한국해안 해양공학회논문집 /ISSN 1976-8192(Print), ISSN 2288-2227(Online) Journal of Korean Society of Coastal and Ocean Engineers 28(3), pp. 124~131, Jun. 2016 http://dx.doi.org/10.9765/kscoe.2016.28.3.124 비중차이에따른테트라포드안정계수변화에관한실험적연구 Experimental Investigation on the Change of Stability Coefficient of Tetrapod According to Difference in Density 이달수 * 오상호 ** 조봉석 *** Dal Soo Lee*, Sang-Ho Oh** and Bong Suk Cho*** 요지 : 이연구에서는수리실험을통해비중이서로다른테트라포드의 Hudson식에의한안정계수 (K D ) 변화특성을고찰하였다. 수리실험은사면경사 1:1.5인경사식방파제에대하여반복실험없이 1회수행되었으며, 본실험조건에서는고비중테트라포드의안정계수가더크게나타났다. 이는테트라포드안정계수가비중에따라서달라지게됨을보여주는결과이다. 향후보다많은실험을통해서테트라포드의비중이안정계수에미치는영향을자세히고찰할필요가있다. 핵심용어 : 테트라포드, 고비중, 소파블록, 안정계수, 슬래그 Abstract : In this study, a physical experiment was performed to investigate the change in the stability coefficient, defined by Hudson equation, for the tetrapod of different specific densities. The experiment was carried out once (with no repetition) for a rubble mound breakwater with 1:1.5 slope. In this experiment, the stability coefficient for the high-density tetrapod was greater than that for the normal-density tetrapod. This indicates variability of the stability coefficient according to change in the density of tetrapod. Further experiments and detailed analysis are required to investigate the effect of the density on the stability coefficient of tetrapod. Keywords : tetrapod, high-density, armor block, stability coefficient, slag 1. 서론 제철공정에서발생하는부산물인슬래그 (slag) 는철광석에서철성분을분리해내고남는맥석성분을주성분으로하는고로슬래그와선철중의규소등을분리해낼때발생하는제강슬래그로구분된다 (Yang et al., 2004). 최근철강제품의다품종화및조업과정의다변화에따라제철공정에서발생하는부산물에대한처리공정도합리적으로변화하고있다 (Cho and Lee, 2013). 한편, 시멘트콘크리트제조산업은그특성상고온의소성과정이필요하며이로인해전세계 CO 2 배출량의약 8% 를차지하고있기때문에이러한환경부하를저감시키기위해서슬래그등산업부산물의활용성을높이면상대적으로시멘트사용량을줄일수있어 CO 2 발생저감효과를얻을수있다. 이러한이유로일부국가에서는콘크리트구조물에서슬래그콘크리트사용량이일반포틀랜드시멘트콘크리트사용량에거의육박하고있으며, 국가적차원에서도관련설계기준을정비하여슬래그콘크리트사용을권장하고있는추세이다 (Jeon and Yoon, 2013). 건설산업과관련해서고로슬래그는시멘트원료로서의사용비중이크고, 제강슬래그는도로용골재및토목용골재로주로활용되고있다. 그중에서도해양토목분야의적용사례로서가장대표적인것은제강슬래그를이용하여어초용블록또는소파블록을제작하는것이며, 이러한블록들은일반콘크리트블록에비해해조류들이잘부착하여성장하는특성으로인해해중림조성을위한구조물로서활용가치가높다고알려져있다 (Yang et al., 2004). 슬래그를이용하여해양구조물을제작할경우의또다른이점으로는장기내구성을향상시킬수있다는점이다. 최근연구에의하면콘크리트배합설계시슬래그함유율을 70~80% 까지높일경우해양콘크리트의장기내구성이증대되는효과가극대화되며, 그이유는슬래그함유율이높은콘크리트는보통포틀랜드시멘트콘크리트에비해동결융해및염화물이온침투저항성능이향상되기때문이다 (Kim et al., 2014). 슬래그사용콘크리트의또다른특징으로는슬래그자체의비중이크기때문에보통포틀랜드시멘트콘크리트에비해서고비중콘크리트를제조할수있다는점이다. 이러한특 *( 주 ) 혜인이엔씨 (Research Institute, Hyein E & C) ** 한국해양과학기술원연안공학연구본부 (Corresponding author: Sang-Ho Oh, Coastal Engineering Division, Korea Institute of Ocean Science and Technology, Ansan 15627 Korea, Tel: +82-31-400-7822, Fax: +82-31-408-5823, coast.oh@gmail.com) ***POSCO ( 재 ) 포항산업과학연구원환경자원연구그룹 (Environmental & Resources Research Group, Research Institute of Industrial Science & Technology) 124
