Estimation of Dynamic Characteristics of an Offshore Meteorological Tower using Ambient Measurements

상시계측을 통한 해상기상탑의 동적특성 평가

Abstract

In research conducted on a southwestern Korean offshore meteorological tower, acceleration datasets were gathered over half a year with time-history sensors. To enhance data credibility, a parallel measurement system was used for verification. A model of the tower was configured using beam elements, and with modifications accounting for added stiffness from auxiliary structures. Ground interactions were considered as calibrated springs based on soil layer properties. The tower's dynamic attributes and mass sensitivity were discerned using eigenvalue analysis. The structural natural frequency was consistent, with variations primarily due to new equipment adding approximately 1400 kgs. With free vibration damping assumptions, a damping ratio of roughly 1 % was derived.

기호설명

E : Young's Modulus

G : shear Modulus

ρ : density

ν : Poisson ratio

f_y : yield stress

1. 서론

기후변화와 에너지 확보를 위해 최근 신재생에너지 개발, 에너지 절약 및 효율 개선 등이 세계적으로 중요한 화두가 되고 있으며, 특히 신재생에너지원 중에서 해상풍력은 육상풍력에 비해 에너지밀도가 높고, 단지확장의 제약과 대형화에 유리하여 전 세계적으로 해상풍력단지 개발이 활발히 이루어지고 있다.

우리나라 서남해에 건설되는 해상풍력구조물은 낮은 수심을 고려하여 대부분 해저지반에 의해 지지되므로 부식, 조류, 파도, 지진과 같은 여러 요인으로 지지력의 변화가 발생할 수 있다. 해양 구조물은 운영기간동안 정기적으로 유지와 보수를 실시하고 있는데 이 과정의 중요한 목적 중 하나는 구조물과 지지조건의 변화를 평가하는 것이다. 이러한 상태 평가방법의 하나로 구조물의 동적특성을 사용할 수 있다.

구조물의 동적특성을 이용한 상태 평가는 육상구조물에 대해서는 비교적 널리 실시되는데 최근 철도 다수의 교각을 대상으로 충격진동시험을 수행하여 구조물의 지지조건을 평가한 연구가 수행되었다.[1] 충격진동을 이용한 동적특성의 측정은 주로 세굴에 취약한 얕은 기초를 대상으로 한다. 하지만 관입된 기초에 관련된 연구는 찾아보기 힘들다.

해양구조물의 경우에는 해상에서 가진이 쉽지 않기 때문에 주로 상시진동을 이용하여 구조물의 동적특성을 파악하는 것이 일반적이다.[2, 3] 하지만 운영 단계에서 구조적 열화의 영향을 결정하기 위해 현장 진동 응답을 측정하여 해양 구조물의 모니터링 및 평가 시스템에 대한 연구도 시도되고 있다.[4]

본 연구에서는 공용중인 해상기상탑의 고유진동수를 장기간에 걸쳐 계측하고, 지반을 포함하는 구조 해석을 수행하여 동적특성의 변화를 분석하였다. 본 연구의 대상인 세발기초를 가진 해상기상탑의 설계 및 설치에 대한 국내연구는 비교적 최근에 시작되었으며[5] 특히 연약해저지반에 적용되는 셕션버켓기초와 결합된 해상구조의 동적특성에 대한 연구는 찾아보기 힘들다. 본 연구에서는 해상에 설치된 세발지지구조의 동적특성을 상시계측 및 검증계측을 수행하여 시스템의 신뢰성을 검증하고 부가질량에 변화에 따른 동적특성의 변화를 파악고자 하였다.

2. 대상구조물

2.1 구조물

본 연구의 대상 구조물은 서남해의 해상풍력자원 측정을 위한 해상기상탑으로 해저면(평균해수면기준 –15.2 m)에 지지되고 탑정(평균해수면기준 +21.465 m)에 작업대가 설치된 세발지지(트라이포드, Tripod)형식의 구조물로서 기상관측장비 및 기타장비하중 등을 지지한다. 이들 장비들의 설치는 구조물이 완공된 후 순차적으로 이루어졌다.

