해양에서 채굴한 대량의 유체류 천연자원들을 연속/안정적으로 육지로 수송하기 위하여 선박보다 해저면에 파이프라인을 설치하여 이용하는 경우가 증가하고 있다. 그리고 유체류의 국내·외적인 물류망이 파이프라인을 통해 구축되어 있으며, 상당한 구간이 해저에 존재한다. 또한 정보화 시대에 발맞추어 각종 통신 케이블들이 육지/국가/대륙을 연결하고 있는 실정이다.

이와 같은 해저에 설치된 파이프라인이 제구실하기 위해서는 파이프라인이 재료 및 구조적으로 안정해야 한다. 그리고 거칠고 역동적인 해양의 물리력의 작용 하에서도 안전하게 수송임무를 완수하여야 한다. 이 다양한 해양물리력은 해저파이프라인에 직접적인 피해를 가하기보다는 저면의 세굴을 유발시킨다. 이 영향으로 파이프라인에는 자중과 유체력에 의해 인장 또는 압축응력이 발생하여 구조적으로 불안정한 상태에 놓이게 될 수 있다.

따라서 안정적으로 해저파이프라인이 유체류를 수송하기 위해서는 재료 및 구조적인 안정성도 매우 중요하지만, 다양한 형태의 해양물리력(파랑, 조류, 해류 등)으로부터 안전하게 파이프를 보호하여야 할 것이다. 이에 해저지반을 굴착하여 파이프라인을 매설하는 트렌칭·백필링(Trenching and backfilling)의 매설공법이 많이 적용되고 있다. 하지만 대규모의 공사에서는 중장비의 투입이 가능하기 때문에 시간과 경제적인 측면이 극복될 수 있지만, 소규모의 설치공사에서는 막대한 비용과 시간을 감당할 여력이 부족하다. 따라서 매설방식이 아닌 콘크리트 덮개나 보호블록을 이용하는 피복형인 비매설 방식이 적용되기도 한다. 이와 같은 일반적인 세굴방지공법은 공기가 길어지게 되고, 공사비가 만만치 않으며, 추가적인 유지보수비용이 발생할 우려가 있다.

과거부터 해양물리력(파랑, 흐름)에 의한 파이프라인 주변의 유동/와동(Liang and Cheng, 2005; Kazeminezhad, 2013), 지반 거동(Hur et al., 2007) 그리고 저면의 세굴현상(Beek and Wind, 1990; Zamankhan, 2009)에 관한 많은 연구들이 수행되었다. 한편 Hulsbergen(1984)은 추가적인 세굴방지공법을 적용하지 않고, 파이프라인이 스스로 해저지반에 매설되는 스포일러 부착형 파이프라인을 고안하였다. 이것을 기반으로 Submarine Pipeline Spoiler사는 1989년 처음으로 북해에 스포일러 부착형 해저파이프라인을 설치하였다(Hulsbergen and Bijker, 1989). Fig. 1과 같은 스포일러 부착형 파이프라인은 추가적인 세굴방 지공법을 필요로 하지 않아 시간과 비용측면에서 매우 유리하다. 하지만 점성토 또는 사질토로 구성된 특정한 해저지반 환경에서만 자가매설 기능이 발휘된다는 단점을 가지고 있다.

그 후부터 많은 연구들이 수행되었으며, 대부분의 연구들은 스포일러에 의한 파이프라인 저면의 세굴 특성(Chiew, 1993; Zhao and Wang, 2009; Yang et al., 2012; Zhu et al., 2013) 그리고 주변의 유동 및 와동특성(Cheng and Chew, 2003; Oner, 2010; Han, 2012)에 관하여 논의하였다. 그리고 스포일러 부착에 따른 파이프라인 주변의 압력장 그리고 유체력(Barendse, 1988; Bakhtiary and Zeinali, 2008)에 관한 연구가 진행되었다. 이 연구들은 자가매설되는 해저파이프라인의 스포일러 기능을 명확하게 정의하지 못하고 있다. 최근 Lee et al.(2016)은 스포일러 부착형 해저파이프라인의 자가매설 원리를 수치적으로 분석 하였다. 스포일러로 인해 파이프 주변의 유동/와동현상이 강하게 발생하여 저면의 세굴을 유발시키고, 상하 비대칭적 구조의 압력장에 의해 하향력이 발생하였다. 이 두 가지의 원인이 복합적으로 작용하여 파이프라인이 스스로 매설된다고 보고하였다. 그러나 이 결과는 수중의 파이프라인을 대상으로 하였기 때문에 유체-파이프-해저지반의 비선형적인 상호작용에 의한 자가 매설 원리라 보기에는 부족함이 있다.

