1. 서 론

에너지 수요의 증가와 저수심 해역에서의 천연자원 고갈로 해양공간 개발이 점차 저수심에서 대수심 해역으로 확장되어 가고 있다. 특히, 최근 들어서는 수심 1,000m 이상인 대수심 해역에서의 해양공간 개발에도 박차를 가하고 있다(Supachawarote et al., 2004; Li et al., 2012; Lee and Aubeny, 2023). 해양공간 활용을 위해서는 고정식 구조물이나 부유식 구조물을 고정할 수 있는 하부기초가 요구된다. 기초구조물은 환경하중으로부터 전달되는 하중에 대해 상부 구조물을 안정적으로 지지할 수 있도록 충분한 지지력을 확보함과 동시에 시공성, 경제성을 충족해야 한다. 하지만 하부기초의 시공 수심이 점차 증가함에 따라 하부구조물 공사비용도 증가하고 있기 때문에 경쟁력 있는 해양구조물 건설을 위해 신형식 기초구조물 개발이 요구되고 있다(Malhotra, 2010; Bhattacharya, 2014; Vázquez et al., 2022).

대수심 해역에서는 깊은 수심으로 인해 대부분 부유식 구조체를 계류선과 앵커(anchor)로 지지하거나 수중구조물 형태로 해저면에 설치된다. 자원채취 및 운반을 위해 설치되는 수중구조물의 경우 파이프라인, Manifold, Termination(pipeline end manifold and pipeline end termination)이 대표적이며, 이를 안정적으로 지지하기 위해 얕은기초의 형식 중 하나인 스커트(skirt)가 결합된 매트기초(mat foundation)가 널리 활용되고 있다(Randolph et al., 2011). 이러한 매트기초는 일반적으로 기초 폭이 2~10m이며, 스커트의 길이 대비 기초 폭 비가 0.05~0.2의 범위를 가진다. 수중구조물을 지지하기 위한 매트기초는 해수면 위까지 노출되는 고정식 구조물의 하부기초에 비해 작용하는 수직하중(자중)의 크기가 작으며, 환경하중(해류 등)에 의한 수평하중 작용점이 상대적으로 지표면에 가까이 위치해 있는 것이 특징이다. 뿐만 아니라 수중구조물에 연결되는 파이프라인의 팽창/수축과 계류선으로부터 전달되는 수평하중도 기초구조물에 전달되어 복잡한 거동을 보인다. 이를 종합해볼 때, 수중구조물 하부기초는 작은 수직하중과 모멘트 하중이 작용하는 조건에서 큰 수평하중에 안정적으로 지지하는 것이 중요하며, 이를 안정적으로 지지할 수 있는 신형식 기초의 개발이 필요하다.

석션 버켓기초(suction bucket foundation)는 말뚝에 비해 직경(D)이 크고, 길이(L)가 짧은 기초형식으로 해양이라는 특수환경에서 시공성 및 경제성이 높아 1980년대 이후 널리 활용되고 있다(Kim et al., 2015; Lee et al., 2016; Kim et al., 2018). 석션 버켓기초는 컵(cup)을 뒤집어 놓은 형상으로 직경(D)은 일반적으로 4~6m이며, 직경대비 길이비(L/D)는 3~6이 주로 활용된다(Andersen et al., 2005)(Fig. 1a). 석션 버켓기초는 석션펌프(suction pump)를 이용해 해저면에 시공되는데, 기초를 해저면에 안착시켜 기초 내부를 밀폐시킨 후 내부에 갇힌 물을 석션펌프로 외부로 배출시킴으로써 발생하는 압력차(differential pressure)로 목표깊이까지 관입시킬 수 있다. 이때 압력차는 기초 내부의 수압과 외부의 수압차를 의미한다. 이 수압차는 기초에 관입력으로 작용하여 석션 버켓기초를 해저면에 관입시킬 수 있다. 석션 버켓기초는 수심에 제약이 없고, 시공 중 발생하는 소음이 작다는 장점이 있어 해양기초로 널리 각광받고 있다(Cotter, 2010; Erbrich and Tjelta, 1999; Houlsby and Byrne, 2005; Iskander et al., 2002; Larsen et al., 2013; Tjelta et al., 1986; Tran and Randolph, 2008). 한편, 석션 버켓기초는 직경(D) 및 길이(L)를 증대시켜 수직 또는 수평지지력을 증진시킬 수 있으나, 중량증가와 함께 제조 및 운송비용이 비효율적으로 증대되는 단점도 있다.

