Ⅰ. 서 론
온실은 작물의 안정적인 생육과 농업 생산성 증대를 위해 농업 분야에서 필수적인 시설로 자리 잡고 있다. 특히, 비닐온실은 경제성과 시공 편의성이 높아 국내에서 널리 이용되고 있다. 경량 구조물인 온실은 인명 피해 우려가 적어 상대적으로 낮은 강도로 설계되는 경우가 많아, 강풍, 태풍, 폭설 등의 기상 재해에 매우 취약하다 (Yun et al., 2015; Lee et al., 2020; Lee et al., 2025a). 더불어 기후변화로 인한 극한 강우 및 강풍의 빈도가 증가함에 따라 그 피해 규모 역시 커지고 있으며 (Seo et al., 2024), 골조 파손, 피복자재 이탈 및 기초 인발에 의한 전체 구조물의 파괴 등이 발생하고 있다.
국내 시설채소 온실의 대부분은 비닐온실이며, 2024년 기준 내재해형 온실이 49.3%인 반면 농가지도형 및 농가보급형과 같은 기존 온실이 50.7%를 차지하고 있다 (MAFRA, 2025). 농림축산식품부와 농촌진흥청은 대설 및 강풍에 의한 피해와 경제적 손실을 줄이고자 2007년 4월 부터 원예특작시설 내재해형 규격 설계도 및 시방서를 운영해오고 있으나 (MAFRA and RDA, 2025), 현행 규격에는 기초 안정성 확보를 위한 구체적인 방법이 제시되어 있지 않다. 반면 국외에서는 일본은 Standard for structural safety of greenhouse (JGHA, 1997), 유럽의 EN 13031 : Greenhouses – Design and construction (CEN, 2019), 미국의 National Greenhouse Manufactures Association Structural Design Manual (NGMA, 2004) 등의 온실 구조 관련 기준에서 기초의 성능에 대해서 다루고 있다. 대부분 콘크리트 독립 기초 또는 연속 기초의 형태를 이용하며 설치 지역의 기상 조건이나 토질, 온실 크기에 따라 적절한 기초를 선정하도록 하고 있다.
국내 내재해형 단동 온실에서 이용되는 파이프 줄기초는 파이프 매립형 기초의 인발저항력을 높이기 위하여 제안된 형태이다. 국외에서는 동일한 형태의 기초 시스템을 보고한 연구는 확인되지 않았다. 파이프 줄기초의 안정성을 평가하기 위해서는 기초 부재의 형식 및 설치 방법, 지반 조건에 따른 인발저항력을 정량적으로 파악할 필요가 있다. 이를 위해, Kim and Nam (1995)는 직경 25 mm의 파이프 매립형 기초를 대상으로 인발재하시험을 수행하여 관입 깊이 30, 40, 50 cm에서 극한인발저항력이 각각 39.2, 43.8, 54.0 kgf라고 보고하였다. Choi et al. (2015)는 농경지, 간척지 흙을 대상으로 모형 인발재하시험을 수행하였으며 파이프 줄기초 적용 시 동일한 조건에서 인발저항력이 6배 이상 개선되는 결과를 보고하였다. Kim et al. (2017)은 파이프 줄기초는 매우 얕은 깊이에 위치하여 인발저항력이 시공성의 영향을 크게 받는다고 하였다. 그리고 Lee et al. (2025b)에서는 지반 및 기초 형상 조건을 달리하여 인발재하시험을 수행하였으며, 이를 기반으로 극한인발저항력 산정식을 제안하였다.
이처럼 파이프 줄기초의 극한인발저항력을 규명하기 위한 실험적 연구들이 지속적으로 수행되어 왔으나, 다양한 토질 조건을 모두 반영하고 인발 거동을 정량적으로 분석하는 데에는 명백한 한계가 존재한다. 따라서 국내 온실 설치 지역의 다양한 토질 조건 변화에 따른 파이프 줄기초의 인발 거동 및 극한인발저항력을 분석하기 위해서는 현장 및 모형시험의 한계를 보완할 수 있는 수치해석 모델 개발이 필수적이다.