본 연구에서는 해저지반에 설치된 스포일러 부착형 파이프라인의 자가매설 원리를 분석하기 위하여 PBM(Porous body model)기반의 N-S(Navier-Stokes) Solver를 이용하여 유체해석을 수행한다. 그리고 스포일러 유무에 따른 유체-파이프-해저지반의 비선형 상호간섭에 의한 수리특성(유동, 와동, 압력)을 분석하고, 이것으로부터 자가매설 기능을 분석한다. 나아가 스포일러에 제원 및 배치에 따른 수리특성을 수치적으로 조사하여 자가매설에 유리한 스포일러의 제원 및 배치에 관하여 논의한다.

본 연구에서는 해저지반에 설치된 스포일러 부착형 해저파이프라인의 자가매설 기능을 수치적으로 분석하기 위하여 Hur et al.(2011)이 개발한 고정도의 2차원 파동장 모델을 기반으로 유체역학적 정도를 향상시킨 LES-WASS-2D(Lee et al., 2016)를 이용한다. 이 LES-WASS-2D는 PBM 기반의 단면 N-S solver로서 투과성 매체의 특성(입경, 공극, 형상 등)에 반영한 유체저항(관성, 난류, 층류)에 의한 에너지소산을 추정할 수 있다. 그리고 SGS(sub-gride scale)의 난류영역까지 직접고려하기 위하여 LES(large eddy simulation; Smagorinsky, 1963)기법을 기초하여 동적 와동 점성모델(Germano et al., 1991; Lilly, 1992)을 적용한다. 또한 자유수면의 표면장력을 추정하기 위하여 CSF(Continuum surface force)모델(Brackbill et al., 1992)을 이용하고 있다.

지배방정식은 2차원 비압축성의 점성유체를 고려한다. 그리고 무반사로 흐름/파랑을 발생시킬 수 있는 소스항이 포함된 연속방정식 (1) 그리고 투과성 매체 내부의 유체저항을 도입하여 수정된 Navier-Stokes 운동방정식 (2)로 구성된다.

여기서 v_i는 x, z방향의 유속, q^*는 소스의 유량밀도, γ_v는 체적 공극률, γ_i는 x, z방향의 면적 공극률, t는 시간, ρ는 유체의 밀도, p는 압력, ν_T는 유체의 동점성계수(ν)와 와동점성계수(ν_t)의 합이다. 는 변형률속도텐서, S_i는 CSF(Continuum surface force)모델을 기반의 표면장력항, Q_i는 흐름 또는 파랑의 소스항, R_i는 투과성 매체에 의한 유체저항항, g_i는 중력가속도항, E_i는 에너지 감쇠항이다.

VOF(Volume of fluid)함수 F는 각 격자에서 유체가 차지하고 있는 체적비로서 연속방정식 (1)에 비압축성 유체에 대한 가정과 PBM(Porous body model)에 기초한 VOF함수를 적용하여 유체의 보존형식으로 나타내면 식 (3)과 같다.

투과성 매체에 의한 유체저항(R_i)은 식 (4)와 같다. 여기서 식 (5)는 Liu and Masliyah(1999)의 층류저항, 식 (6)은 Ergun (1952)의 난류저항, 식 (7)은 Sakakiyama and Kajima(1992)의 관성저항에 관한 실험식을 각각 나타낸다.

