Comparative Study of Reliability Design Methods by Application to Donghae Harbor Breakwaters. 2. Sliding of Caissons

137

동해항 방파제를 대상으로 한 신뢰성 설계법의 비교 연구.

2. 케이슨의 활동

Comparative Study of Reliability Design Methods by Application to Donghae Harbor Breakwaters. 2. Sliding of Caissons

김승우*·서경덕*·오영민**

Seung-Woo Kim*, Kyung-Duck Suh* and Young Min Oh**

요 지 : 본논문은동해항방파제를대상으로신뢰성설계법을비교하는한쌍의논문의두번째부분이다

.

^제

2

^{부인본논문에서는케이슨의활동을다룬다}

.

^{사석마운드위에케이슨을거치한직립방파제의파괴모드는케이}

슨의활동및전도

,

^{그리고사석마운드또는지반의파괴등이있는데}

,

^{그중케이슨의활동에의한파괴가가}

장많이발생한다

.

케이슨활동파괴에대한기존의결정론적설계법은저항이하중보다일정배수

(

예를들어

1.2

배

)

커야한다는안전율개념으로접근한다

.

그러나안전율의개념으로는 구조물의안정성을정량적으로평가할 수없다

.

한편최근활발한연구가진행되고있는신뢰성설계법은구조물의파괴확률을산정함으로써안정성에 대한정량적인평가를가능케한다

.

신뢰성설계법은사용되는확률적개념의정도에따라

Level 1, 2

및

3

의세 가지로분류된다

.

^{본연구에서는기존의결정론적방법으로설계}

,

^시공된후

1987

^{년피해를입었던동해항방파}

제의케이슨활동에대하여피해전과보강후의단면에대해서각각신뢰성해석을수행하였다

.

^{그결과피해}

전단면의파괴확률은허용파괴확률을크게초과하여케이슨이과소설계되었음을나타내는반면

,

^{보강후단면}

의파괴확률은허용파괴확률과비슷한값을보임으로써보강후안정한구조물이되었음을나타냈다

.

^한편

,

^서로

다른세가지신뢰성설계법의결과가대체로잘일치하는것을보임으로써각방법을이용한해석결과사이 에는큰 차이가 없음을확인하였다

.

핵심용어 : 방파제

,

케이슨활동

,

신뢰성설계법

,

파괴확률

Abstract :

This is the second of a two-part paper which describes comparison of reliability design methods by application to Donghae Harbor Breakwaters. In this paper, Part 2, we deal with sliding of caissons. The failure modes of a vertical breakwater, which consists of a caisson mounted on a rubble mound, include the sliding and overturning of the caisson and the failure of the rubble mound or subsoil, among which most frequently occurs the sliding of the caisson. The traditional deterministic design method for sliding failure of a caisson uses the concept of a safety factor that the resistance should be greater than the load by a certain factor (e.g. 1.2).

However, the safety of a structure cannot be quantitatively evaluated by the concept of a safety factor. On the other hand, the reliability design method, for which active research is being performed recently, enables one to quantitatively evaluate the safety of a structure by calculating the probability of failure of the structure. The reliability design method is classified into three categories depending on the level of probabilistic concepts being employed, i.e., Level 1, 2, and 3. In this study, we apply the reliability design methods to the sliding of the caisson of the breakwaters of Donghae Harbor, which was constructed by traditional deterministic design methods to be damaged in 1987. Analyses are made for the breakwaters before the damage and after reinforcement. The probability of failure before the damage is much higher than the allowable value, indicating that the breakwater was under-designed. The probability of failure after reinforcement, however, is close to the allowable value,

*

서울대학교지구환경시스템공학부

(Corresponding author : Seung-Woo Kim, School of Civil, Urban, and Geosystem Engineering, Seoul National University, Seoul 151-742, Korea. [email protected])

**

^{한국해양연구원}연안·항만공학연구본부

(Coastal and Harbor Engineering Research Division, Korea Ocean Research & Development

Institute)

1. 서 론

우리나라의대형항만에는기초사석마운드위에케 이슨을거치한직립방파제가많이사용되고있다

.

직립방 파제의파괴모드로는케이슨의활동및전도

,

마운드또 는지반의파괴에따른케이슨의기울어짐등이있다

.