최근 석션 버켓기초와 매트기초를 결합하여 지지력을 증가시킬 뿐만 아니라 제작 및 시공비용을 절감 할 수 있는 하이브리드 석션 버켓기초(hybrid suction bucket foundation)가 개발된 바 있다(Kim et al., 2020). 본 기초는 단일 석션 버켓기초에 원형매트가 결합된 형태, 여러 개의 작은 석션 버켓이 사각형 매트기초와 그룹으로 결합된 형태를 포함한다(Figs. 1b and 1c). 하이브리드 석션 버켓기초의 지지력에 관한 연구는 Gaudin et al.(2011)의 연구를 시작으로 다양한 연구자에 의해 수행된 바 있다(Gaudin et al., 2011; Dimmock et al., 2013; Bienen et al., 2012; Fu et al., 2014; Li et al., 2015). Gaudin et al.(2011)은 단일 석션버켓과 매트기초가 결합된 하이브리드 석션 버켓기초에 대해 점토지반에서의 복합하중 지지력(combined load capacity)을 원심모형실험을 통해 평가하였으며, 매트기초에 비해 지지력이 최대 52.6% 증대되는 것을 확인하였다. Dimmock et al.(2013)은 점토지반에서 매트기초와 짧은 말뚝이 결합된 하이브리드 기초의 지지력 증대효과를 해석적으로 평가하였으며, 하이브리드 기초의 설계절차를 제안하였다. Bienen et al.(2012)은 매트기초와 다수개의 석션 버켓기초가 결합된 하이브리드 그룹 석션 버켓기초에 대해 점토지반에서의 복합하중을 해석적으로 평가하였으며, 석션 버켓기초의 스커트가 복합지지력 증진에 효과적임을 확인하였다. Fu et al.(2014)는 축소모형실험을 통해 매트기초에 설치된 스커트(skirt)의 길이가 하이브리드 석션 버켓기초의 지지력을 증진시킬뿐만 아니라 수평방향 변형억제에 효과적임을 입증하였다. 선행연구를 종합해 볼 때 석션 버켓기초와 결합된 매트기초가 기초의 수직방향 지지력 증진에 효과가 있을 뿐만 아니라 수평하중과 모멘트 하중에 대한 지지력도 크게 증가시키는 효과가 있음을 확인할 수 있다. 다만 선행연구의 대부분이 해석적 연구를 통해 도출된 결과이며, 작은 수직하중(자중)에서의 하이브리드 석션 버켓기초의 수평방향 거동에 대한 연구가 부족하므로 이에 대한 실험적 연구가 필요하다.

Fig. 1

Single and hybrid bucket foundation types: (a) single bucket; (b) circular mat foundation with single bucket; (c) square mat foundation with multi buckets

본 연구에서는 점토지반에 설치된 하이브리드 석션 버켓기초의 수평방향 저항 메커니즘과 지지력을 평가하기 위해 원심모형실험을 수행하였다. 특히, 수중구조물의 하중특성을 반영하여 낮은 수직하중과 모멘트 하중이 작용할 때 기초의 수평방향 지지력을 실험적으로 평가하였다. 실험 대상 기초는 단일 석션 버켓과 원형 매트가 결합된 하이브리드 석션 버켓기초와 4개의 석션 버켓기초와 사각 매트기초가 결합된 하이브리드 그룹 석션 버켓기초로 선정하였다. 이를 위해 원심모형실험 중 수평하중을 재하 할 수 있는 실험시스템을 구축하였으며, 하이브리드 석션 버켓기초의 지지거동을 실험적으로 평가하였다.

2. 원심모형실험

2.1 실험시스템

본 연구에서는 Korea Advanced Institute of Science and Technology(KAIST)에 설치된 원심모형실험기를 활용하였다. 원심모형실험기에 대한 상세한 제원은 Kim et al.(2013)에 상세히 기술되어 있다.

본 연구를 위해 점토지반에 설치된 하이브리드 석션 버켓기초의 수평방향 지지력을 평가할 수 있는 실험시스템을 구성하였다. 실험은 내부 직경 900mm, 높이 700mm인 원형토조에서 수행되었다. 원형토조는 강재(steel)로 제작되어 원심모형실험 중 발생할 수 있는 토조의 변형이 최소화 되도록 하였다. 또한, 모형기초에 수평방향 하중을 재하 할 수 있는 하중재하 시스템을 구축하였다. 수평하중 재하시스템은 1축 엑츄에이터, 하중 전달을 위한 도르래 시스템, 인장/압축 로드셀(load-cell), 변위 및 회전각 산정을 위한 레이져센서(laser sensor)로 구성된다(Fig. 2). 수평방향 재하장치는 토조 상단에 지표면과 나란한 방향으로 거치된다. 도르래 시스템은 토조 상부에서 수평하중 재하장치로부터 발생하는 하중을 기초에 전달시켜주는 역할을 한다. 이를 위해 토조 벽면에 2개의 도르래를 설치하고 수평하중 재하장치-도르래-모형기초를 와이어로 연결한다. 이때, 와이어는 수평하중 재하장치의 이동에 따라 모형기초를 수평방향으로 당기게 되며, 이로 인해 기초에 하중을 작용시킨다. 도르래의 높이는 각각 수평하중 재하장치 가력부와 모형 지반에 맞도록 조절하여 모형기초에 수평하중이 재하될 수 있도록 하였다. 도르래 시스템은 해저면에 설치된 모형기초에 최대한 인접하여 수평하중을 재하함으로써 불필요한 모멘트 하중이 기초에 작용하는 것을 최소화 할 수 있다.

