波 力

波 力

一 般

항만구조물에 작용하는 파력은 구조물의 형태, 해저지형, 水深 및 波浪의 특성을 고려하여 적합한 파력계산 또는 수리모형실험의 결과에서 산정하며 파의 불규칙성에 대해서도 충분히 고려한다.

 

〔解 說〕

(1) 波浪의 특성, 구조물의 형상과 前面水深과의 상호관계에 의해 波力이 달라진다. 즉 전면水深과 波高와의 관계에 따라서 쇄파 또는 중복파가 작용하게 된다.

(2) 수리모형실험에서 파력 산정시 대상 구조물의 破壞性을 충분히 고려하여 적절한 측정법을 사용하고, 또한 波浪의 불규칙성을 고려하는 것이 바람직하다. 특히 규칙파 실험의 경우는 最高波에 대한 검토도 포함되어야 한다.

 

5-2 直立壁에 作用하는 波力

5-2-1 槪要(이또,1996 : 고다, 1967 : 다니모토,1976)

직립벽에 작용하는 파력은 波浪조건외에 조위, 水深, 해저지형, 구조물의 단면 형상, 평면형상 등에 의해 변하므로 이러한 요건을 고려하여 적절히 산정하고, 수리모형실험에서 확인하는 것을 원칙으로 한다.

특히, 急傾斜의 海底面上이나 높은 사석부상의 직립벽에 있어서는 매우 큰 衝擊碎波力이 작용할 경우가 있기 때문에 그 발생조건에 충분히 유의하여 파력을 산정한다.

 

〔解 說〕

(1) 직립벽에 작용하는 파력의 주된 요인은 波浪의 제원과 조위, 水深, 해저경사, 사석부 마루의 水深 및 폭, 사석부의 경사, 직립제의 마루높이 및 전면水深 등이다. 이들 외에 平面配置모양에 屈曲部가 있을 때에는 無限直線堤일 경우보다 큰 파력을 받을 경우가 있으므로 배치형태의 영향을 고려하여야 한다. 또한 직립제 전면이 소파블록으로 피복되었을 때에는 소파블록의 특성, 마루높이 및 폭이 요인이 된다.

(2) 파력은 작용하는 波浪의 형태에 의해 중복파력, 쇄파력, 쇄파후의 波浪에 의한 파력으로 분류되지만 이는 연속적인 변화과정을 보인다. 중복파력은 水深에 비해 작은波高의 波浪에 의해 생기고 파압의 시간적 변화는 완만하다. 波高가 커지면 파력도 커지며 쇄파대내에서는 방파제 전면에서 부서지는 파보다도 직립제에서 조금 떨어진 곳에서 부서지기 시작하고 나서 부딪치는 波浪이 강한 파력을 발생한다. 특히 급경사 海底面상의 직립벽이나 완경사에 있어서도 높은 마운드 상에 있는 직립벽에 쇄파가 작용할 때에는 매우 큰 충격쇄파력이 생겨 주의를 요한다.

(3) 직립제에는 전면水深과 波高의 관계에 따라서 중복파 또는 쇄파가 작용한다. 일반적인 기준으로는 전면水深 와 波高 _1/3에 따라 다음과 같이 波浪을 구별한다.

    

 

 

5-2-2 直立壁에 作用하는 重複波 또는 碎波의 波力

[1] 벽면에 파봉이 있을때

(1) 전면파압 정수면의 높이에서 최대치 p1, 정수면상 η*의 높이에서 零, 저면에서 P2가 되는 직선分布로서 직립벽 저면으로부터 마루까지의 파압을 고려한다(도참(5-1) 참조)                                    (5-1)             여기서,      η* : 정수면상 파압강도가 零이 되는 높이 (m)               p1 : 정수면에서의 파압강도 (kN/m2)               p2 : 海底面에서의 파압강도 (kN/m2)               p3 : 직립벽 저면에서의 파압강도 (kN/m2)               ρo : 물의 밀도 (t/m3)               g  : 중력가속도 (m/s2)               λ1,λ2 : 파압의 보정계수 (표준 1.0)               : 직립벽 전면의 水深 (m)                :직립벽 전면에서 외해(심해측)로 유의波高의 5배 만큼 떨어진 지점의 水深(m)                : 직립벽 저면의 水深(m)               : 사석부의 근고공 또는 피복공 마루중 작은 水深(m)               :설계계산에 쓰이는 波高(m)                : 水深 에서의 설계계산에 쓰이는 波長(m)              min (a,b) : a 또는 b중 작은 값                  : 구조물 법선과 주波向의 ±15°범위에서 가장 위험한 方向 선분과의 사잇각(°)   (도참(5-2) 참조).

