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장기해수면 상승 및 이상파랑에 대비한 동적 가변형 고무막체 파라펫 개발 Development of a Dynamic Deformable Rubber Membrane Parapet to
Cope with the Long Term Sea Level Rise and the Abnormal Waves
김선신*·전인식*·이용권**·고장희***·홍승익****
Sunsin Kim*, Insik Chun*, Younggun Lee** , Janghee Ko*** and Seungik Hong****
요 지 : 지구온난화로 인한 태풍 강도 증가와 장기해수면 상승에 대처하기 위하여 호안 및 방파제의 마루높이를
고정식으로 증가시키는 것이 일반적이다. 그러나 이와 같은 대처방식은 월파저지에는 효과적이나 수변공간의 바다 조망권을 저하시키는 단점을 가지고 있다. 본 연구에서는 황천 시에 전개시키고 평상 시 격납하여 월파저지와 조 망권 확보 기능을 동시에 달성할 수 있는 일종의 동적 가변형 구조물인 고무막체 파라펫의 개발을 시도하였다. 본 구조물은 순전히 공기의 주입 및 배출에 의하여 제어되는 무인 작동 구조물로서 해황에 따라 원격제어가 가능하 다. 고무막체 파라펫의 여러 최적형상이 도출되었으며 비선형 유한요소 프로그램을 사용한 수치해석 및 수리모형실 험을 통하여 이들 파라펫들의 전개 및 격납 과정, 그리고 월파발생시의 거동 및 구조적 안정성을 검토하였다.
핵심용어 : 고무막체 파라펫, 동적 가변형 구조물, 지구온난화, 월파, 해측 조망권, LS-DYNA
Abstract : It's been reported that the global warming effect has invoked the ever increasing typhoon intensity and long-term sea level rise which jointly cause severe wave overtopping over breakwaters or shore dykes. A simple measure to cope with this undesirable change may be just to increase the crest height of the dykes and breakwaters.
This is surely effective to prevent wave overtopping, but it also decreases the seaward visibility of coastal waterfront. In this paper, a dynamic deformable rubber membrane parapet which not only reduces wave overtopping in storm period but also secures seascapes in normal days is presented. Several optimal configurations of the parapet are proposed. Through numerical analyses using a nonlinear finite element model and hydraulic experiments, the air controlled expansion and contraction of the parapets, their behavior against wave overtopping and structural stability are investigated.
Keywords : rubber membrane parapet, dynamic deformable structure, global warming, wave overtopping, seaward visibility, LS-DYNA
1. 서 론
최근 들어 장기 해수면상승과 황천 시 항만피해증가 등의 지구온난화에 따른 문제점들이 대두되고 있다. 지구온난화는 단순히 해수면 상승으로 인한 해안선 침수만을 초래하는 것 이 아니라 해수면 온도상승을 야기하여 태풍이 해수면 상승 수증기로부터 지속적으로 에너지를 공급받아 진행과정 중에 태 풍 강도가 증가하는 기현상을 발생시킨다. 국립해양조사원(2008) 에 의하면 지난 100년(1906~2005)간 지구온난화로 전 세계 기 온은 0.74oC, 해수면은 매년 1.8 mm씩(1961~2003) 상승하고 있다. 우리나라도 지난 100년간 기온이 약 1.5oC 상승하였고, 해수면은 전 세계 평균값보다 약간 높은 1.9 mm씩(1964~2006)
상승하였다. 특히, 제주지역의 해수면 상승은 다른 지역보다 높 은 매년 약 5.1 mm씩 상승하여 지난 40년 간 약 22cm가 상승 하였다. 또한 소방방재청(2005) 자료에 의하면 재산피해액 면 에서 역대 10위권 범위내의 태풍 중에 6-7개가 과거 10년(2005 년 당시)동안 발생한 것으로 집계되고 있다. 또한, 이와 같은 태 풍피해 외에도 동절기 이상파랑에 의한 동해안에서의 월파피 해가 자주 보고되고 있다 (국립방재연구소, 2005).