대상구조물의 상부는 강관으로 구성된 세발지지구 조물(Fig. 1)로 그 개략적인 형상은 Fig. 2에서 보이는 바와 같다.[6] 이 구조물의 하단부는 버켓기초와 연결되는 세발지지구조를 형성하기 위하여 변당 2개의 강관이 주기둥에 부착되고 각 기초의 상부도 정삼각형의 각변을 이루도록 보강되었다. 이 구조물의 주기둥은 이러한 삼각형 보강부재와 연결되는 기둥의 형태로 구성되었으면 평균해수면위치에 선박의 접안을 위한 접안시설이 설치되어 있다. 접안시설의 상부에 나선형의 계단이 설치되어 계측장비가 설치되는 상부 작업대으로 접근할 수 있도록 되어 있다. 작업대의 상단에는 주기둥이 약 60 cm정도로 돌출되어 있고 여기에 상시 계측시스템의 센서가 설치되어 있다.

Fig. 1 Objective structure

Fig. 2 General dimension of object structure

2.2 지반과 기초

해상구조물을 지지하고 있는 지반은 서남해의 해저 지반으로 사질토와 점성토과 층상으로 퇴적되어 있고 전체적으로는 연약지반으로 분류된다. 깊이에 따른 지반의 전단강도(shear stiffness)는 현장실험자료[6]를 바탕으로 Fig. 3에 나타나 있다.

Fig. 3 Shear strength of site

이러한 지반에서 상부구조를 지지하기 위하여 석션파일(suction pile)를 이용한 버켓기초(bucket foundation)가 세발지지구조의 각 하부에 설치되었다. 각 버켓기초는 지름 6 m, 길이 8 m의 강판을 이용한 원통형구조로 상부에는 상부구조와의 강결을 위한 보강재와 시공을 위한 구조가 설치되어 있다.(Fig. 4)

Fig. 4 Dimension of bucket foundation

3. 해석모델의 작성

3.1 구조모델링

해상기상탑의 주부재는 강관으로 구성되었으며 재료의 물성치는 Table 1에 나타낸 것과 같은 값을 적용하였다. 본 연구에서 수행하는 해석의 범위는 주로 고유치해석에 국한되므로 구조물에 비선형거동이 발생하지 않는 것으로 가정하여 선형해석으로 한정하였다. 해석프로그램으로는 ABAQUS[7]가 사용되었다.

Table 1 Material properties of structure

해석모델중 상부에 해당하는 부분은 보요소로 모델링되었으며 기초는 다음 절에서 언급하는 방법에 의하여 지반스프링의 강성을 산정하여 스프링으로 고려하였다. 구조물의 각 부분에 구조적인 강성을 갖지 않는 부착물들은 부가질량으로 고려되었다.

해석구조물의 주부재는 대칭단면을 가진 원형강관이므로 양방향중립축에 대하여 대칭인 강성을 가진다. 하지만 Fig. 2에서 보이듯이 주기둥의 중앙부에는 관리선박의 접안과 유지관리인력의 이동이 가능하도록 접안시설(boat landing)이 부착되어 있다. 이 접안시설의 단면은 Fig. 5에서 보이듯이 주기중의 외측으로 이격되어 추가적인 강관이 설치되므로 이 접안시설과이 합성단면을 가정하면 직교하는 방향과 다른 거동을 보일 것으로 판단되므로 이를 고려하여 보요소의 강도(stiffness)를 산정하였다. 전체 구조물에서 접안시설의 직각인 방향을 x방향, 접안시설이 돌출한 방향으로 y방향, 수직방향을 z방향으로 가정하였다.

Fig. 5 Section of boat landing

3.2 기초의 모델링

해당구조물의 기초는 앞에서 언급한 바와 같이 셕션파일로 이루어진 버켓기초이다. 기초가 구조물의 경계조건으로 작용할 때 지반과 구조물의 강도(stiffness)가 동시에 고려되어야 한다. 이를 위하여 버켓기초와 주변지반을 모델링하고, 단위하중을 가하여 얻어지는 변위로부터 경계조건의 기초의 강도를 산정하여 스프링경계조건으로 모델링을 수행하였다.

지반스프링의 강도산정을 위한 해석모델은 Fig. 6에 나타내었다. 지반은 고체요소로 모델링하고 지반에 관입되어 있는 버켓기초는 쉘요소로 모델링하였다. 지반은 깊이 따라 다른 강도를 가지고 있기 때문에 지반을 구성하는 고체요소들의 물성치는 깊이에 따른 전단강도의 변화를 고려하여 산정하였다. 해석프로그램으로 는 ABAQUS[7]를 사용하였다.