비중차이에따른테트라포드안정계수변화에관한실험적연구 125 징을활용하여최근항만시설의방파구조물에주로쓰이는소파블록에슬래그를혼합한고비중콘크리트를적용하는사례가증가하고있다. 특히기후변화등해양환경변화로인해설계파가증대되고, 항만시설이점차수심이깊은곳에설치되는사례가증가하면서고중량소파블록의사용필요성또한높아지는데, 고비중콘크리트소파블록을사용할경우블록의규모를유지하면서고중량블록을제조할수있기때문에최근그활용범위가점차증가하고있다. 포르투갈 Sines항서방파제제두부에는단위중량 3.1 tf/m 3 인 90톤급 Antifer Cube가사용되었으며, 일본에서는 1990년대부터다수의항만건설공사에다양한범위의고비중소파블록 ( 단위중량 2.45~3.0 tf/m 3 ) 이활용된바있다 (Aqua Product Co., 2016). 국내의경우 2009년부터울산북방파제축조공사, 여수소두라항및남해군장포항방파제보강공사등에고비중소파블록이적용되었는데, 이때사용된블록의단위중량은모두 2.8 tf/m 3 에해당하였다 (Mecca Ocean Research & Institute Co., 2016). 이처럼최근고비중소파블록의적용사례가증가하고있지만고비중소파블록으로피복된방파제의사면안정성에관해서는선행연구가많지않은편이다. Helgason and Burcharth (2005) 는단위중량이 2.65-3.30 tf/m 3 인사석을이용하여 1:1.5 및 1:2 사면경사에대한수리실험을수행한바있다. 이결과에따르면 1:2 사면에서는소파블록의공칭직경과파고비의세제곱이수중에서의블록상대밀도의세제곱의역수에비례하여 D ----- n 3 ρ ----- a Hudson H 1 3 ρ w 공식의경향과일치한반면, 1:1.5 사면에서는이와는달리 D ----- n 3 ρ ----- a 의관계가얻어졌는데, 이는사면경사에따 H 1 2 ρ w 라서소파블록비중의영향이다르게나타날수있음을보인것이다. 한편, 1층피복블록중에서는고비중 Dolos (Zwamborn, 1978; Scholtz and Zwamborn, 1982) 및고비중 Xbloc (van Zwicht, 2009) 의사면안정성평가에관련된연구가수행되었다. 특히 van Zwicht (2009) 에서는 1:1.5 및이보다급경사사면에설치된 Xbloc의안정계수는비중증가의영향을과소평가하며, 경사가급해질수록안정계수를더욱과소평가한다고밝혔다. 즉비중이큰 Xbloc 의안정계수는실제보다과소평가되며비중이작은 Xbloc 의안정계수는실제보다과대평가된다는결과를제시하였다. 이러한사실은동일형상의소파블록은동일한값의안정계수 (K D ) 를가진다는통념과는다르며, 블록의비중에따라서안정계수의값이달라진다는점을시사하는연구결과들이다. 그런데우리나라방파제건설공사에서가장많이사용되는테트라포드에대해서는고비중화에따른안정계수변화특성에관한연구가이루어진바가없는것으로파악된다. 이러한점을고려하여본연구에서는수리실험자료를분석하여일반비중및고비중테트라포드의안정계수를비교, 평가하는연구를수행하였다. 2. 사면안정성에영향을미치는요소들 소파블록으로피복된사면에작용하는여러외력성분은 Fig. 1과같이나타낼수있으며, 여기에서 F L 은양력, F D 는항력, F I 는관성력, F G 는중력을각각나타낸다. 이중앞의세힘은블록의움직임을유발하는힘이며, 중력에의한블록의자중및블록간의마찰력과맞물림 (interlocking) 은블록안정화에기여하는힘이다. 이힘들은모두근본적으로사면경사의함수이며, 블록안정화에기여하는힘의경우사면경사가급해짐에따라서자중의영향은상대적으로감소하고마찰력과맞물림이더중요한요소가된다 (Burcharth, 1993). 따라서각성분의기여도는정확하게정의되지는않지만, Fig. 2에제시된 Price (1979) 의연구결과를통해서어떠한사면경사에서의자중과나머지힘 ( 마찰력과맞물림 ) 의상대적인크기를대략파악할수있다. Fig. 2로부터맞물림이좋은피복재의경우사면경사가대략 55 o 정도까지는경사가급해질수록맞물림과표면마찰력이빠르게증가하므로사면안정성이좋아짐을알수있다. 반면에맞물림이거의없는피복재는경사가대략 30 o 를넘기시작하면사면안정성은오히려감소한다. 이러한이유로사석또는이와유사한형태의피복재는일반적으로 1:2 (26.6 o ) 경사로설치되며, 맞물림이강화된인공블록은이보다더경사가급한 1:1.5 (33.7 o ) 또는 1:1.33 (36.9 o ) 경사로설치되고있다 (Burcharth, 1993). 즉, 블록의종류 ( 형상 ) 및경사각에따라서사면안정성이달라질수있다. 한편, 주어진파고에대하여사면에서안정한피복재의중량을예측하기위해서는일반적으로식 (1) 의형태로표현되 Fig. 1. Schematization of forces on armour units under wave attack (after Burcharth 1993). Fig. 2. Influence of slope angle on the stabilizing effects of gravitational force, interlocking and surface friction (after Price 1979).