그 러나실제적으로케이슨의전도나마운드또는지반의파 괴는드물고

,

케이슨의활동에의한파괴가주로발생한 다

. Takahashi et al.(2000)

은일본에건설된직립방파제 의파괴사례를분석하여케이슨의활동이가장지배적 인파괴모드라는 것을 발표했고

, Nagao et al.(1995)

과

Goda and Takagi(2000)

도이와비슷한결론을제시하였

다

.

기존의결정론적설계법에서는활동에대한안정성을 안전율로고려하였다

.

안전율로구조물의안정성을정의 할경우안정성에대한정량적인평가와각파괴모드에 대한상대적인평가가어려우며과대및과소설계할가 능성을잠재적으로내포하고있어합리성이결여되어있 다고할수있다

.

이에따라좀더합리적인설계를위해신뢰성설계법 이제안되고있다

.

최근우리나라에서도일부항만구조물 설계에신뢰성설계에따른검토가도입되고있지만

,

현 재사용되고있는신뢰성설계법들의근간은다른환경 에서다른연구자들에의해개발되었다

.

예를들어

Level

1

과

Level 2

방법은주로유럽의연구자들에의해개발

되었고

, Level 3

방법은주로일본에서개발되었다

.

따라

서이러한여러가지신뢰성설계법의특징

,

기존의결정 론적설계법과의차이

,

그리고신뢰성설계법간의차이 등에대한비교

,

검토가필요할것이며

,

이에따라우리 나라에적합한신뢰성설계법을개발해야할것이다

.

직립방파제의신뢰성설계법에대한연구는

1990

년대 중반부터시작되었다

. Burcharth and Sorensen(2000)

은

PIANC(Permanent International Association of Navigation Congresses) working group

의결과를요약하여직립방파 제에대한부분안전계수시스템을확립하였다

. Shimosako and Takahashi(1998, 2000)

는케이슨의활동을어느정도 까지는허용하는허용활동량의개념을도입하여신뢰성해 석을수행하였고

, Goda and Takagi(2000)

는여기에경제

를결정하는방법을제시하였다

.

우리나라에서는이철응

(2002)

이신뢰함수를선형화한

Level 2

방법으로케이슨

활동에대한신뢰성해석을수행하였고

,

홍수영등

(2004)

은

Shimosako and Takahashi(2000)

가취급한불확정요 소에파향의변동성을추가하여신뢰성해석을수행하였다

.

본논문에서는기존의결정론적방법으로설계

,

시공된

후

1987

년

2

월동절기이상파랑으로인해큰피해를입

었던동해항방파제의피해전및복구후단면에대하 여케이슨활동에대한신뢰성해석을수행한다

.

해석결 과로부터각단면의안정성을검토하고

,

또한각각의신 뢰성설계법으로구한파괴확률에대한케이슨폭의값 을상호비교하여각방법들간의차이를검토한다

.

2. 동해항 방파제의 개요 및 설계파

동해항방파제및설계파에대한자세한설명과방파 제의배치및단면형상은제

1

부

(

김승우등

, 2005)

의제

2

절과

Figs. 1

부터

3

까지에주어져있다

.

여기서는케이

슨활동해석에필요한부분만간략히기술한다

. 1987

년

동절기이상파랑으로방파제가피해를입은후

1991

년

재설계를실시하여직립방파제구간인제

8, 9, 10, 11

구

간을케이슨전면에

0.015~0.03 m

³

/EA

사석을쌓고그

위에

40 ton

테트라포드를

2

층으로피복하여보강하였다

.

본 연구에서는수심이제일깊은제

11

구간에대해서만신 뢰성해석을수행한다

.

제

11

구간의피해전과보강후 단면이각각

Figs. 1

및

2

에주어져있다

.

재설계시제

11

구간의설계조건은조위

(HWL) 0.392m,

심해파고

8.0 m,

주기

14 s,

심해파향

ENE,

풍향

SSW,

풍속

23.3 m/s,

조류

0.1~0.2 m/s,

토질조건은모래이며

,

방파제위치에

서의파랑을계산하기위해서

KORDI 88

모델을사용하

였다

.

