2.1 실험시설 및 모형

실험은 한국해양과학기술원(KIOST)에 있는 단면 조파수조(길이 53 m, 높이 1.25 m, 폭 1 m)에서 수행되었다. Fig. 1에 보인 것처럼 효율적인 실험을 위해서 수조의 종방향으로 연직 분할판을 설치하여 수조를 폭 0.6 m 의 광수로와 폭 0.4 m의 협수로로 분할하여 광수로에는 방파제 모형을 설치 하였고, 협수로에서는 통과 입사파를 계측하였다. 모형 방파제는 조파기로부터 25 m 떨어진 위치에 설치되었으며, 방파제 전면 바닥면은 평평하게 재현되었다.

Fig. 1.

Experimental setup (unit: mm).

실험에 사용한 케이슨 방파제 모형은 전체 높이 53.5 cm, 폭 59 cm, 길이 70 cm이며, 투명 아크릴로 제작되어 사석 마운드 위에 설치되었다. Fig. 2에 보인 것처럼 유수실 수를 1개 또는 2개로 변화시킬 수 있도록 방파제 모형을 제작하였다. Fig. 2(a)에 보인 단일유수실 케이슨 모형은 Takahashi and Shimosako(1994)의 실험 모형과 매우 비슷한 형태이며, Fig. 2(b)의 모형은 단일유수실 케이슨의 유수실을 이등분하여 이중유수실 구조로 만든 형태이다. 즉, 이중유수실 케이슨의 유수실 2개를 더한 전체 폭은 단일유수실 케이슨 유수실의 폭과 같다. 한편, 사석 마운드의 높이(h_M)는 17.5 cm였으며, 케이슨 전·후면벽으로부터의 사석 마운드 길이(B_M)는 26 cm였다. 또한, 유수실 뒤쪽에는 마루높이 6 cm인 상치 구조물이 위치하였다. 한편 케이슨 전면벽 유공부의 유공률(ε)은 30%였으며, 이중유수실 케이슨의 경우 중간벽의 유공률 또한 30%로 동일하였다. Takahashi(2002)는 ε의 값이 통상적으로 15~30% 범위로 설계된다고 하였으며, 실제로 최근 국내에 건설된 유공 케이슨 방파제를 조사해 본 결과 대부분 ε = 20~30% 범위에 분포하였다. Fig. 3에 보인 것처럼 케이슨 전면벽의 유공부 위치는 케이슨 바닥으로부터 18.5 cm 높이로부터 케이슨 상단 아래 2 cm까지의 27 cm구간이며, 이는 케이슨 전면벽 높이 47.5 cm의 약 57%에 해당한다. 본 실험 모형의 제원을 최근 우리나라 대형 항만에 설치되는 실제 케이슨 방파제 구조물과 비교해보면 대략 1/40 정도의 크기에 해당한다.

Fig. 2.

Side views of the caisson model installed on the mound (unit: mm): (a)single chamber and (b)double chamber.

Fig. 3.

Front views of the caisson model.

2.2 계측기기의 배치 및 실험 방법

본 실험에서는 총 14개의 파고계를 사용하였으며 Fig. 1에 보인 것처럼 수조 내에 배치하였다. 한편, 파 작용 시 케이슨 벽에 작용하는 힘을 직접 계측하기 위해서 1축 하중계 (load cell)를 이용한 파력 계측 시스템을 구성하여 전면벽의 무공부 및 유공부, 중간벽(이중유수실의 경우)과 후면벽, 그리고 상치구조물에 작용하는 파력을 독립적으로 각각 측정하였다. 실험 수심(d)은 모형 설치 위치에서 55 cm였으며 주기(T)는 0.77~2.70 s, 파고(H)는 2.8~24.8 cm 범위에서 서로 다른 총 37개의 규칙파를 60초 동안 조파하였다. 모든 계측 자료를 PC의 저장장치에 기록한 시간 간격(sampling rate)은 800 Hz였다. 또한, 실험이 진행되는 동안 비디오 촬영을 함께 진행하여 자료 분석 시 활용하였다.