126 이달수 오상호 조봉석 는 Hudson 식을사용한다. γ K r H 3 H 3 D = ----------------------------------- = ---------------------------------- WS ( r 1) 3 cotα VS ( r 1) 3 cosα 위식에서 W는피복재의소요중량, V는피복재의부피, γ r 은피복재의단위중량, S r 은피복재의해수에대한비중, H는설계파고, K D 는피복재의안정계수, α 는사면이수평면과이루는각도를각각나타낸다. 식 (1) 에서피복재의비중에관련된항은 ( S r 1 ) 로나타난다. 안정계수 ( K D ) 란주어진파고에서피복층의피해가발생하기시작하는피복재의최소중량에상응하는 Hudson식의계수를의미하며, 피복재의안정계수값이클수록주어진파에대하여피복재의소요중량은작게된다. Fig. 1에보인여러외력성분들중에서항력, 양력, 중력은 Hudson식에서고려되었다. 반면에유체의관성력, 블록간의마찰력및맞물림은고려되지않았지만이요소들도블록의사면안정성에영향을미치게된다. 만일피복재의비중이변화하면피복재의상대비중 ( S r 1 ) 및그에따른영향을받게되는블록간마찰력과맞물림의사면안정성에의기여도가달라지게된다. 그런데 Hudson식에서는마찰력및맞물림에대한효과를수식으로서포함시키지않았기때문에비중변화의영향은결국값의변화로나타나게된다. 3.1 실험시설및모형 K D 3. 수리모형실험 수리모형실험은길이 53 m, 폭 1m인 2차원조파수조에서수행되었다. 수조종방향으로연직분할판을설치하여수조를폭 0.6 m의광수로와폭 0.4 m의협수로로분할하여광수로에는방파제모형을설치하였고, 협수로에서는통과입사파를계측하였다. 실험여건을종합적으로고려하여현장에설치되는일반테트라포드 ( 단위중량 2.3 tf/m 3 기준 ) 의규모를공칭중량 5톤급 ( 실중량 4.6톤 ) 으로선정하였고, 모형은원형의길이를 1/40로축소제작하였다. 한편, 고비중테트라포드는단위중량 2.8 tf/m 3 을가정하여제작하였으며, 모형의부피는동일하므로일반테트라포드의단위중량이 2.3 tf/m 3 임을고려할때현장에설치되는중량규모는실중량 5.6톤에상응하는것이다. 본수리모형실험에서는중력과관성력이가장지배적인힘으로작용하게되므로모형축척에서의물리량크기는 Froude 상사법칙을이용하여변환되었다. 일반및고비중테트라포드의비중은수리실험이담수 (fresh water) 로수행되는점을고려하여현장에설치될경우의비중인 2.3 및 2.8에비해서약 3% 정도작게제작함으로써, 실험환경에서의안정성이현장에서도재현되도록하였다. 일반및고비중테트라포드모형의수중포화상태에서의중량평균값은각각 69.7 g과 84.9 g이었으며, 이에따른모형의비중은각각 2.22 및 2.70에해당한다. 본실험에서는고비중 (1) 및일반비중모형단면의크기및부피를동일하게하였는데, 이는블록에작용하는유체력 ( 항력, 양력및관성력 ) 을변화시키지않도록함으로써오직비중변화에따른블록의거동변화를평가하기위해서였다. 3.2 모형설치 실험수조내에설치된콘크리트불투과면위에기초사석과중간피복석을쌓고모형테트라포드를거치하여방파제형상을재현하였다. 방파제의마루높이는실험파작용시월파가발생하지않는조건으로설정하였으며, 제체의폭이넓어서투과성이작기때문에제체후면으로의전달파고가매우작았으므로본실험조건은방파제는물론호안의경우에도상응하는조건이라고볼수있다. 방파제전사면경사는수평1.5, 연직1의비율인 1:1.5로설정하였다. 기초사석은현장규모로 0.015~0.03 m 3 /EA 크기의사석을선택하였으며, 중간피복석은현장규모로 0.2 m 3 /EA 크기의사석을사용하여기초사석위에 2층으로피복하였다. 테트라포드는 2층으로피복하였으며, 한열에하층 14개, 상층 13개를설치하였다. 한편, 테트라포드하층제1열의미끌림을방지하기위한구조로제체를축조하였다. 3.3 실험방법 3.3.1 비쇄파조건실험비쇄파조건이란파가피복재로피복된사면에도달하기전에는수심제한으로인해쇄파되지않는조건이다 (U.S. Army Corps of Engineers, 2011). Fig. 3에는비쇄파조건에대하여일반테트라포드를사용하여축조된방파제전경을제시하였으며, 이경우모형앞쪽바닥면의경사는 1/34.3 이었다. 실험파는수심이깊은구간에서 Bretschneider-Mitsuyasu 스펙트럼을따르는불규칙파를사용하여조파하였으며, 모형설치위치협수로에설치한파고계 3개를이용하여입사파를평가하였다. 실험수심은방파제전면에서 42.5 cm로하였으 Fig. 3. A photograph of the breakwater model for non-breaking wave condition.