이에 본 연구는 3차원 수치해석을 통해 내재해형 온실 파이프 줄기초의 극한인발저항력을 산정하고, 주요 설계 인자 변화에 따른 인발 거동 특성을 분석하고자 하였다. 이를 위해 3차원 유한요소해석 모델을 구축하고 선행연구의 인발시험 결과를 재현하여 모델의 정확성을 검증하고 인발 특성을 평가하였다. 그리고, 검증된 수치해석 모델을 이용하여 국내 농업용 토양 특성 범위에 따라 극한인발저항력을 평가하였다.
Ⅱ. 재료 및 방법
1. 파이프 줄기초
기존 농가지도형 단동 온실은 서까래 파이프를 지반에 직접 관입시킨 형태의 기초를 사용한다. 하지만, 내재해형 규격 온실은 강풍에 따른 기초 인발 피해를 줄이기 위해 파이프 줄기초를 적용한다. 파이프 줄기초는 지중에 관입된 서까래 파이프들을 온실 길이 방향으로 설치된 가로대 파이프에 체결한 형태의 연속기초로, 지중에 매설된 가로대 파이프가 서까래 파이프를 함께 결속하여 인발저항력을 향상시키는 원리이다. 주로 이용되는 07-단동-1형 등 다수의 내재해형 단동 온실 규격은 서까래 파이프를 지표면에서 50 cm 깊이까지 관입하고, 25 cm 깊이에 가로대 파이프를 연결하도록 명시하고 있다. 이 때 가로대와 서까래 파이프의 체결은 온실 조리개 (pipe connector)로 이용되는 강선, 강판 또는 U클램프 등을 이용하여 체결한다 (Fig. 1).
2. 모형시험 개요
본 연구에서 개발한 3차원 수치해석 모델의 정확도를 검증하기 위해 Lee et al. (2025b)에서 수행된 파이프 줄기초 모형시험 결과를 활용하였다. 모형시험에 사용된 시험 케이스 및 토질 특성 등의 정보는 Table 1, 2에 나타내었다. Table 1에 제시된 상대밀도별 내부마찰각과 점착력은 Lee et al. (2025b)에서 직접 전단 시험 결과로부터 도출되었다. 그리고, 모형 시험에서 사용된 흙은 삼각분류법 상 사양토 (Sandy Loam)으로 분류되고, 통일분류법 상 SC로 분류되었다. 모형시험은 2 m × 1 m × 1.5 m 크기의 토조에서 급속재하방식으로 수행되었다.
Table 1
Case-specific soil properties used in continuous pipe foundation model test (Lee et al., 2025b)
Relative density (%) | Dry unit weight (kN/m3) | Internal friction angle (°) | Cohesion (kPa) | Water content (%) |
| 60 | 14.25 | 37.7 | 6.8 | 15 |
| 70 | 15.02 | 36.4 | 12.3 | |
| 80 | 15.78 | 33.5 | 18.8 |
Table 2
Model test case (Lee et al., 2025b)
 (%) | Continuous pipe diameter (mm) | Rafter spacing (cm) | Rafter unit |
| 60, 70, 80 | 25.4, 31.8 | 40, 60, 80 | 1, 2, 3 |
3. 수치해석 모델 구축 및 검증
본 연구에서는 지반 공학 분야 상용 프로그램인 Midas GTS NX 프로그램을 사용하여 3차원 유한요소해석을 수행하였다. 해석 영역은 기초 인발 시의 영향 범위를 충분히 포함하도록 파이프 관입 깊이 (L), 기초 관경 (D)를 고려하였다. 수직 방향 범위는 2 L, 10D 이상이 되도록, 수평 방향으로는 말뚝 직경의 5배 이상이 되도록 하였으며 (Russo, 1998; Chimdesa et al., 2023), 시험 토조 크기와 동일하게 2 m × 1 m × 1.5 m로 설정하였다. 지반은 영향 범위 (1 m × 0.5 m × 0.75 m) 내에서는 20 mm 크기 이하의 사각형 요소로, 그 외부는 50 mm 이상으로 하여 해석 정확도를 높이면서 동시에 계산 효율성을 높이고자 하였다.