4.1 전면벽 작용 최대 수평파력

Fig. 7은 전면벽 유공부에 작용하는 수평파력이 최대가 되는 Crest I 위상에서 단일 및 이중유수실 케이슨 방파제의 전면벽 유공부 파력 계측값(F_S^EXP)을 Goda 파압식에 의해 계산된 파력(F_S^Goda)으로 나누어 무차원화한 결과를 비교하여 나타낸 것이다. 여기서 F_S^Goda는 전면벽 유공부의 단면을 무공벽으로 가정하여 Goda 파압식으로 계산한 결과에 해당하며, Takahashi and Shimosako(1994)에 제시된 방법과 동일하게 α₂= 0으로 설정하여 계산을 수행하였다. 따라서, 무차원 파력(F_S^EXP/F_S^Goda)은 Goda 파압식에 의해 계산되는 무공벽 파력에 대한 유공벽 작용 파력의 비율을 나타낸다. 즉, Fig. 7에서 이 값은 단일 및 이중유수실 케이슨의 경우 모두 대체로 1보다 작은데, 이는 Crest I 위상에서 전면벽 유공부에 작용하는 파력이 무공 직립벽 파력 산정을 위해 제안된 Goda파압식에 의한 산정값에 비해서 더 작음을 의미한다. 한편, 이 그림으로부터 단일유수실 케이슨에 비해서 이중유수실 케이슨의 경우가 상대적으로 전면벽 유공부에 작용하는 파력이 더 작음을 알 수 있다. 평균적으로는 이중유수실 케이슨에 대한F_S^EXP/F_S^Goda의 값이 단일유수실 케이슨에 비해서 10.9% 작게 나타났다. 또한 H/h의 값이 증가함에 따라서 단일 및 이중유수실 케이슨의 무차원파력이 대체로 증가하는 경향을 나타내었다.

Fig. 7.

Normalized wave force on the perforated upper front wall.

파의 위상이 동일한 Crest I에서 전면벽 무공부에 작용하는 수평파력(F_L^EXP) 계측 결과를 Fig. 8에 제시하였다. Fig. 5에서 설명한 것처럼 전면벽 무공부 파력도 Crest I 위상에서 최대값을 가지게 된다. Fig. 8로부터 F_L^EXP/F_L^Goda의 값은 평균적으로 1근처에서 형성됨을 확인할 수 있으며, 이는 실험에서 계측된 파력이 Goda의 파압 공식 계산 결과와 대체로 일치함을 의미하는 것이다. 또한, 이 경우에는 Fig. 7에 보인 전면벽 유공부의 결과와는 달리 단일 및 이중유수실 케이슨에 따른 파력의 차이가 뚜렷하게 나타나지 않았다. Table 1에는 전면벽 유공부와 무공부를 비롯하여 후면벽 및 중간벽(이중유수실 케이슨의 경우)에 작용하는 무차원 파력의 평균 및 표준편차 계산 결과를 제시하였다.

Fig. 8.

Normalized wave force on the impermeable lower front wall.

Table 1.

Mean and standard deviation of the normalized wave forces

4.2 후면벽 작용 최대 수평파력

유수실 안쪽 후면벽에 작용하는 파력은 먼저 유수실 내 수위가 저하되는 상태에서 전면벽 슬릿을 통과한 파에 의해 다소 충격적 파력의 첨두가 발생한 후(Crest IIa), 유수실 후면벽을 월파하는 파에 의해서 비교적 완만하게 변화하는 파력 첨두값(Crest IIb)이 2차로 나타나게 된다(Takahashi and Shimosako, 1994). 그러나 파고가 작거나 주기가 긴 경우에는 충격적 파력이 잘 발생하지 않기 때문에 Crest IIa의 위상은 모든 파랑 조건에서 항상 나타나는 것은 아니다. Fig. 9에는 Crest IIb 위상에서 유수실 후면벽에 작용하는 파력 계측값(F_R^EXP)을 Goda 파압식에 의해 계산된 파력(F_R^Goda)으로 나누어 무차원화한 결과를 제시하였다. Fig. 9로부터 F_R^EXP/F_R^Goda의 값은 평균적으로 1보다 다소 작으며, 대체로 H/h의 값이 증가함에 따라서 그 크기가 근소하게 증가함을 확인할 수 있다. Takahashi and Shimosako(1994)에서는 파고가 커짐에 따라서 후면벽에 작용하는 무차원파력 값이 작아지는 경향을 보였으며, 이는 본 실험과 상반된 결과로서 향후 이와 관련해서는 추가적으로 면밀한 고찰이 필요하다. 한편, Fig. 9에서 일부 실험파를 제외하면 단일유수실에 비해서 이중유수실 케이슨의 경우가 파력 계측값이 더 작음을 확인 할 수 있으며, 이는 Fig. 7에 제시된 전면벽 유공부 작용 파력 계측 결과에 상응하는 것이다. 평균적으로는 이중유수실 케이슨에 대한 F_R^EXP/F_R^Goda의 값이 단일유수실 케이슨에 비해서 14.6% 작게 나타났다.