비중차이에따른테트라포드안정계수변화에관한실험적연구 127 Table 1. Test waves for non-breaking condition. T s (s) H s (m) T s (s) H s (m) T s (s) H s (m) 8.0 s 2.52 2.59 2.52 2.97 3.01 3.00 3.50 3.52 3.48 4.01 3.97 3.95 4.50 12.0 s 4.44 16.0 s 4.44 4.99 4.93 4.91 5.27 5.49 5.51-6.01 5.94-6.60 6.58 Fig. 4. A photograph of the breakwater model for breaking wave condition. 며, 본실험의축척을 1/40로하였으므로현장에서의수심은 17 m에해당된다. 실험파의유의주기 (T s ) 는우리나라해역에서재현빈도 50년빈도의설계파주기가대부분 8~16 s 범위인점을고려하여현장조건으로 8, 12, 16 s의 3 가지로변화시켰다. 유의파고 (H s ) 는약 2.5 m로부터설정된수심에서재현이가능한최대파고까지약 0.5 m 간격으로변화하도록하였다. 위조건들로부터상대파고 (relative wave height: H s d ) 및상대수심 (relative water depth: d L) 의값을계 산하면 0.15< d <0.39 및 0.09< d L<0.20의범위에해당 H s 하며, 육안으로관측하였을때실험파가방파제전사면의끝 (toe) 에도달할때까지거의쇄파가발생하지않았다. 한편, 실험파의조파시간은 29분 30초였으며, 이를현장크기로환산하면항만및어항설계기준 (2005) 에서태풍시항만구조물의피복재피해량추정기간으로언급된 3시간에상응한다. Table 1에는현장규모로환산한실험파조건을제시하였다. 3.3.2 쇄파조건실험쇄파조건이란수심의제한으로인해파가피복재로피복된사면에도달하기전에부서지는조건으로 (U.S. Army Corps of Engineers, 2011), 이경우사면에쇄파압이크게작용하게된다. 쇄파실험을수행하기위해서는어떠한수심및파고, 주기조건에대해경사제사면에가장격렬한쇄파가발생하는상태에서소파블록의안정성을평가하는방법이이상적이다 (Carver and Davidson, 1982). 그러나이러한실험을수행하기위해서는파고및주기를미세조정하면서많은반복실험을거쳐야하므로실험에매우많은시간이소요된다. 본연구에서는이러한어려움을감소시키기위하여파고가작은파의경우에는쇄파가발생하지않지만어느정도파고가커짐에따라서쇄파가발생하는수심을찾은후실험을수행하였다. 쇄파조건실험의경우에도방파제제체폭은정수면높이에서비쇄파조건실험과거의동일하게하였다. Fig. 4에는일반테트라포드를사용하여축조된방파제전경을제시하였다. 이경우에는모형앞쪽해저면경사는비쇄파조건보다급한 1/26.2로설정하였다. 실험파는현장조건을기준으로유의파주기 (T s ) 는 12, 16 s Table 2. Test waves for breaking condition. T s (s) Normal Tetrapods H s (m) 의두가지로변화시켰으며, 파고는약 2.5 m부터조파가가능한최대파고까지약 0.5 m 간격으로변화하도록결정하였으나비쇄파조건실험에비해서파고간격을균일하게설정하는것이훨씬어려웠다. 또한이경우에는쇄파가발생하기때문에모형설치위치에서의파랑은 Bretschneider- Mitsuyasu 스펙트럼형상을따르지않는다. 한편, 위조건들로부터상대파고 (relative wave height: H s d ) 및상대수심 (relative water depth: d L) 의값을계산하면 0.39< H s d <0.65 및 0.05< d L<0.08의범위이며, 육안으로관찰하였을때대부분의실험파가방파제전사면의끝 (toe) 근처에서부서지는현상이발생하였다. 쇄파실험에서의실험수심은일반테트라포드로피복된사면에대해서는 17.5 cm, 고비중테트라포드로피복된경우에는 22.5 cm로하였으며, 본실험의축척이 1/40인점을고려하면현장의수심은각각 7m와 9m에해당된다. 이경우일반비중및고비중테트라포드실험에서의주기및파고조건은비슷하더라도수심이다르기때문에파장도다르므로파형경사 ( H L) 의차이가발생할수있다. 그러나고비중테트라포드실험에서는더큰파고조건까지실험이이루어졌기때문에실험파의파형경사범위는일반테트라포드의경우 Highdensity Tetrapods T s (s) Normal Tetrapods H s (m) Highdensity Tetrapods 2.36* 2.34* 3.04 3.00* 2.97 3.11* 3.58 3.35* 3.46 3.48* 3.73 3.74 4.00 3.78 12.0 s 4.46 4.38 16.0 s 4.30 4.49 4.76 4.94 5.33 5.12 5.55 5.51 5.84 5.82 *: non-breaking condition