상기와 같은 해수면 상승과 태풍강도 증가의 복합적 소인에 따라 방파제 및 호안 마루높이가 상대적으로 저하되어 월파 발생이 증가함으로써 결국 항내 정온도 저하와 해안지역 월파 피해가 초래될 수 있다. 이와 같은 월파피해를 줄이기 위한 일 차적 방안으로서 방파제 및 호안의 마루높이를 증고시키는 안
****건국대학교 토목공학과(Corresponding author : Insik Chun, Department of Civil Engineering, Konkuk University, 1 Hwayang-dong, Kwangjin-Ku, Seoul, Korea 143-701. [email protected])
****동일고무벨트(주) 토건자재사업팀(Dongil Rubber Belt Co., Ltd. Construction Materials Business Team)
****SK건설(주) 토목기술팀(SK E&C, Civil Engineering team)
****(주)건화 항만부(Kunhwa Co., Ltd. Port&Harbor Dept.)
을 검토해볼 수 있다. 그러나, Fig. 1에 제시된 바와 같은 높은 마루높이의 방파제들은 월파저지에는 효과적일 수 있으나 동시 에 수변공간의 경관 및 항외 조망성을 현저히 저하시킨다. 이 와 같은 문제점을 해소하기 위한 방편의 하나로서 본 연구에 서는 동적 가변형 구조물인 고무막체 파라펫을 제시하였다.
고무막체 파라펫은 Fig. 2에서 보이는 바와 같이 평상 시 에는 구조물 본체에 격납되어 있으나 황천 시에 공기압력에 의하여 전개되어 구조물의 마루높이를 증가시키는 역할을 수 행한다. 기존의 고정식 방파제가 연중 월파차단 역할을 수행 하는 총 시간은 실제 그다지 길지 않기 때문에 평상 시 수 변공간의 경관 및 항외 조망성이 불필요하게 희생되는 측면 이 있는 반면에 본 고무막체 파라펫은 월파저지와 그리고 조 망성 확보를 효율적으로 도모할 수 있는 동적 가변형 구조물
이다. 본 구조물은 순수하게 공기의 공급 및 배출에 의하여 제어되는 무인 가동 구조물로서 해황에 따라 전개 및 격납을 원격으로 제어할 수 있다.
2. 수치해석
2.1 고무막체 파라펫 최적형상 도출
고무막체 파라펫의 형상을 전개 및 격납의 용이성, 월파 저 지성능, 시공성 그리고 외관 등을 고려하여 Fig. 3에서 보이는 바와 같이 총 5가지 형태로 설정하여 비선형 유한요소 프로 그램인 LS-DYNA를 이용하여 전개 및 격납 검토와 구조적 안정성 검토를 수행하였다. 각각의 형상 중에서 Frog형, Pillow형 그리고 Double Pillow형은 단일 덮개를 사용하는 반면, Twin 형과 Sprout형은 이중 덮개를 사용하며 격납고 중앙에 덮개 지지턱을 두어 격납 시 덮개에 가해지는 상재하중을 지지할 수 있도록 하였다. Twin형은 막체를 이중으로 설치하여 월파 의 내습 시 막체상호간의 충돌에 의하여 에너지를 추가적으로 흡수할 수 있는 형태이다. Pillow형과 Double Pillow형에서는 전개 시 또는 파의 충돌 시 덮개의 급회전을 방지하기 위한 소정 폭의 strip이 설치되어 있다.
2.2 수치해석의 검증
고무막체 파라펫의 수치해석에 앞서 이론적 해석이 가능한 두가지 구조물 형태를 설정하고 각각 경우에서 이론식과 LS- DYNA의 해석결과들을 상호 비교하였다.
2.2.1 실린더형 압력용기
실린더형 압력용기를 이용하여 반경 및 벽 두께를 고정하 고 내압을 변화시켜가며 원주응력 (hoop stress)과 축방향응력 Fig. 1. Breakwaters with very high crest height.
Fig. 2. Rubber membrane parapet.
Fig. 3. The proposed types of the rubber membrane parapet.
(longitudinal stress)을 이론식의 결과와 비교하였다. 압력용기 의 형상은 Fig. 4와 같으며 계산 입력조건은 Table 1과 같다.
한편 무한길이를 갖는 실린더 압력용기에서의 원주응력과 축방향응력에 대한 이론식은 다음과 같다.