Fig. 9.

Normalized wave force on the rear wall.

4.3 중간벽 작용 최대 수평파력

전면벽 작용 파력에 대한 분석 방법과 동일하게 이중유수실 케이슨의 중간벽에 작용하는 최대 수평파력에 대해서도 중간벽에서의 파력 계측값(F_M^EXP)을 Goda 파입식에 의한 계산값(F_M^Goda)로 나누어 무차원화한 결과를 Fig. 10에 제시하였다. 즉, F_R^EXP/F_R^Goda는 중간벽 유공부의 단면을 무공벽으로 가정하여 Goda 파압식으로 계산한 결과에 해당한다. 이 결과는 중간벽에 작용하는 파력이 최대가 되는 파 위상, 곧 Fig. 6에서 F_M이 최대가 되는 시점에 해당하는 결과이며, 단일유수실 케이슨의 경우에는 중간벽이 없기 때문에 오직 이중유수실 케이슨에 대해서만 계산 결과를 제시하였다. Figs. 7~9에 보인 전면벽 및 후면벽 작용 파력의 경우와는 달리 중간벽에 작용하는 최대 수평파력은 대체로 Goda 파압식에 의한 파력 산정값의 20~40%에 분포하여 상대적으로 매우 작았다. 이처럼 중간벽에 작용하는 최대 수평파력이 현저하게 작은 이유는 중간벽은 전면벽처럼 파가 처음으로 부딪치면서 큰 에너지를 전달하는 구조물이 아니면서, 동시에 유공 형식이기 때문에 후면벽처럼 유수실 내로 침투한 파에 의한 파력에 최종적으로 저항하는 구조물도 아니기 때문이다. 즉, 중간벽은 유수실 내로 침투한 파의 에너지를 부분적으로 소산시키면서 후면벽에 작용하는 파력을 일부 저감시키는 역할을 담당한다고 볼 수 있다. 따라서, 중간벽은 전면벽과 유사한 유공 구조물 형식이지만 전면벽에 비해서는 구조적으로 요구되는 강성이 훨씬 작을 수 있으며, 설계 시 이러한 점을 고려할 필요가 있다.

Fig. 10.

Normalized wave force on the middle wall of double chamber caisson.

5.1 단일 및 이중유수실 케이슨에 작용하는 최대 수평파력 비교

3장과 4장에서는 파의 위상에 따라서 유공 케이슨 각 벽체에 작용하는 최대 수평파력을 개별적으로 고찰하여 보았으며, 이는 부재 설계 및 케이슨 자체의 안정성 평가에 매우 중요한 정보를 제공한다. 그런데, 현업 설계에서는 이에 더하여 단일 및 이중유수실 케이슨에 작용하는 전체 파력의 크기에도 관심을 두게 된다. Fig. 11에는 단일 및 이중유수실 케이슨에 작용하는 전체 수평파력이 최대가 되는 순간의 계측값을 상대 비교한 결과를 나타내었다. 이 그림에서 F_H^DC는와 F_H^SC는 각각 이중 및 단일유수실 케이슨에 수평 방향으로 작용하는 최대 전파력을 의미한다. Fig. 11로부터 상당수의 실험파 조건에서 F_H^DC/F_H^SC의 값이 1보다 작음을 확인할 수 있으며, 이는 이중유수실 케이슨에 작용하는 파력이 단일유수실 케이슨에 비해서 더 작음을 의미한다. 평균적으로는 F_H^DC의 값이 F_H^SC에 비해서 8.2%가 더 작았다.