또한, 서까래 파이프와 가로대 파이프는 1D 임베디드 보 특성으로 설정하였다. 일반적으로 3D 유한요소해석에서 말뚝이나 기초는 3차원 연속체 요소로 모델링된다. 전체 지반의 요소 격자에 비하여 기초의 단면 수치가 작기 때문에 기초와 지반이 만나는 부분에서 요소망이 세밀해지며 해석 부하가 증가할 수 있다. 이에 반해, 임베디드 보 (Embedded beam) 요소는 요소 적합 제약 조건 없이 3D 연속체 요소인 지반에 내장된 빔 (Beam) 요소로 기초를 모델링하며, 이로 인해 주변 지반 요소와의 구속 조건을 통해 구조물-지반 상호작용 (Soil - structure interaction)을 반영하면서도 요소망 생성이 적어 효율적인 해석을 가능하게 한다 (Sadek and Shahrour, 2004; Truty, 2023).
Fig. 2는 07-단동-01형 (서까래 간격 60 cm) 서까래 1개인 케이스에 대한 유한요소 메쉬를 나타내었다.
Fig. 2
Cross-section of the x-z plane element meshes of conti- nuous pipe foundation and soil (07-single span-01 in disaster-resistant greenhouse specification)
파이프 줄기초의 재료 물성은 등방탄성모델 (Isotropic elastic) 모델로 설정하고 입력 변수로 탄성 계수 (Young’s Modulus)는 210 GPa, 포아송비는 0.33, 단위 중량을 76.98 kN/m3을 적용하였다. 파이프 줄기초의 단위 중량 값은 KS D 3760 : 비닐하우스 도금 강관에 명시된 바와 같이 파이프 줄기초의 재료인 철강의 단위 중량을 7.85 tf/m3으로 두었을 때의 값을 이용하였다. 흙은 Mohr-Coulomb 탄소성 모델을, 모델 검증을 위한 내부 마찰각과 점착력, 단위 중량은 Table 1에 주어진 값을 이용하였다. 탄성 계수는 1.5 MPa, 포아송비는 0.33을 적용하였다. 일반적인 지반의 탄성 계수에 비하여 작은 값이나, 관입 깊이가 0.5 m 이내로 매우 낮은 구속압을 반영하기 위하여 적용하였다 (Nam et al., 2011; Hao et al., 2025). 그리고, 파이프 줄기초와 인접지반 사이에 소성 항복이 발생할 때 전단 응력의 크기가 계속해서 증가하는 것을 제한하고 기초와 지반 사이에 미끄러짐이 적절히 발생할 수 있도록 경계면 요소 (Interface element)를 지정하였다. 강도감소계수 (
)는 일반적으로 사질토에서 이용되는 0.7로 설정하였다. 기초와 인접 지반 사이의 전단강도상수 (
) 는 아래 식 (1), (2)를 적용하여 산정하였다 (Brinkgreve et al., 2015).
여기서, 
: 흙의 점착력, 
: 흙의 내부 마찰각, 
: 강도감소계수
강성계수는 수직강성계수 (
), 전단강성계수 (
)를 이용하였으며, 
, 
는 식 (3)~(5)를 통해 산정되었다.
여기서, 
: 지반의 전단탄성계수 (MPa), 
: 지반의 포아송 비, 
: 지반 탄성계수, 
: 인터페이스 법선 변형률에 대한 지반 압밀계수 (MPa), 
: 강도감소계수, 
: 인터페이스 포아송 비 (인터페이스의 비압축성 마찰거동을 모사하기 위해 0.45 이용), 
: 평균 길이 (m), 
: 수직강성계수 (MN/m3), 
: 전단강성계수 (MN/m3)
해석 단계는 첫째로 지반과 기초의 요소를 설정하고 기초 설치 직후 상태를 시뮬레이션하여 지반 응력 균형을 맞추었다. 두 번째로 기초의 구성 요소와 변위 조건을 통해 인발 하중을 재하한 후 수렴될 때까지 해석을 수행하여 그 결과를 이용하였다. 하중재하 조건은 강제변위 조건으로 수행하였다. Lee et al. (2025b)에서 파괴 변위와 가로대 파이프 관경과의 비가 모든 가로대 관경에서 평균 28%로 나타났다. 이에, 본 연구에서도 각 케이스별 가로대 관경의 28%에 해당하는 강제변위를 기초 두부에 작용시켰을 때의 저항력을 극한인발저항력으로 산정하였다.