Fig. 2

Scheme of loading system for horizontal loading

한편, 수평하중이 도르래를 통해 전달되는 과정에서 도르래와 와이어 사이에 마찰이 발생할 수 있다. 이 마찰은 기초에 작용하는 하중에 영향을 미친다. 따라서, 본 연구에서는 모형기초에 발생하는 수평하중을 정밀하게 측정하기 위해 모형기초의 하중재하지점에서 수평하중을 직접 계측할 수 있도록 초소형 로드셀을 추가로 제작하였다. 소형 로드셀은 Aluminum-7075 재질로 구성되며, 직경 14mm와 길이 37mm인 직사각형 블록 형태로 제작되었다. 소형 로드셀의 직사각형 네 면에는 각각 변형률계(strain gauge)를 부착하였다. 이때, 제작된 로드셀에 발생할 수 있는 모멘트 하중과 온도에 의한 영향을 제거하고 순수한 인장/압축 하중을 계측하기 위해 휘트스톤 브릿지(wheatstone bridge) 회로에 full-bridge 형태로 연결하였다. 이후, 차수를 위해 변형률계 표면을 M-coat-A와 -C로 코팅하였다. 제작된 로드셀은 수평 엑츄에이터에 연결된 기성 로드셀(TML-TCLZ-2KNA)로 총 4회 교정하였다(Fig. 3a). 이때, 제작된 초소형 로드셀을 토조 벽에 고정한 뒤, 기성로드셀을 직렬로 연결하고 수평 엑츄에이터를 0.5mm/s의 이동시켜 발생하는 인장력을 통해 초소형 로드셀을 교정하였다(Fig. 3b). 제작된 초소형 로드셀은 버켓 상단 중앙부에 힌지 타입(hinge type)으로 연결하여 기초 회전에 따라 불필요한 모멘트 하중이 발생하지 않도록 했다. 횡하중에 의한 기초변위는 기초 상부에 연결된 2개의 비접촉식 레이져 센서로 관측하였다(Fig. 4). 이때, 두 레이져센서 간 거리와 기초 상부로부터 상대적인 위치와 아래식을 이용해 회전각(θ), 수평변위(d_b), 회전중심깊이(d_r)을 각각 산정하였다.

Fig. 3

Calibration test of the miniature load cell for tension load

Fig. 4

Determination of bucket displacement and rotation angle

여기서, L₁ = 이웃하는 레이져센서 간 거리, L₂ = 최하단 레이져센서와 지표면까지 거리, d₁ 및 d₂ = 하중재하실험 전 레이져센서와 타겟판 사이 거리, △d₁ 및 △d₂ = 하중재하에 따라 각 레이져센서에서 관측되는 타겟판의 변위, △d_b = 지표면 기준 수평 이동거리를 의미한다. 추가로 지반침하를 관측하기 위해 2개의 linear variable differential transformer(LVDT)를 지표면에 설치하여 실험 중 발생하는 압밀 침하량을 관측하였다.