원주응력 : (1)
축방향응력 : (2)
LS-DYNA는 해석 시 초기상태에서 내부압력을 점진적으 로 증가시켜 평형상태를 이루었을 때 원주응력과 축방향응력 을 산출하였으며 상기 이론식 결과와 함께 Table 2에 제시하 였다. 이론식과 LS-DYNA 결과를 비교해 보면, 전반적으로 정량적 유사성을 보이나 두 값 사이에 약간의 차이가 존재하 는 것을 알 수 있다. 즉, 내부압력이 증가하면서 이론치에 대 한 상대오차가 원주응력은 증가하며 축방향응력은 감소한다. 이 와 같은 오차는 이론식의 경우 무한길이의 실린더를 대상으 로 한 반면 LS-DYNA의 경우 유한길이에 대하여 해석을 수 행하였기 때문인 것으로 판단된다.
2.2.2 Sprout형 고무막체 파라펫
Sprout형 고무막체 파라펫(Fig. 3(c))의 내부압력 변화에 따 른 막체의 상승높이 및 막체에 작용하는 장력에 대하여 이론 식의 결과와 비교 하였다.
Sprout형상을 Fig. 5와 같이 형상화하고 막체의 길이를 L, 곡률반경을 R, 덮개의 길이 및 중량을 각각 l, W라고 정의할 때 Leshchinsky and Leshchinsky(1996)의 방법을 참고하여 이론적 해석을 다음과 같이 전개할 수 있다.
내압 Po에서 막체(점선부분)의 형상이 원형이라고 가정하 면 막체의 곡률반경 R과 장력 T와의 관계는
(3)
와 같다. 막체와 덮개의 기학학적 형상을 고려하면,
2Rα = L (4)
R sinα = b + l cosθ (5) 와 같다. 여기서, l은 덮개의 길이, b는 격납고 폭의 반이다.
덮개의 힌지에서의 모멘트의 합을 고려하면 다음과 같은 평 형방정식을 얻을 수 있다.
(6)
상기 식에서 미지수는 R, T, θ, α이며 주어진 조건 Po, l, b, W 를 이용하여 식 (3)~(6)을 풀어 결정할 수 있다. 막체 의 길이 L은 격납 시 부압에 의한 막체의 원활한 접힘을 고 려하면 다음의 조건을 만족시켜야 한다.
L≤ l + d (7)
여기서, d는 격납고의 깊이이다.
LS-DYNA의 성능을 검증하기 위한 계산 입력조건은 Table 3 과 같다.
σ1 Pr ---t
= σ2 Pr
---2t
=
R T Po ---
=
P0l2
2--- Tl cosα θsin Tl αsin cosθ W ---l 2 cosθ + –
– =0
Table 1. Input conditions (pressurized cylinder) Items Radius
γ (m)
Thickness t (m)
Membrane density ρ (kg/m3)
Inside pressure P (Pa) case-1
2.0 0.005 100
1,000
case-2 5,000
case-3 10,000
case-4 50,000
case-5 100,000
Table 2. Calculation results(pressurized cylinder)
Items Theory (N/m2) LS-DYNA (N/m2) case-1 Hoop stress 400,000 398,670
Longitudinal stress 200,000 166,228 case-2 Hoop stress 2,000,000 2,003,490 Longitudinal stress 1,000,000 833,22 case-3 Hoop stress 4,000,000 4,034,780 Longitudinal stress 2,000,000 1,674,530 case-4 Hoop stress 20,000,000 21,410,700 Longitudinal stress 10,000,000 8,714,940 case-5 Hoop stress 40,000,000 46,330,000 Longitudinal stress 20,000,000 18,443,300 Fig. 4. Configuration of the pressurized cylinder.
Fig. 5. Modelling of the Sprout type parapet.
Table 3. Input condition(Sprout type) Membrane
(L)
Cover weight (W)
Distance between hinge (2b)
Inside pressure (Po)
3.2 m 588 N 2.0 m 500 Pa
LS-DYNA는 해석 시 초기상태에서 내부압력을 점진적으로 증가시켜 평형상태를 이루었을 때 막체의 상승높이 및 막체에 작용하는 장력을 산출하였다. 막체의 상승높이는 Table 4에 보 인 바와 같이 이론식의 결과가 0.05 m 크게 나타났으며, 막체에 작용하는 장력은 LS-DYNA 결과가 32 N/m가 크게 나타났다.