Fig. 11.

Comparison of the total wave force on the single and double chamber caissons.

한편 Table 1에는 단일 및 이중유수실 케이슨에 작용하는 최대 수평파력 계측값을 Goda 파압공식으로 무차원화한 결과(F_H^EXP/F_H^Goda)를 추가로 제시하였다. 여기서 최대 수평파력이 작용하는 파의 위상은 Fig. 5 및 Fig. 6에서 F_H가 최대가 되는 시점에 해당한다. Table 1으로부터 본 실험에서는 단일 유수실 케이슨 작용 파력이 Goda 파압공식에 의한 산정 결과의 93.4%에 해당함을 알 수 있으며, 이는 무공케이슨에 비해서 6.6% 파력이 저감되는 효과가 있음을 나타낸다. 이중유수실 케이슨의 경우 최대 수평파력 계측값이 Goda 파압공식에 의한 수평파력 대비 84.4%였으며, 단일 유수실보다 더 큰 15.6%의 파력감소 효과를 나타내었다. 한편, 이 두 값을 비교하면 이중유수실 케이슨의 무차원 수평파력이 단일유수실에 비해서 9.6% 작았다. 이 값이 바로 위에서 살펴본 결과(평균적으로 F_H^DC의 값이 F_H^SC에 비해서 8.2% 작음)와 차이가 나는 이유는 단일 및 이중 유수실 케이슨에 대한 실험에서 동일한 실험파를 조파하더라도 계측된 입사파가 미세하게 다르기 때문에 그에 따라서 F_H^Goda의 값이 서로 약간씩 다르게 계산되기 때문이다. 이러한 점을 고려할 때 단일 및 이중 유수실 케이슨 수평파력의 상대비교는 후자(무차원 수평파력 F_H^EXP/F_H^Goda의 비교)에 근거한 결과를 참고하는 것이 엄밀한 의미에서 더 타당하다고 할 수 있다.

지금까지 위에서 고찰한 것처럼 이중유수실 케이슨의 경우 중간벽이 존재하여 파 에너지를 소산시키는 기능이 있기 때문에 유수실 전체 폭이 동일한 단일유수실 케이슨에 비해서 최대 수평파력이 작아지게 된다는 점을 주지할 필요가 있다. 간혹, 현업 설계에서 이중유수실 케이슨 설계 시 중간벽 작용 파압 분포를 전면벽 파압 분포와 유사하게 적용한 후 파의 위상에 대한 고려 없이 단순하게 합침으로써 단일유수실 케이슨의 경우에 비해서 훨씬 큰 파력을 산정하는 경우가 있는데, 이러한 설계법은 근본적인 오류를 내포하고 있기 때문에 설계 시 피해야 할 것이다.

5.2 결론

본 연구에서는 단면 수리모형실험을 수행하여 단일 및 이중유수실 케이슨 방파제에 작용하는 수평파력을 로드셀을 이용하여 계측하고, Takahashi and Shimosako(1994)의 방법을 준용하여 파의 위상별로 케이슨 전면벽, 후면벽 및 중간벽(이중유수실의 경우)에 작용하는 최대 수평파력을 분석 및 비교하였다. 본 연구를 통해서 이중유수실 케이슨의 2개 유수실 전체 폭이 단일유수실의 폭과 동일한 경우 이중유수실 케이슨에 작용하는 총파력이 더 작음을 확인할 수 있었다. 이러한 파력 저감 효과는 이중유수실 케이슨의 경우 전면벽 유공부를 통과하여 유수실 내로 침투한 파 에너지가 중간벽에서 추가적으로 소산되면서 후면벽에 부딪치기까지의 시간이 더욱 지연되어 전면벽 및 후면벽에서 수평파력이 최대가 되는 위상 사이의 시간 차가 더 크게 되기 때문에 발생하는 것이다. 향후 마운드의 높이, 방파제 전면 수심, 케이슨 전면벽 유공률 등이 본 수리실험 조건과 다른 추가 실험을 수행하여 본 연구에서 얻어진 결과를 검증할 필요가 있으며, 이를 바탕으로 설계 현업에서 활용할 수 있는 이중유수실 파압 공식을 개발할 필요가 있다.