128 이달수 오상호 조봉석 0.023~0.046, 고비중테트라포드의경우 0.024~0.054로큰차이가없었다. 따라서고비중과일반비중실험시의파형경사차이가실험결과에미치는영향은거의없을것으로판단된다. Table 2에는일반테트라포드및고비중테트라포드에대하여각각의실험수심에서의실험파조건을현장규모로제시하였다. Table 2에서 * 를붙인것은쇄파가발생하지않는비쇄파조건에서실험이수행된것을나타낸다. 실험파작용시간은비쇄파조건실험과동일하게 29분 30초로하였다. 4. 사면안정성평가방법 4.1 피해모드실해역에서경사식방파제피복재의최종피해는일반적으로피복재가제자리를이탈하거나파괴되는현상으로나타나지만축소수리모형실험에서는피복재가파괴되지는않으므로사면의안정성을검토할때에일반적으로피복재자체의파괴는고려하지않고단지피복재가제자리에서이탈한양으로피해량을평가한다. 따라서실험실에서경사식방파제사면의피해라고하면제체의사면에설치된피복재가파력을받아최종적으로제자리를이탈하는정도만을의미하는것으로이해하기가쉽다. 그러나현장에서는사면에설치된피복재가제자리를이탈하지않더라도제자리에서움직임 (Rocking) 이심한경우피복재가부러지는등피해가발생하므로실험에서도 Rocking이심하게발생하는경우에는피복재의파괴로간주하여피해량에포함시키는것이바람직하다. 본수리실험과같이단면형상이구체적으로결정되지않은상태에서피복층의피해량을평가하거나피복재의안정계수를추정하는데에는매우오랜시간과많은실험이소요되며범용적으로사용할수있는결과를얻는데어려움이따른다. 본연구에서는 Ministry of Maritime Affairs and Fisheries (2001) 에제시된안정성평가항목에근거하여일반및고비중테트라포드로축조된방파제의사면안정성을검토하였다. Ministry of Maritime Affairs and Fisheries (2001) 에서는피복재의피해모드를다음세가지로제시하고있다. 첫번째는개별피복재가과도한제자리움직임 (Rocking) 을하는경우이다. 두번째피해모드는피복재가제자리에서이탈된후에다시복원되는경우로서, 큰파가사면에내습하게될경우피복재가위로솟구친후다시제자리로떨어지거나또는일단자리를이탈해서사면위에머물다가다음에내습하는큰파에의해원래의자리로되돌아가는현상이발생하기도한다. 세번째피해모드는피복재가제자리에서최종적으로이탈되는것이다. 일반적으로피복재가원래의위치에서피복재의특성길이 (characteristic length) 의 1/2배이상이동한경우이탈로간주한다. 통상적으로소파블록의특성길이는공칭직경 (nominal diameter) 과같은의미를가지며, 중량을단위중량으로나눈값의세제곱근으로 계산된다. 본수리실험에서는이세가지피해모드에의한피해를모두고려하여사면안정성을평가하였다. 4.2 안정계수평가방법사석방파제및호안의사면에피복된테트라포드의안정계수를평가하기위하여실험파를파고가작은파로부터파고가큰파의순서로제체에작용시켰다. 사면에서테트라포드의이탈피해가발생하기시작하면그때의실험파의파고보다파고가더큰실험파 2~3개를더작용시킨후실험을종료하였다. 피복재의제자리회전및움직임 (Rocking) 현상에따른피해를평가하는데일반적으로통용되는정량적인기준이없기때문에, 본수리실험에서는테트라포드가제자리에서순간적으로 180 o 이상회전하는현상이반복적으로발생하는경우에는파괴로인한피해로간주하였다. 피해가발생하기시작한실험파보다파고가한단계더큰실험파를작용하였을때누적피해량이크게증가하는경우에는실제로피해가발생하기시작하는파고는실험에서피해가최초로관측된실험파보다낮을수있다. 이러한점을고려하여이러한경우에는안정계수산정을위한피해시작파고는피해가발생하기시작한실험파와그보다파고가한단계작은실험파의파고의중간값으로추정하였다. 반면에, 피해가발생하기시작한실험파보다파고가한단계더큰실험파를작용하여도피해량이크게증가하지않은경우에는최초에피해가발생한실험파부터실제로피해가발생한다고판단하였다. 만약준비된실험파를순차적으로모두작용하여도피해가발생하지않는경우에는피해시작파고및안정계수를판정할수없었다. 5. 안정계수평가 5.1 비쇄파조건 Table 3~5에는 T s = 8.0 s, 12.0 s 및 16.0 s의실험파를작용하였을경우에일반및고비중테트라포드의파고별누적피해량및피해시작파고판정결과를각각제시하였다. 4.2절에서언급한것처럼테트라포드의피해가최초발생하기시작하는파고를포함하여그보다높은파고조건 2개이상에서의피해발생결과를종합적으로고려하여피해시작파고를판정하였다. 예를들어 Table 5의경우파고 5.51 m와 5.94 m에서의테트라포드피해수량은각각 5개및 6개인데, 파고 5.51 m 에서의피해수량은다른실험에비하여상대적으로많은편이지만한단계높은파고 (5.94 m) 에서의피해수량이급격히증가하지않았다. 또한이 2개파조건에서피해량으로판정된블록중에는상대적으로경미한흔들림을보인것이 3~4개포함되어있다. 이러한점들을고려하여 T s = 16.0 s에서의피해시작파고를 5.51 m 로평가하였다. 한편, Table 3~5에보인것처럼피해시작파고는주기별로다소차이를나타낼수있으므로그중에서최소값을선정하