4. 모델 검증
모형시험에서의 극한인발저항력 측정 결과와 수치해석에서의 극한인발저항력 산정 결과를 비교하여 구축한 3차원 수치해석 모델의 정확성을 검증하였다. 이 때, 정확도 평가를 위해 R2, RMSE (Root Mean Squared Error), MAE (Mean Absolute Error) 와 MPE (Mean Percentage Error)를 이용하였다. 각 지표의 산정식은 식 (6)~(9)과 같다.
여기서, 
: 관측값, 
: 예측값, 
: 관측치의 평균값, 
: 데이터의 수
5. 변수 분석 설계
시험 결과와의 비교를 통해 검증된 수치해석 모델을 이용하여 파이프 줄기초의 극한인발저항력에 영향을 미치는 주요 토양 특성의 영향을 파악하기 위하여 지반 특성 (점착력, 내부 마찰각, 단위중량) 변화에 따른 인발저항력과 인발 거동 특성을 확인하였다.
토양 물성은 대표적인 밭 토양으로 이용되는 사양토 (Sandy Loam), 양토 (Loam) 범위를 대상으로 하였다. 농업용 토양은 일반적으로 삼각분류법에 따라 입도 기반으로 정의되며, 액⋅소성 등의 강도 특성에 영향을 끼치는 인자들에 대하여 고려하지 않기 때문에 직접 해석에 적용하는 것은 한계가 있다. 일반적으로 해당 범위에 해당하는 흙은 USCS 분류 상 SM, SC, ML, CL 등의 넓은 범위에 해당할 수 있다. 이에, 본 연구에서는 각 삼각분류법 토성에 대응 가능한 USCS 분류별 일반적인 지반 물성 범위에서 해석을 수행하였다 (KEC, 2020). Table 3에서 SM, SC, ML, CL 등이 포함되는 Sandy Soil, Clayey soil에서의 단위 중량, 내부 마찰각, 점착력 범위를 이용하여 총 45개 case에 대한 시험을 수행한 후 그 결과를 분석하였으며 그 케이스는 Table 4와 같다.
Table 3
Soil properties for various soil type (KEC, 2020)
Table 4
Cases of soil properties used in variable analysis
| Unit weight (kN/m3) | Internal friction angle (°) | Cohesion (kPa) |
| 15.69, 16.67, 17.65 | 20, 25, 30 | 9.81, 19.61, 29.42, 39.23, 49.03 |
대상 기초는 국내에 비교적 널리 보급된 내재해형 단동 온실 규격인 07-단동-1형, 10-단동-1형으로 하였다 (Yun et al., 2013). 07-단동-1형의 파이프 줄기초는 서까래 ϕ 25.4 × 1.5t. 간격 600 (mm), 가로대 ϕ 25.4 × 1.2t (mm)이며, 10-단동-1형은 서까래 ϕ 31.8 × 1.5t. 간격 600 (mm), ϕ 25.4 × 1.5t (mm)이다. 이와 같은 2가지 규격에 대하여 극한인발저항력을 산정하고 그 결과를 비교하였다.
Ⅲ. 결과 및 고찰
1. 수치해석 모델 검증 결과
본 연구에서 개발한 3차원 수치해석 모델의 타당성을 검증하기 위해, 모형시험 결과와 본 연구에서 개발한 수치해석 모델을 통해 산정한 극한인발저항력을 비교⋅분석하였다. Fig. 3은 실험값 (Observed)과 예측값 (Simulated)의 관계를 보여주는 1:1 선도이며, Table 5는 모델의 정량적 정확도를 평가한 지표이다.