2.2 하이브리드 석션 버켓기초 모델링

하이브리드 석션 버켓기초의 수평방향 거동특성을 평가하기 위해 2가지 유형의 하이브리드 석션 버켓기초에 대한 축소모델링을 실시하였다(Fig. 5). 첫 번째 유형의 기초는 단일 석션 버켓(single suction bucket)에 원형 매트(circular mat)가 결합된 하이브리드 석션 버켓기초로 외경(D_c) 5m, 길이(L) 5m, 선단부 두께(t) 50mm 및 상부 매트는 직경(D_m) 10m인 기초를 축소모델링 하였다(Figs. 5a and 5b). 또한, 단일 석션 버켓기초의 수평방향 지지력과 비교하기 위해 외경(Dc) 5m, 길이(L) 5m 및 선단부 두께(t) 70mm인 버켓기초 축소모형을 함께 제작하였다. 석션 버켓기초는 선단부두께 대비 직경비(t/D_c)는 일반적으로 0.3~0.4%이나 본 연구에서는 축소모형 제작의 한계로 t/D_c = 1.4%인 버켓기초를 대상으로 하였다(Tran and Randolph, 2008). 두 번째 유형의 기초는 네 개의 석션 버켓기초와 정사각 매트기초(square mat foundation)가 결합된 하이브리드 그룹 석션 버켓기초로 매트기초 한 변의 길이(B_m)가 12m 이며, 개별 버켓기초는 직경(D_c) 3m, 길이(L) 1.5m 및 선단부 두께(t)는 70mm이다. 또한, 석션 버켓기초의 스커트 길이가 지지력에 미치는 영향을 평가하기 위해 동일조건에서 버켓기초의 스커트 길이(L)가 3m인 기초를 추가로 제작하였다(Figs. 5c and 5d). 본 연구에서는 목표 중력가속도를 70g로 설정했으며, 원심모형실험 상사비를 고려하여 하이브리드 석션 버켓기초를 축소 제작하였다(Madabhushi, 2014). 축소모형은 강재(steel)로 제작되었으며, 상세 치수는 Table 1과 같다.

Fig. 5

Dimensions of bucket models (unit: mm)

한편, 실험 중 버켓 내부에 발생하는 과잉간극수압과 토압을 확인하기 위해 모형기초 상판에 구멍(hole)을 만들어 내외부로 물이 자유롭게 이동할 수 있도록 하였다. 이는 석션기초 설치과정에서 버켓 내부에 갇힌 물을 버켓 외부로 배출되도록 하기 위함이다. 반면, 수평방향 하중재하 시 버켓 상단의 홀을 막아 버켓 내부의 물이 외부로 배출되지 않도록 하였다. 또한, 구멍을 통해 버켓 내부 상판에 간극수압계(pore pressure transducer, PPT)와 토압계(total pressure transducer, TPT)를 설치하여 하중재하 중 버켓기초 내부에 발생하는 수압과 토압의 변화를 관측하였다.

2.3 모형지반

본 연구에서는 인도네시아산 카올린 점토를 사용하였다. 카올린 점토는 통일분류법으로 저소성 점토(CL)로 분류된다. 본 시료는 액성한계(liquid limit) 70%, 소성한계(plastic limit) 37%, 비중(specific gravity, G_s) 2.6, 압밀계수(coefficient of consolidation, C_v) 14.2×10^-3(50kPa 구속압 조건), 압축지수(compression index, C_c) 0.38이다. 본 연구에 사용된 카올린 점토의 기본물성은 Table 2와 같다.

모형지반 조성에 앞서 토조 벽면을 그리스(grease)로 얇게 도포하여 압밀과정에서 발생하는 벽면과 점토지반 사이의 마찰을 최소화하였다. 토조 하단에는 3cm 가량의 실리카 모래층을 도포하고, 상부를 부직포로 덮어 압밀과정에서 발생하는 과잉간극수압이 토조 하단부에 연결된 호스를 통해 배출되도록 하였다(양면배수 조건). 또한, 교반된 점토지반을 투하하는 과정에서 공기가 점토지반에 유입되는 것을 최소화하기 위해 토조 하단부부터 물을 흘려 모래지반이 완전히 물에 잠기도록 하였다. 이후 건조상태의 카올린 파우더(pouder)를 초기함수비가 120% 되도록 진공상태에서 교반한 뒤, 물로 채워진 토조에 점토 슬러리(slurry)를 조심스럽게 삽입하였다.

최종적으로 슬러리로 가득 채워진 점토지반에 유압실린더(hydraulic cylinder)를 이용하여 압밀하중을 단계적으로 재하하였으며, 최대 압밀하중 50kPa에서 총 10일간 압밀을 실시했다. 이때, 압밀 전 과정에서 침하량을 관측하여 압밀도(degree of consolidation)가 95% 이상이 됨을 확인하였다. 압밀이 완료된 후 핸드베인(hand vane)을 통해 조성된 점토지반의 비배수 전단강도(undrained shear strength, s_u)를 확인하고, 표면을 컷팅(cutting)하여 목표 높이인 450mm의 점토지반을 완성하였다. 본 연구에서는 총 2회의 점토지반을 조성하였으며, 총 4회의 원심모형실험이 수행되었다(Table 3).

Table 3.