Fig. 6 Deformation of foundation by horizontal unit load

모델링된 지반영역은 수평방향으로 버켓기초의 반지름의 3배에 해당하는 영역이고 수직방향으로는 버켓 기초길이의 2배 영역까지이다. 이 모델의 외측은 고정인 것으로 가정하였다.

지반에 관입된 버켓기초는 상부구조물과 동일한 강재로 모델링하였고 주변의 지반과 버켓기초와의 분리를 발생하지 않는 것으로 가정하였다.

이러한 기초모델에서 버켓기초의 중심에 크기가 1N인 하중을 작용시키고(Fig. 6) 이 때 발생하는 하중작용점 변위의 역수를 지반스프링의 강도로 사용하였다. 수평 두 방향의 스프링 강도는 동일한 값을 사용하였고 수직방향의 강도는 동일한 하중을 수직방향으로 작용시켜 얻었다. 이와 같은 과정으로 얻어진 지반스프링의 강도는 Table 2에 나타난 바와 같다.

Table 2 Stiffness of soil spring

3.3 고유치해석

작성된 해석모델에 대해 고유치해석을 수행하여 구조물의 동적특성을 파악하였다. 기본 진동모드의 형상은 수평방향 휨거동으로 나타나고(Fig. 7) 이 거동은2개씩 짝으로 나타난다. 따라서 얻어진 고유진동수의 처음 두 진동모드는 수평방향 휨으로 나타나고 3차 진동모드는 지반스프링을 포함하는 비틀림 거동으로 나타났다. 이후에 고차의 휨모드가 짝으로 반복되고 6차 이상의 모드는 모두 10 Hz이상의 진동수를 보인다. 수직방향모드는 11차모드에 나타난다. 따라서 본 연구에서 검토하는 실제 구조물의 동적특성파악의 대상은 기본 진동모드인 1, 2차 모드이다. 이 모드는 동일한 휨모드로 접안시설의 휨강도에 의하여 명확하게 분리되는 것으로 나타난다.

Fig. 7 Deformation of the first vibration mode

구조물에 부가된 질량의 영향을 파악하기 위하여 후술되는 검증계측에서 얻어진 고유진동수에 대하여 구조모델을 조정하였다. 계측시 추가되는 질량은 계측인원과 장비등으로, 1, 2차 계측에는 220 kg, 3차계측시에는 610 kg으로 추정되었다. 이러한 부가질량의 변화를 고려하여 1, 2차 계측에서 얻어진 1, 2차 모드와 가장 근접한 값을 갖도록 해석모델을 조정하였다. Table 3에 이러한 부가질량의 변화에 따른 1, 2차 진동모드의 고유진동수를 정리하였다.

Table 3 Natural Frequencies of analysis models as added mass

4. 동적특성의 계측

4.1 상시계측

상시계측은 구조물의 시공시 설치되었던 가속도계를 이용하여 수행하였다. 상시계측에 사용된 가속도계는 3축가속도계이며 하루에 2~6회 자동계측을 수행하였다. 본 연구에 사용된 계측기간은 설치후 6개월간이다. 각 계측의 조건은 다음과 같다.

- 3축 가속도 계측

- sampling rate 100 Hz

- 계측시간 40초

Fig. 8에 상시계측에 의해 얻어진 가속도 시간이력의 예를 보였다. 가속도 시간이력은 상대적으로 낮은 해상도의 응답값을 보이고 있다. 가속도의 방향은 X, Y방향이 수평방향이고 Z 방향이 수직방향으로 설정되어 있다.

Fig. 8 A example of acceleration time history obtained by ambient measurement

4.2 검증계측

검증계측은 상시계측을 보정하고 보다 정확한 구조물의 동적특성을 파악하기 위하여 주기적으로 해상구조물을 3회 방문하여 실시하였다. 각 계측의 조건은 다음과 같다.

- 3축가속도계측

- Sampling rate 150 Hz

- 계측시간 300초

가속도계는 구조물의 정점으로부터 접안시설의 상부까지 4개를 동일한 간격으로 설치하여 계측망을 구성하였다. 그러나 얻어진 응답을 분석한 결과 계측망이 상대적으로 구조물의 상단부에 집중적으로 배치한 결과를 초래하여 각 가속도계에서 거의 동일한 응답을 얻었다. 따라서 본 논문에서는 최상단에 위치한 가속도계의 응답을 이용하여 구조물의 동적특성을 분석하였다. 이 위치는 상시계측용 가속도계가 설치된 위치와 동일하다.