LS-DYNA의 결과의 경우 막체 상승높이(Fig. 6) 및 막체에 작 용하는 장력(Fig. 7)을 최대값으로 선택하지 않은 것은 이들 최 대값들이 LS-DYNA의 해석시간을 짧게 함으로써 야기된 일종 의 스파이크성 값으로서 내부압력의 증가속도가 비교적 느린 실 제현상에서는 나타나지 않기 때문이다. 이론식과 LS-DYNA의 결과 값이 약간의 차이를 보이는 것은 이론식에서는 막체길 이, 뚜껑무게, 힌지 사이거리 및 내부압력만을 고려하지만 LS- DYNA의 경우 막체의 밀도, 내부압력 증가에 따른 막체의 늘 어남 등이 추가적으로 고려되기 때문이며 이를 감안하면 이론 식과 LS-DYNA의 결과가 비교적 잘 일치한다고 할 수 있다.
2.3 고무막체 파라펫 수치해석
고무막체 파라펫의 5가지 형상 중 Twin형과 Double Pillow 형에 대하여 대표적으로 제시하였다.
2.3.1 Twin형 고무막체 파라펫 수치해석
Twin형 고무막체 파라펫(Fig. 3(b))은 두개의 덮개와 두개의 막체로 구성되어 있으며 월파의 내습 시 막체상호간의 충돌에
의하여 에너지를 흡수하는 특징이 있다. 구조물 제원 및 내부압 력은 Table 5에, 그리고 막체 제원은 Table 6에 제시하였다.
가. 전개 및 격납 검토
전개 및 격납 검토는 초기상태(Fig. 8(a))에서 목표로 하는 내부압력까지 점진적으로 증가시켜 일정시간 유지한 후 다시 내부압력을 점진적으로 감소시켰다. 검토결과 공기에 의한 내 부압력만으로 전개 및 격납이 순조로이 이루어짐을 알 수 있 다. 그 과정을 Fig. 8에 제시하였다.
나. 구조적 안정성 검토
구조적 안정성 검토는 고무막체 파라펫의 전개완료(Fig. 8(c)) 상태에서 파고 4m에 대한 Hiroi파압을 덮개에 작용시켰으며 Table 4. Calculation result(Sprout type)
Items Theory LS-DYNA
Membrane height (m) 2.78 2.73
tension (N/m) 618 650
Fig. 6. Height of the parapet at full expansion.
Fig. 7. Membrane tension at full expansion.
Table 5. Dimension of the structure (Twin type) Structural
width (m)
Cover width (m)
Membrane length (m)
Storage depth (m)
Inside pressure (kPa) 2.5 1.0(2ea.) 3.3(2ea.) 0.25 100.0 Table 6. Property of the membrane(Twin type)
Fabric material
Spec.
tension No. of
layer
Fabric thickness (0.0012 m×1)
Membrane thickness
(fabric+
rubber coating)
Allowable tension
ND-220 220 kgf/cm 1 0.0012 m 0.005 m 215,600 N/m
Fig. 8. Process of the expansion and contraction of the Twin type.
파압작용 전 형상과 파압작용 중 형상을 Fig. 9에 제시하였다.
Table 7에 제시된 구조적 안정성 검토 결과를 보면, 막체에 작용하는 최대 인장력이 허용 인장강도보다 작게 나타났으며 안전율 4.0이상으로 나타났다. 응력 시계열 산출대상 막체 및 막체 별 응력 시계열은 Fig. 10과 Fig. 11에 제시하였다. 최대치 근방에서의 변동은 막체의 진동에 따른 것이다.
2.3.2 Double Pillow형 고무막체 파라펫 수치해석 Double Pillow형 고무막체 파라펫(Fig. 3(e))은 한 개의 덮개, 두개의 막체 그리고 두 개의 스트립으로 구성 되어있으며 5 가 지 형상 중 비교적 전개 및 격납이 유리한 형상이다. 여기서 스 트립은 막체의 갑작스런 전개 및 막체의 반동에 의하여 덮개가
갑자기 열리는 것을 방지하기 위하여 설치하며 소재는 막체와 유 사하다. 구조물 제원 및 내부압력은 Table 8에, 그리고 막체 및 스 트립 제원은 Table 9에 제시하였으며 내부압력 315.0 kPa은 파압 작용 전 덮개높이 2.0 m를 기준으로 파압작용 중 덮개높이 1.5 m 를 유지할 수 있는 내부압력이며 시행착오적으로 산정하였다.
가. 전개 및 격납 검토
전개 및 격납 검토는 Twin형과 동일한 방법으로 수행하였으 며 Double Pillow형 또한 공기의 압력만으로 전개 및 격납이 원 활히 이루어짐을 알 수 있다. 그 과정은 Fig. 12에 제시하였다.