Table 5
Statistical performance of the proposed numerical analysis model
| R2 | RMSE (N) | MAE (N) | MPE (%) |
| 0.862 | 636.183 | 487.818 | -8.499 |
분석결과, R2가 0.862로 나타나 0.8 이상으로 우수한 성능을 보였다. 또한, RMSE (636.18 N)와 MAE (487.82 N)는 유사한 값을 가져 수치해석 결과가 큰 극단값이나 이상치 없이 균형 잡힌 결과를 확인할 수 있다. 또한, MPE는 약 –8.5 %로 전체적으로 실험값에 비해 다소 큰 극한저항력 값을 보이는 것을 확인할 수 있다.
극한인발저항력의 총량뿐만 아니라 인발 거동 특성을 비교하기 위해 대표적인 케이스의 하중-변위 곡선을 Fig. 4에 도시하였다. 초기 하중 구간에서 실험과 수치해석의 하중 증가에 따른 변위 변화가 잘 일치하며, 이는 수치해석 모델이 초기 지반과 기초 사이의 접촉 거동과 지반의 탄성 반응을 적절히 모사하였음을 나타낸다. 변위가 점차 증가하며 비선형 거동이 나타나는 구간에서도 전반적인 경향은 유사하였으나 일부 차이가 관찰되었다. 실험 곡선에서는 국부적인 지반 파괴로 추정되는 변곡점이 나타났지만, 해석 곡선에서는 상대적으로 매끄러운 형태를 보였다. 이러한 시험 결과는 지반의 국부 파괴에 따른 거동으로 볼 수 있으며, 수치해석에서는 균질한 지반 조건에서 해석이 수행되기 때문에 실험에서의 지반 내 국부적 밀도 변화와 층상 구조, 접촉면에서의 마찰 변화 등이 반영되지 않았기 때문으로 해석된다. 하지만, 본 연구에서 개발한 수치해석 모델의 정량적 성능 지표와 하중-변위 곡선의 전반적인 일치성을 고려하면 단동 온실 파이프 줄기초 예비 설계 시 극한인발저항력 예측에 활용될 수 있는 수준의 예측 정확도를 확보한 것으로 판단된다.
2. 해석 결과 분석
수치해석 모델을 바탕으로 인발 하중 작용 시 지반 조건에 따른 저항 메커니즘을 분석하였다. 이를 위해 내재해형 조리개의 미끄럼 저항력 기준인 1,390 N의 하중을 Table 1에 나타난 3가지 지반 조건에 적용하였으며, 인발 저항 시 지반 변위, 유효 응력, 소성 상태를 각각 Fig. 5~8에 나타냈다.
Fig. 5
Distribution of soil displacement around the continuous pipe foundation under uplift load. 
denote relative density in the foundation model test
Fig. 6
Distribution of soil displacement under uplift loading in the x-y plane. (a), (b), and (c) represent the soil displacement at the location of the rafter pipe foundation, while (d), (e), and (f) represent the displacement at a position 15 cm away in the x-direction from the rafter pipe
Fig. 7
Distribution of soil effective pressure around the continuous pipe foundation under uplift load
Fig. 5, 6의 지반 변위 분포를 통해 인발 저항 메커니즘을 확인할 수 있다. 공통적으로 최대 변위는 기초에 맞닿은 지반에서 발생했으며, 기초로부터 멀어질수록 변위는 점차 감소하였다. 가로대 파이프의 영향으로 서까래 단독 기초보다 더욱 넓은 범위의 지반을 함께 움직이도록 유도하여 전체적인 인발저항력을 증대시킨다는 것을 확인할 수 있다.