비중차이에따른테트라포드안정계수변화에관한실험적연구 129 여최종적인피해시작파고로평가하였다. 따라서피해시작파고는비중 2.3인일반테트라포드의경우 3.72 m ( 실험실조건에서 9.30 cm), 비중 2.8인고비중테트라포드의경우 5.49 m ( 실험실조건에서 13.73 cm) 로평가되었다. 일반및고비중테트라포드에대하여안정계수를계산하면각각 K D =9.4 및 K D =11.2의결과가얻어진다. 이결과로부터비 Table 3. Cumulative number of damaged blocks and decision of design wave height under non-breaking wave condition (T s = 8.0 s) H s (m) Normal Tetrapods High-density Tetrapods 2.52 0 0 2.97 0 0 3.50 0 0 4.01 3 0 4.50 19 0 4.99 31 0 5.27 0 H D 3.76 m - Table 4. Cumulative number of damaged blocks and decision of design wave height under non-breaking wave condition (T s = 12.0 s) H s (m) Normal Tetrapods High-density Tetrapods 2.59 0 0 3.01 0 0 3.52 0 0 3.97 5 0 4.44 9 0 4.93 105 0 5.49 1 6.01 2 6.60 7 H D 3.75 m 5.49 m Table 5. Cumulative number of damaged blocks and decision of design wave height under non-breaking wave condition (T s = 16.0 s) H s (m) Normal Tetrapods High-density Tetrapods 2.52 0 0 3.00 0 0 3.48 0 0 3.95 1 0 4.44 4 0 4.91 8 0 5.51 5 5.94 6 6.58 15 H D 3.72 m 5.51 m 쇄파조건에서비중 2.8의고비중테트라포드는비중 2.3의일반테트라포드에비하여안정계수가약 19% 증가되는것으로나타났다. 5.2 쇄파조건 Table 6~7에는 T s =12.0s 및 16.0 s의실험파를작용하였을경우에일반및고비중테트라포드의파고별누적피해량및피해시작파고판정결과를제시하였다. Table 6~7에보인것처럼피해시작파고는주기별로다소차이를나타낼수있으므로최소값을선정하여최종적인피해시작파고로평가하였다. 피해시작파고는일반테트라포드의경우 3.46 m ( 실험실조건에서 8.65 cm), 고비중테트라포드의경우 5.12 m ( 실험실조건에서 12.80 cm) 로산정되었다. 이결과값들을 Hudson식에대입하면일반테트라포드는 K D = 7.6, 고비중테트라포드는 K D =9.0의결과가얻어진다. 즉쇄파실험조건에서는고비중테트라포드의 K D 값이일반테트라포드에비 Table 6. Cumulative number of damaged blocks and decision of design wave height under breaking wave condition (T s =12.0s). Normal Tetrapods High-density Tetrapods H s (m) No. H s (m) No. 2.36 0 3.04 0 3.00 0 3.58 0 3.35 0 3.73 3 3.74 0 4.46 11 4.38 0 4.76 0 5.33 1 5.55 2 5.84 9 H D 3.66 m H D 5.33 m Table 7. Cumulative number of damaged blocks and decision of design wave height under breaking wave condition (T s = 16.0 s). Normal Tetrapods High-density Tetrapods H s (m) No. H s (m) No. 2.34 0 2.97 0 3.11 0 3.46 2 3.48 0 4.00 4 3.78 0 4.30 18 4.49 0 4.94 0 5.12 2 5.51 4 5.82 12 H D 3.46 m H D 5.12 m
130 이달수 오상호 조봉석 하여약 18% 크게나타났으며, 이는비쇄파조건에서의결과 (K D 값 19% 증가 ) 와유사한결과이다. 5.3 토의본연구의수리실험에서사면경사 1:1.5인경우비쇄파조건에서의안정계수값은일반테트라포드에대하여 K D =9.4, 고비중테트라포드에대하여 K D =11.2로평가되었으며, 쇄파조건에서의안정계수값은일반테트라포드에대하여 K D = 7.6, 고비중테트라포드에대하여 K D =9.0으로평가되었다. 즉, 비쇄파조건과쇄파조건에서모두비중 2.8인고비중테트라포드가비중 2.3인일반테트라포드에비하여비중이약 22% 증가됨에따라안정계수값은약 18~19% 증가되는것으로나타났다. 그러나, 안정계수산정값은파형경사, 상대수심, Reynolds 수, 항력계수등 (Hudson, 1959) 이외에도해저면경사, 중간피복재의특성, 파랑스펙트럼의형태, 파고간격, 파고판정의정밀도, 파의지속시간, 블록과필터층의쌓기방법에도영향을받는다. 특히피해율을어떻게정의하느냐에따라서도큰편차를보일수있다 (van der Meer, 1988). Table 5에보인것처럼 T s =16s인경우고비중테트라포드의실험에서피해가최초로관측된파고와이보다한단계낮은파고간의간격은 0.64 m로다른경우들에비해서컸다. 그런데만약이구간에서파고간격이더작았다면피해시작파고가현재보다더작게나타났을가능성이있다. 