본연구에서는신뢰성해석을위하여수산청

(1988)

의 자료중심해파향

NE

의자료를사용하며

,

재현주기

50

년의심해파고는

8.2 m,

주기는

13 s

이다

.

다른재현주기

에대한파고와주기는제

1

부의

Table 1

에수록되어있

다

.

이값들로부터선형회귀분석을통하여구한심해파고

,

H₀

와유의주기

,

T_s의관계는

(1)

로 주어지며

,

심해파고의 극치분포함수는 다음과 같은

Weibull

분포로 주어진다

.

한국해양연구원

(2005)

에서도

Weibull

분포를 사용하였다

.

(2)

여기서

,

x는 년최대 심해파고를 의미한다

.

방파제위치에서의설계파를계산하기위하여본연구

에서는권혁민

(1998)

의파랑변형모델을사용하였다

.

최

근

Oh et al.(2006)

은에너지소산을포함하는여러가지

불규칙파변형모델들을비교하여해안지형이비교적단 순한경우권혁민의모델이다른모델들과비슷한결과

를주며계산시간면에서는매우유리함을보였다

. Level

3

방법에서는수많은경우에대해서파랑변형을계산해 야하기때문에계산시간이매우중요하다

.

따라서본연 구에서는권혁민의모델을사용하였으며

,

파랑변형의불 확실성을나타내는계수들은비슷한유형의모델들에대 해서일본의학자들이제시한값들을사용하였다

.

전술한심해주파향

NE

의파랑에대하여제

11

구간 에서계산된재현주기

50

년유의파고는

7.64 m,

주기는

13 s

이다

.

다른재현주기에대한파고와주기는제

1

부의

Table 2

에제시되어있다

.

이값들로부터선형회귀분석을 통하여구한재현주기와유의파고의관계

,

파고와주기의 T_s=1.454H₀+0.824

F x( ) 1 x 3.037– 1.493 ---

⎝ ⎠

⎛ ⎞^1.1

⎩– ⎭

⎨ ⎬

⎧ ⎫

exp

–

=

Fig. 1.

Cross-section of Section 11 before reinforcement (unit: m).

Table 1.

Partail safety factors for sliding of caissons

σ^'F_Hs

=0.05

σ^'F_Hs

=0.2

Pf

(

^β

)

^γHs γ_Z γ_Hs γ_Z

0.01(2.33) 1.2 1.6 1.3 1.6

0.05(1.65) 1.1 1.5 1.2 1.5

0.10(1.28) 1.1 1.3 1.2 1.3

0.20(0.84) 1.1 1.2 1.1 1.2

0.4(0.25) 1.0 1.1 1.0 1.1

Fig. 2.

Cross-section of Section 11 after reinforcement (unit: m).

관계는각각다음과같다

.

(3)

여기서 T_R은 년으로표시한재현주기이고

,

H_s는방파제 위치에서의 유의파고이다

.

3. 신뢰성 해석

3.1 Level 1

Level 1

신뢰성해석을 위해서

Burcharth and Sorensen

(2000)

이제안한부분안전계수를사용하였다

.

직립방파제

의케이슨활동에대한설계방정식은다음과같이주어 진다

.

(4)

여기서

,

은 H_max값으로서유의파고 H_s에

1.8

을곱한 값이며

,

는 양압력의 모델 불확실성을 고려하

기위한 계수

(=0.77),

는 수평파력의모델불

확실성을고려하기 위한계수

(=0.9),

은케이슨의수

중 중량

,

은 양압력

,

은 수평 파력

,

은 마찰 계수이다

.

γ_Z와 γ_Hs는 각각 저항및 외력에 대한부분 안전계수이며

,

파괴확률에따라달리주어진다

.

수평파 력과양압력은

Goda(1974)

공식에

Shimosako and Takahashi

(1998)

의 충격파압계수를 도입하여계산된다

.

소파블록

으로 피복된 보강 후단면의 경우에는 전면 파압의 작 용 높이

,

파압강도등에 감쇠율

0.8

을 곱하여 계산하였 다

(

한국항만협회

, 2000).

위식에서 케이슨의수중중량 을 W_w

,

양압력을 U

,

수평파력을 P

,

마찰계수를 µ로간 략히 표시하고모델의 불확실성을 고려하기위한 계수 값들을사용하여정리하면 다음과같은설계방정식을얻 는다

.