Testing soil condition

Test no.	Container no.	Loading rate (mm/s)	Soil conditions
			Pre-consolidation pressure (kPa)	Dry unit density γd (kN/m3)	e	w (%)*	Undrained shear strength su (kPa)**
T-1 conventional bucket	#1	0.1	50	0.99	1.71	62.4	11.78+0.63z
T-2 hybrid suction bucket
T-3 group hybrid (L/Dc = 0.5)	#2			1.00	1.68	62.6
T-4 group hybrid (L/Dc = 1.0)
Note: testing locations within the soil container

* Soil water contents measured after pre-consolidation

** Undrained shear strength with depth (z) evaluated by the T-bar tests

2.4 실험조건 및 절차

점토지반에 설치된 하이브리드 석션 버켓기초의 수평방향 지지력을 평가하기 위해 조성된 2개의 점토지반(Table 3의 container #1와 container #2)에서 총 4회의 원심모형실험이 수행되었다. 1번째 모형지반(container #1)에서는 매트기초의 지지력 증대효과를 확인하기 위해 일반 석션 버켓(T-1)과 하이브리드 석션 버켓기초(T-2)에 대해 각각 수평하중 재하실험을 실시하였다. 2번째 모형지반(container #2)에서는 하이브리드 그룹 석션 버켓기초의 수평방향 지지력을 평가하였다. 이때, 스커트 길이에 따른 지지 메커니즘을 확인하기 위해 L/Dc = 0.5(T-3)와 L/D_c = 1.0(T-4)에 대해 실험을 수행하였다(Table 3).

압밀이 완료된 점토지반에 지표면으로부터 물을 3cm가량 채운 뒤, 1g 상태에서 수직 하중재하장치를 이용하여 모형기초를 1mm/s의 속도로 목표 깊이까지 압입관입(jacking penetration)하였다. 전 설치과정에서 버켓 상단의 구멍을 열어 설치 중 버켓 내부에 갇힌 물이 외부로 자유로이 배출될 수 있도록 하였다. 이후, 버켓 내부와 외부가 밀폐되도록 구멍을 완전히 닫고 수평하중 재하시스템을 설치하였다. 이때, 수평하중 가력부에 연결될 와이어의 길이를 여유있게 설치하여 원심모형실험 가속 중 기초에 수평하중이 작용하지 않도록 했다. 이후, 원심모형실험을 위해 토조를 원심모형실험기 바스켓에 거치한 뒤, 1g/min의 속도로 목표중력가속도 70g까지 서서히 가속시켰으며, 70g 도달 이후 안정화를 위해 1시간 이상 재압밀을 유도하였다.

본 연구에서는 원심모형실험 가속 중 모형지반의 비배수 전단강도(undrained shear strength, s_u)를 평가하기 위해 T-bar 실험을 수행하였다. 본 연구에서는 선단부 원통형 바(cylindrical bar)의 직경이 5mm, 길이가 20mm인 소형 T-bar를 활용하였다. T-bar에 관한 상세한 사항은 Kim(2016)에 수록되어 있다. T-bar 관입 시 비배수 상태를 유지하기 위해 관입속도를 모형 스케일로 1.1mm/s로 유지하였으며, 지표면으로부터 200mm 깊이까지 관입하였다. 이는 Finnie and Randolph(1994)가 제안한 점토지반에서의 T-bar실험 시 비배수 조건인 vD_tbar/C_v > 60을 만족하는 속도이다(여기서, v = 관입속도, D_tbar = T-bar의 원형바 직경, C_v = 점토지반의 압밀계수). 이후, 획득한 선단저항값(q)은 아래 식을 통해 비배수 전단강도로 환산하였다.

여기서, s_u = 흙의 비배수전단강도(kPa), q = T-bar 관입력(kPa), N_tbar = 지지력계수(≒10.5, Stewart and Randolph, 1994)

T-bar 실험 이후 하중재하실험을 위해 수평하중 재하장치를 0.1mm/s의 속도로 이동시켜 축소모형에 수평방향 하중이 작용하도록 하였다. 이후 지반파괴가 확인될 만큼 충분한 변위가 발생하면 실험을 종료하였다.

3. 원심모형실험 결과

3.1 모형지반 물성평가

Fig. 6은 T-bar 실험을 통해 획득한 지반 깊이에 따른 비배수 전단강도를 보여준다. 총 2개의 점토시료에서 수행된 4회의 비배수 전단강도는 깊이에 따라 선형적으로 증가하는 경향을 보였다. 지반 깊이별 비배수 전단강도를 s_u = s_u0 + k_z와 같이 선형으로 이상화(idealization)한다면, 본 실험결과는 s_u = 11.78 + 0.63z로 대표될 수 있다(여기서, k = 깊이에 따른 흙의 비배수전단강도 증가량). 이때, 지표면의 비배수 전단강도는 11.78kPa로 점토지반 조성 후 핸드베인으로 측정한 비배수전단강도인 10kPa와 유사하였다.