여기서 D₅₀은 투과매체의 평균입경, C_L는 층류저항계수, C_T는 난류저항계수, C_M은 관성저항계수를 의미한다.

나머지 상세한 수치해석방법은 Hur et al.(2011) 그리고 개량된 Lee et al.(2016)을 참고하기 바란다.

수치모델 LES-WASS-2D를 검증하기 위하여 PIV(Particle image velocimetry)시스템을 적용한 Oner(2010)의 수리모형실험결과와 비교·분석한다. Fig. 2는 Oner(2010)의 실험조건을 기반으로 구성한 수치수조로서 해석영역의 수심은 32cm 이고, 길이 1cm의 스포일러가 부착된 직경 5cm의 파이프라인이 바닥으로부터 0.5cm 떨어진 지점에 설치된다. 그리고 반사를 최소화하기 위하여 양측에는 부가감쇠영역과 그 끝에는 개경계조건(Open boundary)를 고려하고, 해석영역의 시작지점에 흐름소스를 배치한다. 여기서 검증을 위한 수치계산의 입사유속(V₀)은 19cm/s, 계산격자크기 (Δ_x, Δ_z)는 0.5mm 그리고 계산시간간격(Δ_t)은 1/2000초를 적용한다.

Fig. 3은 정상상태의 유동장에서 취득한 패턴평균유속을 입사유속 19cm/s로 무차원하여 나타낸 것으로 원()은 실험결과, 실선(―)은 계산결과이다. 여기서 (a)는 스포일러가 없는 경우, (b)는 스포일러가 존재하는 경우이다. 그리고 유속의 측정단면은 Fig. 4와 같다.

Fig. 3으로부터 시뮬레이션에서 측정된 유속이 Oner(2010)이 실험에서 측정한 유속을 스포일러가 없는 경우에서는 조금 과소평가 그리고 스포일러가 부착된 경우에서는 조금 과대평가하는 경향을 나타내고 있다. 하지만 전체적으로 해저파이프 주변의 수평유속을 잘 재현하고 있는 것으로 판단된다. 특히 계산결과가 스포일러 부착 유무에 따라 측정단면에서 최대수평유속이 발생하는 수심지점을 거의 정확하게 나타내고 있다. 이것은 본 연구에서 이용하는 LES-WASS-2D가 고정도의 수치모델임을 입증하는 것으로 수치시뮬레이션결과의 타당성 및 유효성이 확보되었다고 할 수 있다.

유체-파이프-해저지반의 비선형 상호작용에 의한 스포일러 부착형 해저파이프라인의 자가매설 기능을 수치적으로 분석하기 위하여 Fig. 5와 같은 수치수조를 구성한다. 수치수조에는 20cm 두께의 해저지반과 직경(D) 5cm의 파이프라인 그리고 30cm의 수심으로 구성된다. 여기서 계산의 편의를 도모하기 위하여 파이프라인을 해저지반과 2mm의 간격을 두고 배치한다. 흐름에 의한 수치수조의 교란을 방지하기 위해 양쪽 경계에는 개경계조건 그리고 전면에는 부가감쇠영역을 구성한다. 그리고 해석영역은 수평/수직방향의 계산격자((Δ_x, Δ_z)를 2mm로 분할하고, 1/1000초의 계산간격(Δ_t)으로 수치시뮬레이션을 수행한다.

Fig. 6은 파이프에 부착되는 두께 2mm의 스포일러 제원 및 배치를 도시한 것이며, (a)는 스포일러 길이(S), (b)는 스포일러의 배치각 (α_S)을 나타낸다. Table 1은 스포일러의 제원과 배치 그리고 입사 유속(V_C)에 관한 실험조건이며, 총 13 경우에 대해 수치시뮬레이션을 수행한다. 여기서 입사유속(V_C)은 15~60cm/s, 파이프 직경과 스포일러 길이와의 비(S/D)는 0~0.5, 스포일러의 배치각(α_S)은 −30 ~ +30°(−는 반시계 방향, +는 시계방향) 그리고 해저파이프 직경에 대한 레이놀즈수(Re_D)는 7,430~29,700이다.