0 (5)

여기서

,

W_w

=

W_a

-

F_B

=

B

(

h_c

+

h'

)

γ_s

-

Bh'γ₀로 표현할수 있으며

,

W_a는 케이슨의 공기중 중량

,

F_B는 케이슨의 부력

,

B 는 케이슨의폭

,

h_c는 마루높이

,

h'은케이슨의 물에잠 긴 부분의 높이

,

γ_s는 케이슨의 단위중량

,

γ₀는 해수의 단위중량이다

.

케이슨의상치콘크리트와속채움을한철근콘크리트 부분의단위중량이서로다르다

.

케이슨의폭을변화시켜 가면서안정성을계산할때이러한단위중량의차이를고 려하게되면계산이너무복잡하게되므로본연구에서 는케이슨전체에대해서일정한단위중량을사용하였다

.

피 해전단면과보강후단면에대해서케이슨전체중량 을부피로나누어계산한일정단위중량은각각

1955

및

2021 kg/m

³이다

.

Table 1

에주어진파괴확률과그에따른부분안전계수

에대하여식

(5)

를사용하여케이슨의폭

,

B를변화시켜 가면서f

=0

이되는케이슨폭을계산하였다

.

심해파는후

측

(hindcast)

으로결정되었고방파제위치에서의파랑은수

치모형으로계산되었으므로σ'_FHs

=0.2

에해당하는부분안 전계수를사용하였다

. Table 1

에서β_T는하중과저항이모 두정규분포를따른다는가정하에계산된신뢰도지수 이다

.

Fig. 3

은피해전과보강후의단면에대해서재현주기

50

년의경우파괴확률과케이슨폭의관계를보여주고있

다

.

피해전케이슨폭

20 m

에대한파괴확률은

40%

를

초과하며

,

보강후의단면에대해서는약

20%

의파괴확 률을보인다

.

3.2 Level 2

Level 2

신뢰성설계법은각확률변수의평균과분산

그리고분포형태만을이용하여파괴확률의간접적인지표 인신뢰도지수를근사적으로산정하는방법이다

.

그러므 로각각의설계확률변수들의통계적인특성을결정하는것

이중요하다

.

제

1

부에서설명한여러가지

Level 2

방

법중에서신뢰도지수의불변성을만족하고모든설계 변수를정규분포로가정하는

FDA(First-order Design Approach)

Hs =1.168 T

ln

R+3.067 T, s=1.467Hs+1.537

f (FˆG–UˆVer.forceFˆU(γ_HsHˆs)) 1

γz----µ

ˆ

_{UˆHor.forceFˆH γH}

sHˆs

( ) –

=

Hˆs

UˆVer.force

UˆHor.force

FˆG

FˆU FˆH µ

ˆ

f µ(W_w–0.77U) γ_Z

--- 0.9P–

= >=

방법을사용하였다

.

이방법에대한자세한내용은김승우

(2005)

의논문에수록되어있다

.

계산에사용된평균과표

준편차를

Table 2

에제시하였는데

,

이는

Bruining(1994), van der Meer et al.(1994), Takayama and Ikeda(1992), Kawai et al.(1997), Nagao et al.(1995, 1997, 1998),

그리고

Shimosako

and Takahashi(1998, 2000)

등을참조하여 통계적 특

성을산정한이철응

(2002)

의논문을참고하여결정되

었다

.

직립방파제케이슨의활동을위한신뢰함수는다음식 과같이구성할수있다

.

(6)

이 식은 결정론적 설계법에서안전율이

1.0

일 때의 식 이다

.

여기서 f

> 0

일 때를 안정

,

f

< 0

일 때를 파괴라고 정의한다

.

또한 f

= 0

일때를한계상태라고 하며이를만

족시키는 면을파괴면

(failure surface)

이라고 한다

.

Table 3

는제

11

구간피해전단면의신뢰도지수에

대한반복계산결과이다

.

이표에서X_i'은확률변수X_i의 정규화된변수이며β는신뢰도지수이다

.

그리고 α_Xi^*는 각확률변수의민감도계수로서이들각각의제곱의합 은항상

1.0

이된다

.