Fig. 9. Shapes of the Twin type without and with wave action.
Table 7. Result of the structural analysis(Twin type).
Max. principal stress (N/m2)
Max. Tension (N/m)
Allowable tension (N/m)
Safey factro
10,763,200 53,816 215,600 4.01
Fig. 10. The calulation of stress on the membrane surface.
Fig. 11. Time variation of the principal stresses on each of the membranes.
Fig. 12. Process of the expansion and contraction of the Double Pillow type.
Table 8. Dimension of the structure(Double Pillow type) Structural
width (m)
Cover width (m)
Membrane length
(m)
Strip length
(m)
Storage depth
(m)
Inside pressure
(kPa) 3.0 2.0 upper: 2.85
lower: 2.35 2.7 0.5 315.0 Table 9. Properties of membrane and strip(Double Pillow type)
Items Fabric material
Spec.
tension No.
of layer
Fabric thickness
Membrane thickness
(fabric+
rubber coating)
Allowable tension
Mem-
brane ND-220 220 kgf/cm
4 0.0048 m 0.012 m 776,160 N/m 5 0.0060 m 0.015 m 970,200 N/m Strip
나. 구조적 안정성 검토
구조적 안정성 검토는 고무막체 파라펫 한 경간 10.0 m에 대하여 3D로 수행하였다. 전개완료(Fig. 12(c)) 상태에서 파고 4.28 m, 주기 12.68 s에 대하여 소파블록 피복과 마루높이 등이 고려된 Goda의 쇄파압을 덮개에 작용시켰다. 작용 파압도와 작용 파압은 Fig. 13과 Table 10에 제시하였으며 파압작용 전 형상과 파압작용 중 형상을 Fig. 14에 제시하였다.
구조적 안정성 검토결과 상부막체 및 하부막체에서 최대 인 장력이 재료의 허용 인장강도 보다 낮게 나타났다. 상부막체와 하부막체는 안전율이 3.0 이상이며 스트립의 경우 안전율이 0.99로 다소 낮게 나타났지만 이는 스트립의 두께나 폭을 조 절하여 해결할 수 있다. 상부막체 및 하부막체의 경우 고무 막체 파라펫의 전개 과정에서 높은 주응력이 발생하였지만 이 는 해석 시간을 고려하여 고무막체 파라펫의 전개 시간을
10.0초로 짧게 하였기 때문이며 실제 고무막체 파라펫 전개 시간은 10분~20분 정도이기 때문에 이와 같은 큰 응력은 발생 하지 않을 것으로 판단된다. 해석결과를 Table 11과 Fig. 15~
Fig. 17에 제시하였다.
3. 수리모형실험
수리모형실험은 Double pillow형 고무막체 파라펫에 대하여 이차원으로 규칙파와 불규칙파로 나누어 반사율과 월파량에 대하여 수행하였다.
Fig. 13. Input wave pressure considered in the structural analysis.
Table 10. Valus of the input wave pressure Goda's wave pressure (N/m2)
P1 = 21,948 P2 = 40,495
Fig. 15. Time variation of the principal stress on the upper membrane.
Fig. 16. Time variation of the principal stress on the lower membrane.
Fig. 17. Time vaiation of the principal stress on the connecting strip.
Table 11. Result of the structural analysis(Double Pillow type)
Items Max. principal stress (N/m) Max. tension (N/m) Allowable tension (N/m) Safey factor
Upper membrane 15,875,800 190,510 776,160 4.07
Lower membrane 20,481,100 245,773 776,160 3.16
Strip 65,118,400 976,776 970,200 0.99
Fig. 14. Behaviour of the Double Pillow type subjected to the input wave pressure.
3.1 모형제작
고무막체 파라펫 모형은 상부막체, 하부막체, 스트립, 케이 스 그리고 케이슨으로 구성되어있으며 형상 및 세부적인 제 원은 Fig. 18에 제시하였다.
수리모형실험에 앞서 실험구조물에 대하여 동일한 내부압 력(0.02 MPa)을 적용하였을 때 덮개의 상승높이를 수치해석 을 통하여 계산 한 후 이를 실제 측정결과와 비교하였다(Fig. 19).