가속도계의 Y축 방향은 수직방향이고 X 및 Z 방향은 수평이다. 따라서 동적특성을 평가할 때 Y 방향을 무시하고 X, Z 방향만 고려한다. 상시계측과 비교하여 상대적으로 해상도가 크고 sampling rate나 계측시간을 크게하여 정확도를 높이고자 하였다. Fig. 9에서 검증계측에서 얻어진 가속도 시간이력의 일부를 보여주고 있다.

Fig. 9 A example of acceleration time history (verification measurement)​​​​​​​

4.3 가진계측

상시계측과 검증계측 모두 상시진동을 이용한 계측이기 때문에 구조물의 진동에너지가 작다. 이러한 작은 응답에 대한 부정확성을 극복하고 구조물의 감쇠비를 평가하기 위하여 가진계측을 수행하였다. 가진방법은 충격해머와 선박을 이용하였다. 계측조건은 검증계측과 동일하고 가진에 의한 응답이 충분히 사라지는 시점까지 계측하였다. 충격위치는 해머의 경우 하부작업대위치의 주기둥을 가격하였고, 선박의 경우에는 접안시설부분을 충격하였다. 해머에 의한 충격에서는 충돌에너지가 부족하여 구조물의 전체적인 진동을 얻지 못하였다. 따라서 상대적으로 충격에너지가 큰 선박충돌에 대한 구조물의 응답을 분석하여 구조물의 동적특성을 파악하였다. Fig. 10은 선박충돌에 의한 가진에서 얻어진 가속도시간이력의 예를 보여주고 있다.

Fig. 10 A example of acceleration time history obtained by ship impact​​​​​​​

5. 계측결과의 분석

5.1 상시계측과 검증계측의 검증

계측결과는 가속도 시간이력은 FFT(Fast Fourier Transform)처리하여 진동수 영역의 스펙트럼을 구하고 첨두값의 진동수를 산정하였다. 이 과정에서 신호잡음의 영향을 최소화하기 위하여 상시계측에서 초기0.2 Hz까지의 진동수영역은 제외하고 10 Hz까지의 진동수 영역에서 응답을 산정하였다. 검증계측에서도 동일하게 최대 10 Hz까지의 영역에서의 응답을 산출하였다. 대표적인 응답처리 결과는 Fig. 11에서 보이는 바와 같다.

Fig. 11 FFT spectra of measured acceleration

두 계측결과모두 해석모델에서 얻어진 1차 휨진동 모드에 해당하는 진동수 쌍에서 응답이 크게 발생하였고 다른 진동모드에서의 응답은 관측되지 않았다. 이는 계측의 위치가 상부이기 때문에 다른 진동모드에 해당하는 응답이 발현하기 어려운 조건 때문인 것으로 판단되었다. 상시계측과 검증계측에서 얻어진 진동수는 Table 4에서 비교하였다. 검증계측시 추가된 부가질량의 영향을 해석모델을 이용하여 보정하고 비교한 결과 검증계측이 1, 2차 모드에서 각각 0.005 Hz, 0.014 Hz정도 높은 결과를 나타내지만 두 계측에서 얻어진 구조물의 동적특성은 계측의 해상도나 현장의 여건을 고려할 때 충분히 일치하는 것으로 판단하였다.

Table 4 Frequencies comparison

* corrected for added mass using analysis model

5.2 시간에 따른 동적특성의 변화

상시계측결과 중 매일 자정에 계측되는 결과에 대하여 FFT분석을 수행하고 각 진동모드에 해당하는 진동수의 변화를 분석하였다. Fig. 12은 그 결과를 도시한 것이다. 이에 따르면 대상구조물의 휨진동모드에 해당하는 진동수는 일별로 큰 진폭을 보인다. 하지만 일정기간을 평균한 진동수는 검증계측에서 얻었던 결과와 합치하는 것으로 판단되었다. 또한 평균값을 기준으로 진동하는 경향을 보여주고 있어서 구조물의 동적인 특성은 변화하지 않는 것으로 판단하였다. 다만 계측 시작 후 50일경에 약 0.035 Hz의 평균 진동수값의 변화가 관찰되었다.