3.1.1 유동장과 와동장

Fig. 7과 8로부터 입사유속(V_C) 및 레이놀즈수(Re_D)가 증가할수록 파이프라인의 상하로 빠져나가는 유속이 크게 증가하여 배후에서는 후류의 영향으로 강한 와도가 형성되는 것을 알 수 있다. 그리고 좁은 파이프 저면을 빠져나가는 빠른 흐름에 의해 해저지반의 안팎에서 강한 와도가 발생한다. 또한 파이프 전면에서는 파이프에 의한 흐름 저항으로 인하여 와동이 형성되는 것을 확인할 수 있다. 이와 같은 현상은 스포일러가 부착된 Fig. 8에서는 투영 단면적이 증가하기 때문에 상하로 빠져나가는 유속이 커짐으로 더욱 격렬하게 나타난다. 게다가 와동과 유동장의 구조가 스포일러의 영향으로 상하 비대칭성이 크게 증가하고, V_C과 Re_D가 커질수록 심화되는 것을 알 수 있다. 이것은 유체-파이프-해저지반의 비선형 상호간섭에 의해 발생되는 수리특성은 저면의 세굴을 유발시킴과 더불어 파이프에 작용하는 유체력에 큰 영향을 미칠 것으로 사료된다.

Fig. 9에 나타낸 평균와도는 Fig. 10과 같이 파이프 아래의 전면과 후면 영역에서 측정한 와도를 공간 평균한 것이다. 그래프에서 횡축은 파이프 직경에 대한 레이놀즈수(Re_D), 종축은 평균 와도 (ω_xz)이다. 그리고 (a)는 스포일러가 없는 경우, (b)는 스포일러의 길이가 2.5cm의 결과이다. 여기서 원()은 전면, 삼각형()은 후면의 평균와도를 나타낸다.

Fig. 9로부터 전체적으로 Re_D가 증가할수록 파이프 아래의 전·후면의 와도가 강하게 발생하며, 스포일러가 없는 (a)의 경우보다 스포일러가 부착된 (b)의 경우가 더욱 강한 와도가 형성되는 것을 확인할 수 있다. 이 같은 와동현상은 해저지반에 설치된 파이프라인 저면의 세굴을 유발시키는 매개가 되며, 스포일러의 부착은 세굴의 정도를 증가시킬 것으로 판단된다. 게다가 Lee et al.(2016)에서는 크게 나타나지 않던 전면의 평균와도가 강하게 형성되며, 전술한 바와 같이 파이프라인이 해저지반에 놓일 경우에 배후로 빠져나가기 위한 저항이 증가하기 때문이다. 이 와동구조는 파이프라인 전면의 세굴을 심화시킬 것으로 사료된다.

이상의 유동 및 와동장에 관한 수리현상은 스포일러 부착형 파이프라인의 자가매설에 관한 주요한 하나의 원인으로 볼 수 있다.

3.1.2 압력장과 작용력

Fig. 11과 12는 입사유속(V_C)에 따른 패턴평균 동압력장을 나타내며, Fig. 11은 스포일러를 부착하지 않은 경우 그리고 Fig. 12는 2.5cm(S/D=0.5)의 스포일러가 수직 (α_S =0°)으로 부착한 경우이다. 여기서 패턴평균 동압력은 정상상태에서 반복되는 패턴주기에 대하여 시간 평균한다. 그리고 입사유속(V_C)은 (a) 15cm/s, (b) 30cm/s, (c) 45cm/s 그리고 (d) 60cm/s이고, 파이프 직경(D)에 대한 각각의 레이놀즈수(Re_D)는 각각 7,430, 14,850, 22,280, 29,700이다. 여기서 파란색 계열은 정수압보다 낮은 −압력 그리고 붉은색 계열은 정수압보다 +압력을 의미한다.