그경우값계산에사용된피해시작파고는 Table 4에제시된 5.49 m보다작은파고로결정되어고비중테트라포드의 K D 값이 11.2보다작게평가되었을가능성이있다. 즉, 고비중테트라포드의경우일반테트라포드에비해서피해시작파고가더크기때문에파고의세제곱에비례하는 Hudson 공식의특성상파고간격이 K D 값산정에미치는영향도더커지게된다. 따라서보다엄밀하게 K D 값을평가하기위해서는파고간격을더세밀하게선정한실험을수행해야할필요가있다. 그러므로블록의비중증가가 K D 값에미치는영향을정밀하게고찰하기위해서는가능한파고간격을좁게설정하여실험을수행하는것이바람직하다. 또한축척이다른모형을각각제작하여블록의중량 ( 크기 ) 및파랑조건이다른조건에서실험을반복수행할필요가있다. 한편, 비중 2.3인일반테트라포드의안정계수값으로우리나라항만및어항설계기준해설 (Ministry of Oceans and Fisheries, 2014) 에는비쇄파조건에서는 K D =8.0, 쇄파조건에서는 K D =7.0이제시되어있는데, 미국설계기준 (U.S. Army Corps of Engineers, 2002) 에는비쇄파조건에서 K D = 8.3, 쇄파조건에서는 K D =7.2로제시되어있다. 한편, 한국항만협회에서발행한책자인 Tetrapod 설계 시공 에는일본테트라포드주식회사의실험결과가수록되어있는데, 사면경사 1:1.33의비쇄파조건에서는 K D =10.2, 쇄파조건에서는 K D =8.3으로제시되었다. 이처럼문헌에따라서도안정계수의값이다르게제시되어있는데, 이는실험단면의사면 경사, 실험파의종류 ( 규칙파또는불규칙파 ) 및모형의거치방법등에따라서실험결과가영향을받을수있기때문이다. 또한안정계수값은방파제의사면안정성과직결되는중요한파라메터이므로다소보수적으로평가하는경향이있기때문에본연구에서의실험을통해비중 2.3인일반테트라포드에대하여산정된값이항만및어항설계기준 해설 (Ministry of Oceans and Fisheries, 2014) 에제시된값보다다소큰것은납득할수있는결과라고사료된다. 위에서언급한여러측면의내용을고려할때본연구에서산정된안정계수값들은그절대적인값자체보다는일반비중및고비중테트라포드의안정계수값이다르게나타날수있으며, 특정사면경사 ( 본연구에서는 1:1.5) 에서는고비중테트라포드의안정계수가더크게나타날수있다는점에의미를부여하는것이바람직하다. 따라서제한적인조건에서반복실험없이수행된본연구결과를근거로실무에서고비중테트라포드의안정계수를바로설계에적용하는것은현재로서는바람직하지않으며, 향후이와관련된충분한후속연구를통해비중이테트라포드의안정계수에미치는영향을다각도로검토및확인한후에적용방향을검토해야할것이다. 6. 결론 사면경사 1:1.5인단면에서테트라포드의비중차이에따른사면안정성의차이를검토할목적으로비중 2.3인일반테트라포드및비중 2.8인고비중테트라포드에대하여각각비쇄파및쇄파시의단면수리실험을수행하고 Hudson식에의한안정계수를평가하였다. 그결과비쇄파및쇄파조건에서모두비중 2.8인고비중테트라포드가비중 2.3인일반테트라포드에비해안정계수값이크게나타나는경향을발견하였다. 본실험에서는약 18~19% 증가되는것으로평가됨으로써안정계수증가율이비중의증가율과유사하게나타났지만, 소파블록의안정계수평가값은실험여건에따라편차가발생할수있기때문에향후보다다양한실험조건에서여러차례반복실험을통해본연구에서제시된결과를검증할필요가있다. 특히, 보다엄밀한안정계수값산정을위해서는파고간격을좁게설정하여실험을수행하는것이바람직하다. 또한, 본실험은사면경사 1:1.5인사석방파제에대하여수행되었으므로사면경사가이와다른경사조건에서의고비중테트라포드안정계수는해당경사에서의추가적인실험을통해서산정해야할것이다. 감사의글 본연구의수리실험은 POSCO ( 재 ) 포항산업과학연구원의연구비지원을받아 2009년에수행되었으며, 추가분석및논문작성에한국해양과학기술원주요사업 (PE99424) 의지원을
비중차이에따른테트라포드안정계수변화에관한실험적연구 131 받았습니다. 특별히본논문내용을자세히읽고여러귀중한조언을해주신 3분의심사위원께깊이감사드립니다. References Aqua Product Co. (2016, June 25). Retrieved from http:// www.aquaproduct.co.jp/product /gcon.php (in Japanese). Burcharth, H.F. (1993). Structural integrity and hydraulic stability of Dolos armour layer. Hydraulic & Coastal Engineering Laboratory, Department of Civil Engineering, Aalborg University, Denmark. Carver, R.D. and Davidson, D.D. (1982). Breakwater stability - breaking wave data. Proceedings of the 18th International Conference on Coastal Engineering, 2107-2128. Cho, B.-S. and Lee, H.