Fig. 6

T-bar test results

3.2 실험결과 분석방법

본 연구에서는 Fig. 7과 같이 얕은기초에 대한 복합하중실험(combined load test)시 활용되는 기호규칙에 따라 원심모형실험 결과를 분석하였다(Butterfield et al., 1997). 이때 기준점(reference point)은 버켓 상판과 지반이 맞닿는 부분의 중심으로 결정하였다(Fig. 7). 따라서, 본 연구에서 제시하는 모든 결과는 기준점(reference point)을 기준으로 도시하였다.

Fig. 7

Sign convention and notation (modified after Butterfield et al., 1997)

3.3 하이브리드 석션 버켓기초의 수평방향 지지력

Fig. 8은 정규화된 수평변위(x/D_c)에 따른 기초 저항력을 나타낸다. 전반적으로 변위가 증가함에 따라 저항력이 비선형적으로 증가하는 것을 확인할 수 있다. Villalobos et al.(2005)은 석션 버켓기초의 하중-변위곡선에서 곡선의 초기 직선구간에 접하는 접선과 비선형곡선이 발생한 이후 직선구간의 접선이 만나는 교차점을 항복하중(H_y) 으로 결정한 바 있다. 본 연구에서도 이를 적용할 경우, 수평방향 항복하중(H_y)은 각각 T-1(single suction bucket) = 654kN, T-2(hybrid suction bucket) = 1,732kN으로 확인되었다. 특히, 하이브리드 석션 버켓기초의 지지력이 일반형 석션 버켓기초에 비해 약 2.65배 증가하는 것을 알 수 있다. 즉, 석션 버켓기초의 직경을 증가시키지 않더라도 매트기초의 직경이 커지면 기초의 수평방향 지지력이 증가됨을 의미한다. 한편, 항복하중을 기초 직경과 지표면 비배수전단강도의 곱으로 정규화한 수평방향 지지력계수(N_ch = H_y/A_cs_u0 또는 H_y/A_ms_u0, 여기서, A_c = 일반 석션 버켓 단면적, A_m = 매트기초 단면적, s_u0 = 지표면 비배수 전단강도)는 각각 T-1(single suction bucket) = 2.94, T-2(hybrid suction bucket) = 1.91로 확인되었다. 즉, 단일 석션버켓의 지지력 계수(N_ch)가 하이브리드 석션 버켓기초에 비해 크다. 이는 매트기초가 석션 버켓기초의 수평방향 저항력을 증진시키는 효과는 있지만 단면적 대비 증가량은 미미하다는 것을 의미한다. 본 연구에서는 매트기초 외곽부에 스커트가 설치되지 않은 조건에 대해 실험이 수행되어 상대적으로 작은 지지력계수를 보이는 것으로 판단되며, 매트기초에 스커트가 있을 경우 지지력 계수가 크게 향상될 것으로 판단된다(Bienen et al., 2012).

Fig. 8

Horizontal load curves for the single and hybrid suction bucket foundation

한편, 하중이 재하되는 방향의 배면에 설치된 토압계를 통해 기초와 지반의 분리(gaping) 시점을 관측하였으며, 이를 Fig. 8에 붉은 원(red line circle)으로 표시하였다. 그 결과, 기초가 수평하중에 의해 항복하기 전 기초와 지반의 분리가 시작되는 것을 확인할 수 있다. 하이브리드 석션 버켓기초의 경우 매트기초가 먼저 분리된 후 버켓 상판이 지반과 분리되었다(Fig. 9). 이후 수평하중이 증가함에 따라 저항력 증가폭이 급격히 감소하며 항복하중에 이르게 된다. Acosta-Martinez et al.(2010)은 버켓과 지반 사이의 분리가 기초의 지지력에 영향이 있음을 언급하였으며, 본 연구에서도 이와 유사한 결과를 얻을 수 있다.

Fig. 9

The separation of soil and foundation during the horizontal loading test (T-1)

Fig. 10은 본 연구에서 획득한 지지력계수(N_ch)를 직경대비 스커트 길이비(L/D_c 또는 L/D_m)로 나타냈다. 또한 비교를 위해 Gourvenec and Barnett(2011)이 제안한 k = 0.5와 1일 때의 지지력계수를 함께 도시하였다. 그 결과 전 실험에서 Gourvenec and Barnett(2011)이 제안한 지지력계수에 비해 낮음을 알 수 있다. 이는 앞서 언급한 바와 같이 하중 작용방향 배면에 지반과 기초가 분리되는 현상이 발생하여 지지력이 감소하였기 때문인 것으로 판단된다. 따라서 본 연구와 같이 선행압밀하중으로 조성된 과압밀지반에서 석션 버켓기초에 수평하중이 재하될 때 기초-지반의 분리를 고려한 설계가 필요하다고 판단된다.