반복계산시신뢰도지수차이의허

용한도를

0.001

이하로하였을때전체반복횟수는

3

회

이다

.

각변수의민감도계수는그변수의불확실성이전 체설계에미치는영향을나타내는값인데

,

표에서보면 마찰계수의민감도가

50%

이상으로가장크고그다음 이수평파력그리고케이슨의중량

,

양압력순이다

.

케이 슨이정지해있을때는정지마찰계수를사용하고케이슨 이움직이기시작한이후에는운동마찰계수를사용해야하 지만

,

운동마찰계수에대한자료부족으로정지마찰계수 를사용하고있는실정이다

.

마찰계수의민감도가가장큰 것을생각할때향후운동마찰계수에대한연구가필요 할것이다

.

Fig. 4

는제

11

구간의피해전과보강후단면에대

한

Level 2

해석의결과이다

.

피해전 케이슨폭

20 m

에대한파괴확률은약

95%

이며

,

보강후단면에대해서 는

Level 1

과비슷한약

20%

정도이다

.

f µ W= ( w–U) P–

Fig. 3.

Width of caisson versus probability of failure calculated by Level 1 method.

Table 3.

Iterative calculation of reliability index (Section 11 before reinforcement)

Iteration No. Variables Assumed failure point (

∂f

/

∂X_i'

)

* α^*_Xi (α^*_Xi

)

²

1

W'

431.26 13.58 0.29 0.084

U

70.55 -8.00 -0.17 0.028

P

154.63 -27.83 -0.60 0.360

µ

0.63 34.09 0.73 0.533

β

= 1.58 2

W'

421.33 11.23 0.25 0.063

U

74.00 -6.61 -0.15 0.023

P

180.89 -27.83 -0.62 0.384

µ

0.52 32.82 0.73 0.533

β

= 1.58 3

W'

422.73 11.23 0.25 0.063

U

73.51 -6.61 -0.15 0.023

P

181.89 -27.83 -0.62 0.384

µ

0.52 33.00 0.73 0.533

β

= 1.58

3.3 Level 3

전통적인설계법은케이슨의활동이조금이라도일어 나면케이슨이파괴되었다고간주한다

.

한편

, Level 3

신 뢰성해석기법을이용하여일본에서주로개발된성능 설계법

(performance design method)

은케이슨의활동이 발생하더라도그양이작다면케이슨의기능을발휘할수 있다고생각하여어느정도까지는활동을허용하는설계 법이다

.

일정한허용활동량을정의하고활동량이이를초 과했을때를파괴라고간주하여파괴확률을계산한다

.

Fig. 5

는전형적인직립방파제의단면과활동이발생할

때의상황을도식적으로보여주는것이며

, Table 4

는계 산에사용된입사파조건과방파제의설계변수들이다

.

이 그림과표에서h는방파제위치에서의수심

,

d는마운드 상의수심

,

B_M은마운드의어깨 폭

,

θ는해저면경사각

,

F_R

(=

µ

(

W_w

-

U

))

은 마찰저항력

,

F_D는 조파저항력

,

M_a는

부가질량

(= 1.0855

ρ₀h'²

)

이다

.

활동발생시케이슨의운 동방정식은다음식으로표시된다

.

(7)

여기서

,

g는중력가속도

,

x_G는 케이슨의 수평변위이다

.

일반적으로케이슨의 활동속도는아주작으므로조파저 항력 F_D는무시할 수 있다

.

위 식을

2

회 수치적분하면 케이슨의 수평변위를 계산할수 있다

.

수평 파력과양 압력 계산에는중복파압과충격쇄파압을모두 고려하는

Shimosako and Takahashi(2000)

의 방법을 사용하였다

.

직립방파제케이슨활동의

Level 3

해석은홍수영등

(2004)

의방법에따라수행하였다

.

일반적으로케이슨의

활동피해는설계파에상응할만한큰파랑들에의해발 생하는것으로생각할수있다

.

따라서

1

년에

1

회의빈도 로고파랑이발생하는것으로가정하여심해에서의파고

,

주 기및주파향과조위등을결정하고이로부터파랑변형 모형을이용하여방파제위치에서의유의파고및주기를 계산한다

(

제

1

부

3.3

절참조

).

