, 이 부재의 단면계수는 브레이스 보다 작아 서, 스팬 브레이커에서 가장 먼저 붕괴한다. 이는 향후 구조 설계 시 단면계수 증가가 반영되어야 하는 중요한 사항으로 판단되어야 할 것이다.

Fig. 16에서는 충돌 조건(LC 07-12)에 따른 충돌 하중 및 변위 결과이다. 코드/랙 방향에 충돌한 경우에는 탄성 영역 을 지속해서 유지하다가 곧바로 초기항복이 발생하고, 이 시점 이후로 완전 소성 거동을 나타내고 있다. 브레이스 충 돌의 경우, 작용 하중 대비 발생 변위가 크게 발생하고 있으 며, 이는 구조 부재의 배치 및 거동이 충돌 위치에 따라 다 르기 때문이다.

각 하중 조건의 최종강도 시점에서의 하중 증가량에 따른 하중 값과 이때 발생한 변위 값이 구성하는 면적을 적분하 여, 흡수에너지를 Fig. 17에 나타내고 있다. 코드와 랙 위치 에 충돌이 되는 경우는 브레이스 부재에 충돌한 경우에 비 해 큰 흡수에너지를 나타내며, 수직 방향 충돌 위치는 지지 점의 중앙부에 충돌하는 GR-02 조건에서 더 큰 흡수에너지 를 나타낸다. 지지점에 직접 충돌하는 경우, 이면 구조에서 좌굴에 의한 면내 강성 감소가 먼저 발생하기 때문이다. 분 석된 해석 결과를 바탕으로 충돌 강도 설계 시 충돌조건의 변화에 따라 흡수에너지는 크게 변화하며, 선급(DNV-GL, 2013)의 요구 기준이 과다한 설계를 요구하고 있는 것을 확 인할 수 있다.

브레이스(Brace)의 구조설계 시 충돌조건을 기준으로 내 충돌 설계기준인 선급(DNV-GL, 2013)에서 언급하는 35 MJ을 만족할 수 없는 결과가 확인되었다. 따라서 레그 구조 보강 을 통한 잔류 충돌에너지 증가 방안에 대해서 설계와 생산 단계 대응은 크게 4가지로 분석할 수 있다.

따라서 현재의 충돌에너지 기준을 만족하기 위해서는 WTIV 전체에 대한 설계 변경, 이로 인한 장비 규격 제한 및 생산적 한계점을 극복해야하는 새로운 문제점이 발생하는 것으로 분석된다.

4. 결론 및 향후 연구과제

본 연구에서는 최신 사양을 갖춘 WTIV의 레그에 접안 선 박이 충돌하는 경우에 대한 좌굴 및 비선형 최종강도 해석 을 통한 레그 구조 안전성 검토를 다루고 있다. 레그 브레이 스 좌굴 강도를 추정하기 위하여, 고유치 좌굴 해석을 수행 하였으며, 기존 오일러 좌굴식에 보정 계수를 도입하여 간 략하게 좌굴하중을 예측할 수 있도록 제안하였다.

또한, 충돌조건별로 비선형 최종강도 시리즈해석을 수행 하여 PSA의 설계 요구치인 충돌에너지 35 MJ의 구조설계 기 준의 타당성을 다음과 같이 분석하였다.

향후 연구과제로서는 부재별로 소성을 고려한 붕괴 거동 평가식을 정식화하고, 이를 프로그래밍하여, 별도의 전문적 인 유한요소해석을 수행하지 않고도 설계안에 대한 구조 강 도 검토가 가능한 사용자 편의 프로그램을 개발하는 것이 며, 따라서 향후 연구에 본연구의 결과는 기초자료로 활용 이 될 것이다.