특히, 지반 조건에 따라 변위 양상이 뚜렷한 차이를 보였는데, 점착력이 증가할수록 기초 주변의 최대 변위가 현저히 감소하였다. 점착력이 낮은 Fig. 5, 6의 (a), (d)에서는 4 mm에 가까운 큰 변위가 서까래 파이프 두부와 가로대 파이프 상부를 중심으로 넓은 영역에 발생하였다. 하지만 점착력이 증가하는 (b), (e)에서 (c), (f)로 이동하면서 가로대 파이프 상부에서의 최대 변위는 감소하였으며 큰 변위가 파이프에 인접한 영역으로 국한되는 결과를 보였다. 이는, 저심도에서 지반의 전단 강도에 점착력이 지배적인 영향을 끼치기 때문으로 볼 수 있다. 점착력이 높은 (c), (f) 조건의 지반은 동일한 하중에 대해 작은 변형만으로 저항할 수 있으나, (a), (d) 조건의 지반은 낮은 전단 강도로 인해 줄기초 주변에 큰 변형을 수반하며 하중에 저항한 것으로 판단된다.
이러한 저항 메커니즘의 차이는 유효 응력에서도 일관되게 나타났다. 점착력이 낮은 Fig. 7(a)에서 줄기초의 가로대 파이프 상부 영역에 높은 응력이 집중되며, 응력 변화의 영향 범위가 넓게 나타났다. 반면, 점착력이 높은 (c) 지반에서는 상대적으로 작은 응력 변화를 보였다. 이는 (c) 지반에서 점착력 증가에 따라 상대적으로 높은 강성을 가져 기초에 가해진 인발 하중을 기초와 인접한 영역의 지반만으로 효과적으로 저항하였음을 의미한다. 따라서, 가로대 파이프 바로 위에는 압축 응력이 발생하는 영역이 존재하며 아래에는 인장응력 (음의 값을 갖는 영역)이 급격한 구배를 형성하며 집중되는 것으로 볼 수 있다. 반면, 점착력이 낮아짐에 따라 상대적으로 쉽게 변형되어 가로대 파이프 상부에 더 큰 응력 집중 영역이 발생하며 하부에 작은 인장응력이 존재하는 것으로 판단된다.
앞서 지반 변위와 유효 응력에서의 고찰과 동일하게 소성 영역 또한 점착력이 파이프 줄기초의 인발 저항 메커니즘을 변화시키는 주된 요소임을 보여준다. 점착력이 증가함에 따라 소성 파괴 영역이 더 작게 변화하는 것을 확인할 수 있다. (a) 지반에서는 가로대 파이프 상부, 서까래 파이프 주변 큰 영역에 파괴 영역이 발달되어 있다. 반면, (c) 지반으로 갈수록 파괴 영역은 점차 기초 부재 주변에 매우 집중되어 나타나고 있다. 이는 전단 강도가 낮은 (a) 지반에서는 하중에 저항하기 위해 넓은 영역의 지반이 파괴된 것에 비해 (b), (c) 지반으로 갈수록 전단 강도가 커 기초 주변 좁은 영역만이 전단 파괴되고 추가적인 인발 하중에 저항할 수 있는 것으로 볼 수 있으며, 실제 하중이 작용함에 따라 (c)에서 (b) 그리고 (a)의 순서로 파괴가 진행될 것으로 추정하여 볼 수 있다.
종합하면, 파이프 줄기초의 인발 메커니즘은 가로대 파이프 상부 지반의 무게 및 전단 강도와 서까래 파이프의 주면 마찰력으로 구성되는 것으로 볼 수 있다. 기초에 가해진 인발 하중은 가로대 파이프 상부와 서까래 파이프 인근 흙으로 전달된다. 전달된 응력이 지반의 항복 강도를 초과하면 소성 변형이 발생하고, 이로 인해 응력이 주변 지반으로 재분배된다. 반면, 지반의 항복 강도를 넘지 않으면 대부분의 영역이 탄성 상태를 유지하며 응력을 지지하여 응력 재분배가 일어나지 않고 기초 주변에 큰 변위가 발생하지 않으며, 가로대 파이프 상하부에 높은 응력 구배가 존재하는 것으로 보여진다.