결과를 Table 12에 제시하였다. 내부압력에 따른 덮개의 상 승높이가 계산치는 28.2 cm이며 측정치는 27.6 cm로서 측정 치보다 0.6 cm 더 높게 나타났다. 이는 실험구조물에 공기주입 시 내부압력의 오차로 판단되며 계산치와 측정치가 비교적 잘 일치하는 것으로 판단할 수 있다.
3.2 실험수조 및 계측
수리모형실험에서는 용량식 파고계를 이용하여 반사율을 측 정하였으며 파고계는 총 8개의 채널을 이용하였다. 실험수조의 제원 및 파고계들의 위치는 Fig. 20과 같다. 파고계 채널 1, 2,3,7은 통과파 검증, 채널 4,5,6은 반사율 그리고 채널 8은 전달율을 측정하는데 사용하였다.
3.3 실험조건
실험조건은 Table 13에 제시하였다. 막체의 내부압력은 세 가지(P0, P1, P2)로 변화시켰으며 수조의 수심은 0.52 m로 유 지하였다.
3.4 결과분석
3.4.1 막체의 공기제어 및 거동 관찰
막체의 내부압력은 막체를 수조 외부에 설치된 공기압축기 에 고무호스로 연결하여 제어하였다. 월파발생 상황에서 내 부압력의 증가에 따른 고무막체 파라펫 형상의 변화는 Fig. 21과 같다. 막체 격납은 자연적 공기배출에 의하여 수행하였으나 막체 내 잔여공기에 의하여 덮개가 완전히 닫혀지지 않았다.
이의 문제를 해결하기 위해서는 공기를 강제로 배출시킬 수 있는 부압펌프가 필요할 것으로 판단된다. 월파발생 시점에 서의 막체의 거동은 막체가 약간 기울어지는 현상이 발생하 였다. 기울어지는 정도는 내압의 크기를 조절하여 변화시킬 수 있다.
3.4.2 반사율
Table 13에서 파고 15 cm에 대한 실험조건에 대하여 상대 수심 d/L (L : 입사파 파장)의 변화에 따른 반사율 변화를 Fig. 22와 Fig. 23에 도시하였다. 그림들의 범례에서의 기호 (RE-H1P1 등)들은 Table 13에서의 파랑구분, 파고 그리고 내 부압력의 기호들을 조합한 것이다. 각 그림들을 보면 전반적 으로 d/L이 증가함에 따라 반사율이 감소하나 파라펫의 전개 상태에 따른 반사율 변화는 감지되지 않았다. 반사율이 증가 하다가 d/L가 0.113(주기 2.2 s)인 지점을 지나면서 감소하는 경향을 나타냈다. 사실 상 파라펫이 전개되면서 월파가 감소하
Fig. 18. Experimental structure.
Fig. 19. Comparison of the parapet heights.
Table 12. Comparison of the crest heights between the hydraulic experiment and numerical analysis
Items Calculated Measured
Inside pressure (MPa) 0.02 0.02
Parapet height (cm) 28.2 27.6
Fig. 20. Experimental flume and the location of wave probes.
며 이는 반사율의 증가로 이어지나 주어진 입사파고 15 cm 에서는 이와 같은 현상이 두드러지게 발견되지 않았다. 여기 에는 부분적으로 막체의 완충에 의한 에너지 흡수도 작용했 을 것으로 판단된다.
3.4.3 월파량
d/L의 변화에 따른 무차원 월파량 의 변화를 검토하였다. P0, 파고 15.0 cm에 대한 결과인 Fig. 24(a)를 보면, 무차원 월파량이 1.0~3.0 사이에 분포하며 파고 17.0 cm 의 경우 무차원 월파량이 0.5~4.5 사이에 분포한다. P1의 경우 파고 15.0 cm의 무차원 월파량은 0.0~0.5 사이에 소량이 분 포하며 파고 17.0 cm의 무차원 월파량은 0.0~1.0로 나타났다.
P2의 경우에는 무차원 월파량은 발생하지 않았다. 불규칙파 결과인 Fig. 25를 보면 P0의 경우에 무차원 월파량이 2.0~6.5 사이에 분포하며 P1의 무차원 월파량은 0.0~1.5 사이에 분포 한다. P2일 경우에는 무차원 월파량은 발생하지 않았다.