방파제위치에서의유의파

고가구해지면

Rayleigh

분포를가정하고

1

파마다의파

고를재현한다

.

이때

,

쇄파에의한파고의변화도고려 하며주기는유의파주기를사용한다

. 1

파마다의주기도 유의파주기와마찬가지로정규분포의확률적변동을부 여하며평균µ_T와표준편차σ_T는T_s와다음과같은관계 를갖는것으로가정한다

.

(8)

여기서

,

α_T와 γ_T는각각편의와편차계수를나타낸다

.

계 산에 사용될

1

파마다의주기는 식

(8)

에 기초한정규난 수에 의해결정한다

.

이와같이 결정된

1

파마다의파고

Wa

--- Mg + _a

⎝ ⎠

⎛ ⎞d²xG

dt²

--- P= –FR–FD

µ_T=(1 α+ _T) T_s , σ_T=γ_TT_s Fig. 4.

Width of caisson versus probability of failure calculated

by Level 2 method.

Fig. 5.

Typical cross-section of vertical breakwater and forces acting on caisson during sliding.

d

(m) 11.892

h'

(m) 13.392

h_c

(m) 0.6

H_s

B_M

(m) 8.0

tan

θ

1/64

및 주기를 이용하여 파랑의 지속시간 동안발생한 활 동량을 식

(7)

로부터계산한다

.

이상은

1

년에

1

회의 빈 도로 발생하는 고파랑에 의한 활동량이다

.

방파제의내용기간중의총활동량을구하기위해서는 내용기간중에발생하는모든고파랑에대하여활동량을 계산해야만한다

.

따라서이상의과정을방파제의내용연 수만큼반복하여내용기간중의총활동량을구한다

.

기 대활동량의계산에있어서는

,

파랑변형이나파력등의확 률분포를고려하기위해서여러번반복계산을수행할필 요가있다

.

그래서여기까지의과정을

1

회의시행이라하 고

,

난수를바꿔가면서여러번시행을반복하여각시행 에서구해진총활동량의평균치를구하여이것을기대 활동량으로정의한다

.

본연구에서는

5000

회시행으로부터구 한기대활동량을사용하였다

. Shimosako and Takahashi

(1998)

는재현주기

50

년의허용기대활동량을

0.3 m

로제

시하였다

.

한편

Goda and Takagi(2000)

는이값이너무 크다고판단하여허용기대활동량을

0.1 m

로제안하였다

.

본 연구에서도

Goda and Takagi

가제안한허용기대활동량

0.1 m

를사용하였다

.

마지막으로

5000

번의시행중총활

동량이허용기대활동량보다큰회수를구하여

5000

회에 대한백분율을구하면이것이파괴확률이된다

.

Fig. 6

는제

11

구간의피해전과보강후단면에대하여

Level 3

방법으로해석한결과이다

.

피해전단면의케이

슨폭

20 m

에대한파괴확률은약

80%

이며

,

보강후단

면에서의파괴확률은약

16%

로서

Level 1

및

2

방법의

결과와비슷한값이다

. Fig. 7

은제

11

구간의피해전과

보강후단면에대한

Level 3

해석결과를케이슨폭과

기대활동량

,

S_E의관계로나타낸것이다

. Goda and Takagi

(2000)

가제시한바와같이허용기대활동량을

0.1 m

로했

을때피해전단면에서는약

27.5 m

의케이슨폭이요 구되며

,

보강후단면에서는약

19.5 m

가요구된다

. Fig. 8

은

위의

Level 3

해석결과를기대활동량과파괴확률의관

계로나타낸것이다

.

허용기대활동량

0.1 m

에대해서피 해전과보강후단면모두약

20%

의파괴확률을나타 내고있다

.

Fig. 6.

Width of caisson versus probability of failure calculated by Level 3 method.

Fig. 7.

Expected sliding distance versus width of caisson cal- culated by Level 3 method.

Fig. 8.

Probability of failure versus expected sliding distance

calculated by Level 3 method.

3.4 케이슨 활동에 대한 안정성 평가

이상의신뢰성해석결과를종합하여동해항북방파제 제

11

구간의보강전

·

후의단면에대하여케이슨활동

에대한안정성을평가한다

.