Fig. 12 Peak frequency changes of ambient measurement​​​​​​​

관리주체에게 확인한 결과 해당일에 추가적인 장비설치작업이 진행되었고, 따라서 이러한 진동수의 변화는 추가된 장비의 질량에 의해서 발생한 것으로 판단된다. 최초의 검증계측은 진동수 변화가 발생한 이후에 실시되어 이와 같은 진동수 변화전의 구조물에 대한 검증은 실시되지 않았다. 하지만 구조적인 복잡성이 크지 않고 추가된 질량에 의해서 구조물의 거동양상이 변화되지 않을 것으로 추정되어 앞 절에서 수행했던검증계측의 유효성은 유지되는 것으로 판단하였다.

해석모델의 의거하여 0.035 Hz의 진동수 변화가 발생하는 조건을 산정한 결과 1400 kg의 부가질량이 이시점에 구조물에 추가된 것으로 계산되었다.(Table 3)

5.3 감쇠비의 산정

충격하중에 의한 응답의 자유진동시 지수감쇠거동을 분석하여 구조물의 감쇠비를 산정하였다. 본 연구의 계측에서 얻은 구조물의 응답은 가속도응답이므로 이를 수치적분을 통해 변위응답으로 변환하여 감쇠비를 산정하였다. 가속도를 변위로 변환하는 과정에서 수치적분에 의한 편향이 발생하기 때문에 편향을 제거하기 위하여 이동평균을 이용하여 기저선 보정(baseline correction)을 수행하였다. 이동 평균을 이용한 기저선 보정을 다음과 같이 나타낼 수 있다.

\(\begin{align}y(n)=\frac{1}{M} \sum_{k=0}^{M-1} x(n-k)\end{align}\)       (1)

여기서 x는 원 데이터, y는 기저선 보정된 데이터, M은 이동 평균 윈도우 크기이다. 이동 평균은 원 데이터의 각 점 x(n)에 대해 M개의 이전 데이터 값을 평균하여 기저선 y(n)을 추정하고, 이를 원 데이터에서 빼주어 자료를 보정하고 이 자료를 이용하여 수치적분을 수행한다. 본 연구에서는 윈도우의 크기 M은 50으로 가정하였다.

수치적분을 수행한 후 얻어진 변위시간이력에서 첨두값을 찾고 이 첨두값에 대해 지수감쇠를 가정하여 감쇠비를 구하였다. 다만 단속적으로 계측되는 자료의 특성상 계측시점이 항상 첨두값인 경우를 기대하기 어려우므로 계측된 첨두값과 전후에서 동일한 시간간격을 가진 두 점을 이용하여 이차함수를 구성하고 이 이차함수의 극값을 첨두값으로 사용하였다.

이러한 결과 얻어진 지수감쇠 변위곡선은 Fig.13에서 보이는 바와 같다. 분석결과 해당 구조물의 감쇠비는 약 1 %로 추정되었다.

Fig. 13 Peak frequency changes of ambient measurement​​​​​​​

6. 결론

본 논문에서는 서남해에 설치된 해상기상탑에 대하여 상시계측과 구조모델링을 수행하여 구조물의 동특성을 평가하는 과정을 서술하였다. 그 결과 다음과 같은 결론을 얻었다.

1) 검증계측을 통해서 상시계측자료를 검증한 결과 잘 일치되는 결과를 얻었다.

2) 지반을 포함한 구조모델링을 수행결과 부속시설(접안시설)에 의한 강성이 큰 영향을 미치는 것으로 나타났다.

3) 대상구조물은 6개월간의 계측기간중 질량변동에 의한 변화를 제외하고 고유진동수의 변화를 보이지 않아 구조시스템의 건전성이 유지된 것으로 판단되었다.

4) 작성된 구조모델을 이용한 부가질량의 영향을 평가한 결과 고유진동수의 변화를 발생시킨 질량는 약 1400 kg으로 추정되었다.

5) 선박에 의한 강제가진 후 자유진동에 의한 지수감쇠를 이용하여 구조물의 감쇠비를 약 1 %로 추정하였다.

후기

본 과제(결과물)는 2023년도 교육부의 재원으로 한국연구재단의 지원을 받아 수행된 지자체-대학 협력기반 지역혁신 사업의 결과입니다. (2021RIS-002)