4. 결 론
해황에 따라 구조물의 마루높이를 가변적으로 제어할 수 있는 동적 가변형 고무막체 파라펫을 제시하였으며 그 성능을 수 치해석과 수리모형실험을 통하여 검토하였다. 세부적 연구결 과는 다음과 같다.
- 고무막체 파라펫의 전개 및 격납의 용이성, 월파저지 성능, q⁄( 2gH'o2)
Table 13. Experimental condition
Wave Depth (m) Wave period (sec) Wave height (cm) Air pressure (kPa) Remarks
Regular
(RE) 0.52 1.4~3.0
(0.2 s interval)
15.0(H1) 0.0(P0) P0 : closure
P1 : 15.0cm parapet height P2 : 28.2cm parapet height (full expansion)
4.0(P1) 17.0(H2)
20.0(P2)
Irregular
(IR) 0.52 1.4~3.0
(0.2 s interval) 15.0(H1)
0.0(P0) P0 : closure
P1 : 15.0cm parapet height P2 : 28.2cm parapet height (full expansion)
4.0(P1) 20.0(P2)
Fig. 21. Shape of the rubber parapet deforming with the internal pressure varied.
Fig. 22. Reflection coefficient (regular wave, 15.0 cm).
Fig. 23. Reflection coefficient (irregular wave, 15.0 cm).
시공성 그리고 외관 등을 고려하여 총 5 가지 형태의 최적 형상을 도출하였다. 도출된 형상에 대하여 비선형 유한요소에 기반을 둔 수치해석을 통하여 공기의 압력만으로 전개 및 격 납이 원활히 이루어짐을 확인하고 구조적 안정성을 입증하였다.
- 수치해석을 통하여 막체의 전개 및 격납과정 그리고 파 랑발생 시 막체의 장력을 계산하였으며 4~5 m의 파고범위와 막체의 가용 소재 범위 내에서 충분한 강도를 갖는 고무막체 파라펫을 구현할 수 있음을 보였다.
- 제안된 고무막체 파라펫 중에서 Double Pillow형 고무막 체 파라펫을 선별하여 막체의 거동, 수리특성을 검토하기 위한 수리실험을 수행한 결과, 전반적으로 막체의 공기제어가 순 조로이 진행됨을 확인하였으며 막체의 전개의 의하여 월파량 이 효과적으로 제어되는 것을 확인하였다.
- 상기 막체의 구조해석은 막체가 완전히 전개된 후 입사 파랑에 상응하는 파력을 외부에서 계산하여 입력한 것이다.
그러나, 이와 같은 파력은 구조물이 고정되어 있다고 보고 계 산한 것이며 현 막체 구조물과 같이 완충작용을 갖는 경우에는 실제 발생파력은 상기 외부 입력파력보다는 많이 감소될 것 으로 사료된다. 현재 막체와 접근파랑의 상호작용을 해석하기 위한 수치해석기법을 개발하고 있으며 향후 막체 파라펫의 정 밀 구조해석에 사용할 계획이다.
감사의 글
본 연구는 2009년도 국토해양부 지원과제인 ‘항만리모델링 기반구축 연구’의 연구결과 중 일부를 발췌한 것임.
참고문헌
국립방재연구소 (2005). 10월 동해안 풍랑피해조사 보고.
국립해양조사원 (2008). 지구온난화로 매년 한반도 해수면 상승 (보도자료), http://www.khoa.go.kr/news/press_view.asp?board_no=
1154.
소방방재청 (2006). 과거 주요호우 및 태풍피해현황의 우선순위, http:/
/www.nema.go.kr/nema_cms_iba/show_nema/board/board9s/view.jsp.
Goda, Y. (1985). Random seas and design of maritime structures, University of Tokyo Press.
Leschchinsky, D. and Leshchinsky, O. (1996). Geosynthetic con- fined pressurized slurry (GeoCoPS): Supplemental notes for version 1.0, report TR CPAR-GL-96-1, US Army Engineer Waterways Experiment Station.
LS-DYNA, (2006). Theory Manual, LIVERMORE SOFTWARE TECHNOLOGY CORPORATION.
원고접수일: 2010년 10월 6일 수정본채택: 2010년 10월 27일(1차) 수정본채택: 2011년 2월 27일(2차) 게재확정일: 2011년 2월 28일 Fig. 24. Overtopping rate (regular wave, 15.0 cm).
Fig. 25. Overtopping rate (irregular wave, 15.0 cm).