-H. (2013). Evaluation of breaking wave and manufacture of heavyweight concrete using iron and steel making slag. Proceedings of the Korean Concrete Institute, 29-30 (in Korean). Helgason, E. and Burcharth, H.F. (2005). On the use of high-density rock in rubble mound breakwaters. Proceedings of the 2nd International Coastal Symposium, 226-229. Hudson, R.Y. (1959). Laboratory investigation of rubble-mound breakwaters. Journal of Waterway and Harbors Division, ASCE, Paper No. 2171 Jeon, J.-K. and Yoon, J.-H. (2013). A case study analysis for enhancing application of slag in concrete. Journal of the Korean Recycled Construction Resources Institute, 8(1), 11-14 (in Korean). Kim, G.-Y., Lee, B.-K., Shin, K.-S. and Cho, B.-S. (2014). Application technology of slag concrete for the improvement of longterm durability. Magazine of RCR, 9(3), 38-44 (in Korean). Mecca Ocean Research & Institute Co. (2016, June 25). Retrieved from http://mecca.pe.kr/fsbclient/ezboard.jsp?bm_seq =12006 (in Korean). Ministry of Maritime Affairs and Fisheries (2001). Development of technology for the optimum design of rubble-mound breakwaters (I), Korea Ocean Research & Development Institute (Principal investigator: Dal Soo Lee, in Korean) Ministry of Oceans and Fisheries (2014). Design Codes and Commentaries of Harbors and Fish Ports in Korea. Price, W.A. (1979). Static stability of rubble mound breakwater, Dock & Harbour Authority, 60(702). Scholtz, D.J.P. and Zwamborn, J.A. (1982). Dolos stability. Effect of block density and waist thickness. Proceedings of the 18th International Conference on Coastal Engineering, 2026-2046. U.S. Army Corps of Engineers (2002). Shore Protection Manual. U.S. Army Corps of Engineers (2011). Coastal Engineering Manual, Part VI. van der Meer, J.W. (1988). Stability of cubes, tetrapods, and accropode. Proceedings of Breakwaters '88, Thomas Telford Limited, London. van Zwicht, B.N.M. (2009). Effect of the concrete density on the stability of Xbloc armor units. Master thesis, Delft University of Technology. Yang, E.-I., Lee, K.-G. and Han, S.-H. (2004). Applicability of steel slag aggregate fro artificial armor unit. Journal of the Korean Concrete Institute, 16(5), 591-596 (in Korean). Zwamborn, J.A. (1978). Dolos packing density and effect of relative block density. Proceedings of the 16th International Conference on Coastal Engineering, 2285-2304. Received 2 February, 2016 1 st Revised 25 March, 2016 2 nd Revised 21 April, 2016 3 rd Revised 31 May, 2016 Accepted 31 May, 2016