우선

Level 3

방법의결과

로부터허용파괴확률을추정하였다

. Fig. 8

에보인바와 같이

Goda and Takagi(2000)

가제안한재현주기

50

년 의허용기대활동량

0.1 m

에대하여파괴확률은약

20%

정도가 된다

.

이는

Shimosako and Takahashi(1998)

가 제안한허용파괴확률의최고치

30%

와최저치

14%

의중 간에해당하는값이다

.

따라서본연구에서는허용파괴 확률을

20%

로하여케이슨활동에대한안정성을평가 한다

.

제

11

구간의보강전

·

후단면의케이슨활동에대하 여여러가지신뢰성설계법으로계산한파괴확률을

Table 5

에정리하였다

.

피해전단면에대해서는파괴확률이모 두목표치인

20%

보다훨씬크게계산되어케이슨이활 동파괴에대하여불안정한것으로나타났다

.

반면에보

강후의단면에대해서는세방법모두약

20%

부근의

파괴확률을보임으로써 케이슨이안정한것으로평가 된다

.

3.5 신뢰성 설계법의 상호 비교

본절에서는보강전

·

후의단면에대하여적용된서로 다른신뢰성설계법의결과를상호비교하여각방법들

간의차이를검토한다

. Figs. 9

및

10

은각각피해전및

보강후단면에대하여각방법으로계산된파괴확률과 케이슨 폭의 관계를 보여준다

.

전체적으로

Level 2

와

Level 3

방법은비교적일치하는결과를보이지만

, Level

1

방법은파괴확률이작을때다른방법들보다케이슨폭 을다소크게계산한다

.

4. 결 론

직립방파제케이슨의허용기대활동량과허용파괴확률에 대한연구가활발히진행되고있다

.

본연구의결과에의

하면

Goda and Takagi(2000)

가제안한허용기대활동량

0.1 m

에해당하는파괴확률은약

20%

이다

.

이를허용파

괴확률로택할경우

,

그값은제

1

부에서제안한피복블 록의허용파괴확률

40%

보다훨씬적다

.

케이슨의활동파 괴에비해피복블록의파괴는비교적점진적으로발생하 며부분적인수리가용이하다는것을고려할때이러한 값들은타당한것으로생각된다

.

앞에서제시한허용파괴확률을사용하여동해항방파

Level 3 80 16

Fig. 9.

Comparison of different reliability design methods for Section 11 before reinforcement.

Fig. 10.

Comparison of different reliability design methods for

Section 11 after reinforcement.

제의케이슨활동에대한안정성을해석한결과

, Level 1,

2, 3

방법모두피해전단면에대한파괴확률을허용치

20%

보다훨씬크게산정함으로써방파제가과소설계되 었음을나타냈으며

,

보강후단면에대해서는파괴확률이 허용파괴확률과비슷하게산정되어보강후안정한구조 물이되었음을나타냈다

.

한편

,

각방법들의결과를모두파괴확률과케이슨폭 의관계로나타내어방법들간의차이를비교하였다

.

전

체적으로

Level 2

와

Level 3

방법은비교적잘일치하는

반면

, Level 1

방법은파괴확률이작을때다른방법들보

다케이슨폭을다소크게산정하는것으로나타났다

.

이 러한차이는

Level 1

의부분안전계수

, Level 2

및

3

의 불확실성을나타내는계수들을산정하기위해각각사용 된과거의방파제피해자료들이서로다르기때문에발 생할수도있을것이다

.

앞으로여러지역의방파제에대 하여비슷한해석을수행하여각방법간의차이를검토 할필요가있을것이다

.

본연구에서는직립방파제케이슨의활동파괴에대해 서만해석을수행하였다

.

향후사석마운드및지반의지 지력

,

케이슨의전도등을추가로고려한다중파괴모드에 대한연구가수행되어야할것이다

.

또한방파제의중요 도에따른허용파괴확률의설정에대한연구도필요할것 이다

.

감사의 글

이논문은해양수산부의

‘

차세대항만설계기술개발

’

과 제

,

대우건설주식회사의

‘

방파제의신뢰성설계기술개 발

’

과제

,

그리고두뇌한국

21

사업의지원을받았음

.

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