Fig. 11과 12의 V_C와 Re_D에 따른 전체적인 압력분포를 이해하기 위해서는 Fig. 6과 Fig. 7의 평균패턴 와동/유동장과 함께 고찰하여야 한다. Fig. 11로부터 V_C와 Re_D가 증가할수록 전면에서는 파이프에 의한 유체저항이 커져 동압력이 증가하는 경향을 나타내고 배후에서는 강한 와동현상(Fig. 6 참고)이 압력을 저하시키기 때문에 동압력이 감소하는 현상을 보인다. 여기에 Fig. 12와 같이 스포일러가 부착될 경우, Fig. 7에서 확인한 바와 같이 투영 단면적 증가로 인해 더욱 큰 유속이 파이프 상하로 빠져나가고, 그로 인해 강한 와동이 주변에 형성되었다. 이 영향으로 파이프 배후의 동압력 및 그 해저지반의 간극동수압까지 저하된다. 또한 파이프와 스포일러의 접합부의 흐름 저항이 크기 때문에 동압력이 크게 증가하는 것을 확인할 수 있다. Lee et al.(2016)이 논의한 것과 같이 상하 비대칭적인 압력장이 형성되며, 본 연구와 같이 해저지반에 파이프라인이 설치될 경우 더욱 더 큰 비대칭성을 나타낸다. 이 비대칭적인 동압력 구조는 파이프라인에 작용하는 하향력을 더욱 발달시킬 것으로 생각된다.

Fig. 13은 파이프 직경(D)에 대한 레이놀즈수(Re_D)에 따른 파이프라인에 직접 작용하는 연직방향의 패턴평균 유체력(F_Z)을 산정한 것으로 원()은 스포일러가 없는 파이프라인의 경우 그리고 삼각형()은 S/D=0.5, α_S =0°의 스포일러가 부착된 경우이다. 여기서 횡축과 종축은 Re_D과 F_Z이다.

Fig. 13로부터 앞서 논의한 Fig. 11과 12에 의하면, 파이프라인에 스포일러가 존재할 경우에 상하 비대칭적인 패턴평균 동압력장이 발달하고, Re_D가 커질수록 비대칭성이 증가하였다. 그래프로부터 알 수 있듯이 스포일러가 설치되지 않은 파이프라인()에 작용하는 패턴평균 연직력은 Re_D 증가에 대해 미미한 하향력 변화를 나타내고 있다. 그러나 스포일러가 부착된 상태()에서는 Re_D가 커질수록 하향력이 더욱 강해지는 것을 알 수 있다. 또한 동일한 시뮬레이션 조건에서 파이프라인을 수중에 설치한 경우(Lee et al., 2016)보다 더 큰 하향력이 발생하며, 이것은 패턴평균 동압력장의 비대칭성이 Lee et al.(2016)보다 크기 때문이다.

유동/와동장 결과와 함께 검토하면, 유체력은 전술한 세굴 유발현상과 함께 스포일러 부착형 파이프라인을 스스로 매설시키는 주된 원인으로 판단된다.

3.2.1 저면의 와동특성

Fig. 14는 Fig. 10과 같이 저면의 전면과 후면을 공간 평균하여 나타낸 평균와도이며, 원()은 전면, 삼각형()은 후면의 평균값이다. 여기서 횡축은 스포일러의 길이와 파이프 직경과의 비(S/D) 그리고 종축은 평균와도(ω_xz)를 각각 나타낸다.

Fig. 14로부터 S/D가 커질수록 파이프 저면의 평균와도가 크게 증가하며, 전면보다 후면의 평균와도가 후류의 영향으로 큰 값을 가지는 것을 알 수 있다. 그리고 전면에서는 S/D가 커질수록 흐름 저항이 증가하고, 이로 인해 발생한 와류의 영향으로 설명될 수 있다. 이와 같은 와동구조는 파이프 저면의 전·후면에서 세굴을 유발시킬 것이고, S/D가 커질수록(스포일러 길이가 길어질수록) 세굴은 가속화되어 파이프라인이 자가매설 되는데 유리하게 작용할 것으로 판단된다.