이때, 얕은 심도에 설치되는 파이프 줄기초의 특성 상 지반의 점착력이 저항력의 크기와 파괴 메커니즘을 결정하는 가장 지배적인 인자임을 확인하였다. 전단 강도가 낮은 지반은 동일한 인발 하중에 대해서도 광범위한 소성 파괴 영역이 발생하고 큰 변위가 발생하였다. 이러한 변위는 당장 파괴 상태에 도달하지 않더라도 상부 구조물에 기능적 문제를 야기할 수 있으며, 이후에 인발 하중이 다시 작용할 때에 본래 강도보다 낮은 강도에서 쉽게 파괴될 수 있게 된다. 따라서, 내재해형 단동 온실 시공 시 현장에서 다짐 관리를 통해 소정의 강도를 확보하는 것이 파이프 줄기초의 장기적 안정성과 사용성을 확보하는 데 매우 중요할 것으로 판단된다.
3. 지반 물성에 따른 인발저항력 변화
검증된 수치해석 모델을 활용하여 국내 대표적인 밭토양에서의 단위중량, 점착력, 내부마찰각을 변수로 설정하여 07-단동-1형, 10-단동-1형 온실 기초에 대한 극한인발저항력을 산정하였다. 그리고 그 결과를 Table 6, 7에 나타내었다.
Table 6
Ultimate uplift resistance of continuous pipe foundations with strength parameter variation (07-single-01)
Table 7
Ultimate uplift resistance of continuous pipe foundations with strength parameter variation (10-single-01)
분석 결과 세 가지 매개변수 모두 저항력 증가에 긍정적으로 기여했으며, 각 변수가 증가함에 따라 저항력 또한 증가하는 양상을 보였다. 각 변수가 저항력에 미치는 영향은 점착력, 내부마찰각, 단위중량 순으로 크게 나타났다.
동일한 내부마찰각과 단위 중량일 때 점착력이 0 kPa에서 49.03 kPa로 증가할 때 평균적으로 약 2.41배의 극한인발저항력 증가를 보였다. 이러한 점착력의 지배적인 영향은 Mohr-Coulomb 파괴 규준에 근거하여 저심도에서는 상재압 (
)의 영향이 제한적이므로 점착력이 전단 강도에 끼치는 영향이 더욱 크기 때문으로 판단된다. 다만, 내부마찰각 20°에서는 약 2.91배, 25° 에서는 2.36배, 30°에서는 2.00배로 내부마찰각이 증가함에 따라 증가 폭이 점차 줄어들었다. 이러한 결과의 이유는 전체 저항력에서 마찰 저항 성분과 점착력으로 인한 저항 성분이 차지하는 상대적 기여도의 변화로 설명할 수 있다. 내부마찰각이 20°로 작을 때는 마찰에 의한 저항 성분의 기여도가 작아 점착력이 없는 경우의 초기 저항력이 매우 작다. 하지만, 내부마찰각이 커지면 점착력이 작은 경우에도 마찰 저항 성분으로도 저항력이 확보되어 점착력 증가에 따른 저항력 증가율이 낮아지는 것으로 볼 수 있다.
또한, 내부마찰각이 20°에서 25°, 30°로 증가함에 따라 평균적으로 극한인발저항력이 1.07배, 1.13배 증가하였다. 내부마찰각이 증가함에 따라 동일한 유효응력에서도 더 큰 마찰 저항을 발휘할 수 있기 때문으로 판단된다. 여기서 내부마찰각이 증가할 때 극한인발저항력의 값의 증가 폭은 점착력 값이 커짐에 따라 점차 줄어들었다. 특히, 점착력이 49.03 kPa일때는 내부 마찰각이 25° 이상으로 증가할 때 저항력이 수렴하다가 오히려 소폭 감소하는 결과가 나타났다. 유사하게 Strip anchor에서도 내부마찰각 변화에 따라 점착력 인발 계수가 증가하다 약 20~30° 이후 더 이상 증가하지 않고 수렴하다 오히려 소폭 감소하는 결과가 보고된 바 있다 (Islam et al., 2019). 이 때, 점착력이 49.03 kPa와 같이 높은 경우에는 저항력에 점착력이 끼치는 영향이 매우 크기에 이러한 경향이 나타난 것으로 볼 수 있다.