Fig. 10

Horizontal bearing capacity factors for the single and hybrid suction bucket foundation

Fig. 11은 수평하중에 의해 발생하는 회전중심의 위치 변화를 나타낸다. 일반형 석션 버켓기초의 경우, 수평하중이 증가함에 따라 회전중심이 y/D_c = 0.86D_c 깊이에서 0.80D_c로 이동하는 것을 알 수 있다. 하이브리드 석션 버켓기초의 경우 수평하중이 증가함에 따라 회전중심이 y/D_c = 1.14D_c에서 0.96D_c로 변화하였다. 하이브리드 석션 버켓기초의 회전중심이 일반형 석션 버켓기초에 비해 낮은 것은 매트기초가 수평하중에 의해 발생하는 회전을 억제하기 때문으로 판단되며, 이로 인해 지지력이 증가하는 것으로 판단된다(Fig. 12).

Fig. 11

Center of rotation for horizontal load (T-1, T-2)

Fig. 12

Image capture of the foundation rotation under horizontal load (θ=5.6°): (a) single suction bucket (T-1); (b) hybrid suction bucket (T-2)

3.4 하이브리드 그룹 석션 버켓기초의 수평방향 지지력

단일 석션 버켓기초로 연약지반에서 충분한 지지력을 확보할 수 없거나 침하량 제어가 어려운 경우, 여러 개의 석션기초와 매트기초가 결합된 하이브리드 그룹 석션 버켓기초가 대안이 될 수 있다. 하이브리드 그룹 석션 버켓기초는 수직방향의 하중은 매트기초가 분담하며, 수평방향 하중은 석션 버켓기초가 분담하여 효과적으로 외부하중을 지지할 수 있다. 본 연구에서는 사각형 매트기초에 4개의 단일형 석션 버켓기초가 결합된 하이브리드 그룹 석션 버켓기초에 대해 수평방향 하중재하실험을 실시하였다. 이때 석션 버켓의 스커트 길이가 수평방향 지지력에 미치는 영향을 확인하기 위해 T-3(L/D_c = 0.5)와 T-4(L/D_c = 1.0)인 조건에 대해 실험을 수행하였다.

Fig. 13은 정규화된 수평변위(x/D_c)에 따른 수평방향 지지력을 나타낸다. 실험 결과, T-4(L/D_c = 1.0) 조건에서 더 높은 수평방향 지지력을 보이는 것을 확인할 수 있다. Villalobos et al.(2005)의 방법을 이용해 항복하중을 산정한 결과, H_y(T-4, L/D_c = 1.0) = 2,611kN이며, H_y(T-3, L/D_c = 0.5) = 2,098kN로 확인되었다. 한편, 지지력계수(N_ch)는 각각 N_ch(T-4, L/D_c = 1.0) = 1.75이며, N_ch(T-3, L/D_c = 0.5) = 1.22로 확인되었다. 이를 통해 T-4(L/D_c = 1.0) 조건이 (T-3, L/D_c = 0.5)에 비해 43%의 지지력이 증가하는 것을 확인하였다. Fu et al.(2014)은 하이브리드 그룹 석션 버켓기초에 대한 복합지지력을 평가하고, 석션 버켓기초의 근입깊이 또는 스커트 길이가 쐐기파괴(wedge failure) 면적을 넓혀 지지력을 향상시킨다고 보고하였으며, 본 연구에서도 유사한 결과를 획득할 수 있었다. 한편, 매트기초 하단에 부착된 토압계를 통해 지반-기초 간 분리시점을 Fig. 13에 표시(내부가 채워지지 않은 붉은 색 원)하였다. 앞서 언급한 바와 같이 T-4의 경우 항복하중에 도달하기 전 지반-기초 간 분리가 시작된 것을 확인하였다. 반면, T-3 조건에서는 항복하중에 도달한 이후에도 지반-기초 간 분리가 발생하지 않았다. 뿐만 아니라 T-4 조건에서는 항복 이후에도 x/Dc가 증가함에 따라 지지력이 증가하는 반면, T-3의 경우 항복 이후 특정 값에 수렴하는 것을 확인하였다. 이는 Fig. 14를 통해 설명될 수 있다. T-3(L/D_c = 0.5)의 경우 석션 버켓의 스커트 길이가 상대적으로 짧아 수평하중이 재하되면 하이브리드 그룹 석션 버켓기초에 회전거동이 크게 나타나지 않으며, 수평방향으로 이동하였다. 반면, T-4(L/D_c = 1.0)의 경우 수평하중 재하 시 수평이동과 함께 회전거동이 나타났다. 즉 T-3 조건에서는 짧은 스커트 길이로 인해 회전거동 없이 수평방향으로 이동이 주로 발생했지만, T-4의 경우 스커트가 깊은 깊이까지 설치되어 수평방향으로 이동과 동시에 회전거동이 함께 나타났기 때문이다. 이러한 회전거동은 하중이 재하되는 방향의 매트 중 일부가 지반에 관입되면서 추가의 저항력을 발휘하기 때문에 수평변위가 증가함에 따라 저항력이 점차 증가하는 것으로 판단된다.