3.2.2 연직 유체력

Fig. 15는 스포일러의 길이와 파이프 직경과의 비(S/D)에 따른 연직방향의 패턴평균 유체력(F_Z)으로 원()은 입사흐름(V_C) 45cm/s, Re_D = 22,280, 스포일러의 배치각 (α_S)은 0°의 경우를 나타낸다. 그리고 횡축은 S/D 그리고 종축은 F_Z를 각각 나타낸다.

Fig. 15로부터 상하 비대칭의 평균패턴 동압력장의 영향으로 파이프에 작용하는 패턴평균 하향력이 S/D가 증가할수록 강해지는 경향을 보인다. 여기에서 나타나는 하향력 역시 파이프라인이 자가매설 시키는데 큰 영향을 미칠 것으로 판단된다.

이상의 스포일러 길이에 대한 논의에 근거하여 스포일러 길이가 길어질수록 자가매설에 유리한 수리특성이 나타난다. 하지만 자가매설에 용이한 스포일러의 길이는 설치지역의 지반조건 및 해양외력의 특성을 고려하여 결정하여야 할 뿐만 아니라, 스포일러의 재료 및 구조적인 안정성까지 다각도에서 검토되어야 할 것이다.

3.3.1 저면의 와동특성

Fig. 16은 스포일러의 배치각(α_S)에 따른 파이프 저면의 공간 평균 와도이며, 원()은 전면 그리고 삼각형()은 후면이다 (Fig. 10 참고). 그리고 횡축은 스포일러의 배치각(α_S) 그리고 종축은 평균와도(ω_xz)를 각각 나타낸다.

Fig. 16으로부터 (α_S) = −30~15°의 범위 내에서는 α_S가 증가할수록 파이프 저면의 평균와도가 증가한다. 특히 α_S가 0°에서 15°사이에 크게 증가하는 것을 확인할 수 있다. Fig. 6 (b)와 같이 α_S =15°의 스포일러는 상층으로 빠져나가는 흐름의 저항을 증가시킬 수 있는 구조이다. 반면에α_S가 음의 값을 가질 경우에 는 흐름 저항이 작아지는 구조를 가지게 된다. 따라서 상대적으로 흐름 저항이 작은 파이프의 저면으로 흐름이 유입되어 유속이 증가하였기 때문에 나타나는 현상으로 설명될 수 있다. 하지만 α_S =30°의 경우에는 구조적으로는 흐름 저항이 크지만, 투영 단면적이 작기 때문에 α_S =15°보다 평균와동이 약한 것을 알 수 있다. 그러므로 본 연구에서 검토한 조건 안에서 파이프 저면의 세굴 유도에 유리한 스포일러의 배치각(α_S)은 15°정도이다.

3.3.2 연직 유체력

Fig. 17은 스포일러의 배치각(α_S)에 따른 파이프에 작용하는 패턴평균 연직력(F_Z)으로 원()의 초기 및 입사조건은 V_C = 45cm/s, Re_D =22,280, S/D =0.5이다. 여기서 α_S 변화는 횡축 그리고 F_Z은 종축을 의미한다.

Fig. 17로부터 α_S = −30~15°의 범위에서는 α_S가 증가할수록 파이프에 작용하는 하향력이 커진다. 특히 α_S =15°에서 가장 큰 하향력이 발생하고, 전술한 바와 같이 상하 비대칭적인 패턴평균 동압력장의 영향으로 나타나는 것이다. 여기서 패턴평균 동압력분포를 도시하지는 않았지만, α_S =15°경우가 비대칭성이 큰 패턴평균 동압력장이 가지고 있다. 이것은 α_S 에 따라 흐름 저항이 달라지기 때문에 나타는 현상으로 이해될 수 있다. 이 흐름 저항에 따라 파이프라인 주변의 유동/와동장이 형성되고, 흐름 저항이 증가할수록 전면의 동압력은 상승하고, 후면은 강한 와류의 영향으로 동압력이 하강한다. 이로 인해 상하 비대칭적인 패턴평균 동압력분포가 형성되어 파이프에 하향력이 작용하게 된다. 그리고 α_S =30°의 경우는 흐름 저항이 큰 구조를 가지지만, 투영 단면적이 작아지기 때문에 상대적으로 하향력이 약해지는 것을 확인할 수 있다. 따라서 본 연구에서 검토한 경우에서는 파이프에 작용하는 하향력이 스포일러를 15°로 배치하였을 때 가장 크게 발생한다.