마지막으로 단위중량이 15.69 kN/m3에서 16.67, 17.65 kN/m3로 높아짐에 따라 극한인발저항력은 평균적으로 1.02, 1.04배 증가하였다. 매개변수 분석의 수치 상으로는 단위중량 변화에 따른 극한인발저항력 증가 폭이 가장 낮아 단위중량의 기여도가 낮은 것으로 보인다. 하지만 실제 지반에서 내부마찰각이나 점착력 등의 지반 강도정수는 단위중량에 직접적으로 영향을 받으며 단위 중량 증가에 따라 전단 강도는 증가하기 때문에 다짐도에 대한 관리가 실제 기초의 성능에는 가장 중요할 것으로 판단된다.
Ⅳ. 요약 및 결론
본 연구는 내재해형 단동 온실에 이용되는 파이프 줄기초의 극한인발저항력을 평가하기 위하여 3차원 유한요소해석 모델을 개발하고 검증하였다. 선행 연구에서의 파이프 줄기초에 대한 모형시험을 재현하여 그 결과를 비교⋅검증하고 파이프 줄기초의 인발 저항 메커니즘을 규명하였다. 또한, 다양한 토질 특성 (단위 중량, 내부마찰각, 점착력)에 대한 매개변수 분석을 수행하여 파이프 줄기초의 극한인발저항력에 대한 각 특성별 기여도를 정량적으로 평가하였다. 주요 연구 결과를 요약하면 다음과 같다.
1. 개발된 3차원 유한요소해석 모델은 모형시험 결과를 높은 정확도로 재현하여, 파이프 줄기초의 극한인발저항력 산정에 대한 신뢰도를 확보하였다. 모형시험과의 비교 결과 R² = 0.862로 높은 상관성을 보였다. 또한, RMSE 및 MAE 값은 각각 약 636 N, 488 N으로 극단적 이상치 없이 균형 잡힌 예측 정확도를 나타내었다. 또한, 하중-변위 곡선의 비교 결과 모형시험에서 관찰된 하중-변위 관계의 초기 탄성 영역과 전반적인 비선형적 경향을 잘 모사하는 것으로 나타났다.
2. 해석 결과를 이용하여 파이프 줄기초의 인발 저항 메커니즘을 규명하였으며, 얕은 심도에서 점착력이 파괴 거동을 지배하는 핵심 인자임을 확인하였다. 파이프 줄기초의 인발 저항력은 주로 파이프 줄기초 상부 흙의 무게와 전단 강도, 서까래 파이프 인근 흙과의 주면 마찰력에 의한 것으로 확인되었다. 특히, 지반 변위, 유효 응력, 소성 영역 분포 분석 결과 점착력이 낮을수록 광범위한 변위와 소성 파괴가 발생하는 반면, 점착력이 클수록 저항이 기초 인근에 집중되며 국부적인 파괴 양상을 보였다.
3. 지반 물성에 따른 매개변수 분석 결과, 극한인발저항력에 대한 기여도는 점착력, 내부마찰각, 단위중량 순으로 크게 나타났으며, 점착력이 가장 지배적인 영향을 미쳤다. 내부마찰각과 단위중량의 직접적인 영향은 상대적으로 작았으나, 실제 시공 시 다짐 관리를 통한 단위중량 증가는 지반 강도의 전반적인 향상으로 이어지므로, 기초의 안정성 확보를 위한 가장 중요한 실무적 관리 요소로 판단된다.
본 연구의 결과는 내재해형 온실 설계 시 다양한 지반 조건에 따른 파이프 줄기초의 인발저항력을 정량적으로 예측하는 기초 자료로 활용될 수 있다는 점에서 학술적, 공학적 의의가 있다. 다만 연직 방향 인발 하중에 국한된 모델로, 향후 실제 강풍이나 태풍에 의해 유발되는 수평 방향 하중이나 동적, 주기적 하중의 영향을 고려한다면 더욱 신뢰성 있는 파이프 줄기초의 인발저항 특성을 평가할 수 있을 것으로 사료된다.