Fig. 13

Horizontal load curves for the hybrid group suction bucket foundation with different skirt length, L/D_c = 0.5 and 1

Fig. 14

Behavior of hybrid group suction bucket foundation under horizontal load with different skirt length: (a) L/D_c = 1; (b) L/D_c = 0.5

Fig. 15는 수평하중에 의해 발생하는 회전중심의 위치 변화를 나타낸다. 여기서, 축의 원점(x/D_m=0, y/D_m=0)은 정사각 매트기초의 하단부 중심점을 의미한다. T-3(L/D_c = 0.5)의 경우 수평하중이 증가함에 따라 회전중심 깊이가 y/D_m = 4.05에서 13.49로 이동하여 회전 거동보다는 수평이동이 지배적이었다. 반면, 하이브리드 그룹 석션 버켓기초의 경우 수평하중이 증가함에 따라 회전중심 깊이가 y/D_m = 1.28에서 3.22로 변화하며 수평이동과 함께 회전거동이 함께 나타나는 것을 알 수 있다. T-4와 같이 스커트 길이가 긴 경우 수평하중이 재하될 때 지반 파괴영역을 넓혀 큰 지지력을 보임과 동시에 회전에 의한 추가의 저항력을 확보할 수 있을 것으로 판단된다. 한편, 앞서 언급한 일반 석션 버켓기초(T-1)와 하이브리드 석션 버켓기초(T-2)에 비해 회전중심이 깊은 깊이에 위치하였으며, 그룹 형태의 석션 버켓기초가 기초 회전을 제어하는데 효과적임을 확인하였다. 다만, 수평하중에 대한 거동은 수직하중과 모멘트 하중의 크기에 따라 달라질 것으로 판단되며, 이에 관한 추가 연구가 필요하다.

Fig. 15

Center of rotation for horizontal load (T-3, T-4)

4. 결 론

본 연구에서는 점토지반에 설치된 하이브리드 석션 버켓기초의 수평방향 하중에 대한 저항 메커니즘과 지지력을 실험적으로 평가하기 위해 원심모형실험을 수행하였다. 이를 위해 낮은 수직 및 모멘트 하중이 작용하는 조건에서 수평방향 하중재하가 가능한 실험시스템을 구축하였으며, 실험을 통해 하이브리드 석션 버켓기초의 지지성능을 평가하였다. 본 연구의 결과는 아래와 같다.

(1) 점토지반에서 하이브리드 석션 버켓기초는 일반형 석션 버켓기초에 비해 수평방향 지지력을 2.65배 향상시켰다. 이는 수평하중 재하 시 기초회전에 의해 상부 매트기초가 지반에 근입되면서 저항력을 증진시키기 때문이다.

(2) 단일 석션 버켓기초의 회전중심은 0.80~0.86D_c 깊이에 분포하였으며, 하이브리드 석션 버켓기초는 이보다 깊은 0.96~1.14D_c에 위치하였다.

(3) 수평하중 재하 시 발생하는 기초-지반 간 분리현상은 지지력에 영향을 미친다. 본 연구와 같이 지표면이 과압밀 된 조건에서의 수평방향 지지력 설계 시 기초-지반 분리를 고려할 필요가 있다.

(4) 하이브리드 그룹 석션 버켓기초의 스커트 길이가 길어질수록 지반파괴 영역을 넓혀 큰 지지력을 발휘하였다. 또한 스커트 길이가 짧을 경우(L/D_c = 0.5), 수평하중에 대해 수평이동이 주로 발생하나 스커트 길이가 길어질 경우(L/D_c = 1.0)에는 수평이동과 함께 회전거동이 나타나는 것을 확인하였다.

(5) 하이브리드 그룹 석션 버켓기초가 단일 또는 하이브리드 석션 버켓기초에 비해 기초 회전을 제어하는데 효과적이다.

본 연구는 낮은 수직하중과 모멘트 하중 조건에서 하이브리드 석션 버켓기초의 수평방항 지지력을 평가한 연구로 특정 형상과 조건에 국한되며, 다양한 하중조건과 형상에 관한 추가 연구가 필요할 것으로 판단된다.