이상에서 논의한 스포일러의 길이 및 배치각에 관한 결과들을 본 연구에서 고려한 조건 안에서 종합적으로 검토하면, 스포일러 부착형 해저파이프라인의 자가매설 기능을 효율적으로 발휘시킬 수 있는 스포일러의 제원 및 배치는 S/D=0.25, α_S =15°이다. 그러나 현장시공을 위해서는 해저지반의 특성, 해양물리력 그리고 재료 및 구조적인 조건까지 고려하여 다각도에서 검토를 수행한 후에 적절한 제원과 배치를 결정하여야 할 것이다.

본 연구에서는 해저지반에 설치된 스포일러 부착형 파이프라인의 자가매설 기능을 분석하기 위하여 파동장 모델(Hur et al.,2011)로부터 수치적인 정확도를 향상시킨 LES-WASS-2D(Lee et al., 2016)를 이용하였다. 그리고 단방향 정상흐름 하에서 고정상의 수치시뮬레이션을 통하여 스포일러 부착에 따른 파이프라인 주변의 수리특성(유동, 와동, 압력)을 해석하였고, 파이프에 직접 작용하는 연직 유체력을 추정하였다. 이 결과를 바탕으로 해저지반에 설치된 스포일러 부착형 파이프라인의 자가매설 기능을 수치적으로 분석할 수 있었다. 또한 자가매설에 유리한 스포일러의 제원 및 배치를 검토하였다. 본 연구의 주요한 결과는 아래와 같다.

(1) 이용하는 유체역학적 수치모델 LES-WASS-2D의 타당성 및 유효성을 확인하기 위하여 PIV시스템을 적용한 Oner(2010)의 실험결과와 비교·분석하였다.

(2) 파이프라인이 해저지반에 설치될 경우, 상하로 빠져나가는 흐름의 영향으로 후류가 발달하였고, 흐름 저항으로 인하여 전면에서 와류가 형성되었다. 이와 같은 수리현상은 스포일러가 부착될 경우 더욱 심화되는 것을 확인할 수 있었다.

(3) 파이프 저면의 와동현상을 분석하였으며, 전·후면에서 나타나는 와동에 기인한 세굴은 스포일러가 존재할 경우에 더욱 가속화되어 자가매설에 유리하게 작용할 것으로 분석되었다.

(4) 스포일러를 부착할 경우 나타나는 상하 비대칭적인 유동/와동장으로 인하여 형성된 패턴평균 동압력분포는 파이프에 작용하는 하향력을 증가시켰다. 이것은 자가매설에 주요한 원인의 하나이다.

(5) 본 연구에서 검토한 수치실험조건 내에서 자가매설에 유리한 스포일러의 제원 및 배치를 종합적으로 분석하였으며, S/D=0.25, α_S =15°가 적절한 것으로 판단되었다.

실 해역에 자가매설을 통해 해저파이프라인의 안정성을 확보하기 위해서는 대상해역의 해지저반 및 해양물리력을 사전에 충분히 조사할 것이며, 그 조사결과를 토대로 수리모형실험이나 고정도의 수치실험을 통한 검토가 수반되어야 한다. 그리고 스포일러의 재료 및 구조적인 검토도 놓쳐서는 안 된다. 마지막으로 설치 후에는 철저한 모니터링을 통해 실 현장에 설치된 스포일러 부착형 파이프라인의 자가매설 과정을 면밀히 조사/분석할 필요가 있다.