(2) 양압력 직립벽 저면에 작용하는 양압력은 외해측 끝부분에 식(5-2)의 (kN/m2), 내해측끝 부분에서 零인 삼각형 分布로 한다(도참(5-1) 참조).                                          (5-2)     여기서 λ3은 양압력의 보정계수이며 일반적으로 1.0이다. 이 경우 부력은 靜水中의 배수체적에 대해서만 고려한다.         (3) 파력계산에 쓰이는 波高 및 波長 식(5-1)과 (5-2)에 있어 설계계산에 쓰이는 波高 및 波長 은 최고파의 波高 및 波長으로 한다. 최고파의 波長은 有義波 주기에 대응하는 波長으로 하고, 波高는 다음의 최고波高 를 사용한다. 1) 최고波高가 쇄파의 영향을 받지 않는 경우      = = 1.8     여기서,   은 직립벽 전면水深에서 진행파의 유의波高(m) 2) 최고波高가 쇄파의 영향을 받는 경우      = 不規則波의 쇄파변형을 고려한 (도참(4-25) 쇄파 참조) 단, 이때의 최고波高는 직립벽 전면에서 5 만큼 외해측에 떨어진 지점에서의 水深 에 대한 값을 쓴다.

 

〔解 說〕

직립벽에 작용하는 최대파력 및 양압력은 고다(合田)식을 표준으로 한다. 고다식은 파압실험결과와 현지방파제에 적용한 성과 등을 감안한 다음 波向에 대해 수정한 것으로 중복파에서 쇄파까지의 파력을 연속적으로 계산할 수 있다.(고다(合田) 1973) 그러나 급경사 海底面상이나 마운드가 높은 직립벽에 작용하는 충격쇄파력은 과소평가할 수 있다. 파압계산은 靜水시를 기준한다.

〔參 考〕

(1) 고다식에 의한 전면파압

도참(5-1) 직립제의 設計波압分布

도참(5-2) 제체의 수직선과 입사각의 보정각(β)

 

(2) 최고파

고다(合田)식은 개개의 파에 대한 파력을 나타내는 것이 아니며 일반 설계에서 대상으로 하는 파군(波群)중 가장 큰 파력이 작용하는 최고파를 대상으로 한다. 不規則波의 최고파(H_max)는 출현확률이 해역에 따라 일정치 않으므로 일률적으로 정할 수 없지만 현지 방파제에 적용결과 등으로 보아 波高는 쇄파변형이 일어나지 않는 곳에서 유의波高의 1.8배, 波長은 有義波주기에 해당하는 값을 사용한다. 단 현지의 장기波浪관측자료가 있을 때에는 본편4-1-2의 不規則波의 통계적인 특성을 충분히 검토하여 적용할 수 있다.

 최고파의 쇄파에 의한 영향여부와 波高는 본편4-5 쇄파부분의 최고파를 구하는 그림을 참조하여 결정한다.

(3) 보정계수(λ₁, λ₂, λ₃)

식(5-1)∼(5-2)는 일반화된 고다식으로 조건이 다른 벽에도 적용할 수 있도록 보정계수를 포함한다. 보정계수는 일반적인 직립벽의 경우 1.0이다 그러나 소파블록으로 피복된 케이슨이나 직립소파 케이슨 등 여러종류의 벽에 작용하는 파압의 경우는 이에 적절한 보정계수를 사용해야 한다. (본편5-2-4 참조)

(4) 고다식의 특징과 적용한계

이식의 가장 큰 특징은 중복파에서 쇄파까지의 파력을 주기의 영향을 포함해서 연속적으로 계산할 수 있는 점이다. 파라메터 α₁은 주기(정확히는 h/L)의 영향을 나타내며 淺海波에서 극한 값으로 1.1 그리고 深海波에서 0.6이다. 그밖에 주기의 영향은 최고波高 결정에도 영향을 주어 심해波高가 일정하더라도 주기가 길면 큰 최고파를 사용하게 된다. 따라서 설계조건 설정시 주기에 대해서도 신중을 기해야 한다.

또 한가지의 특징은 사석부 높이와 해저경사에 의한 파력의 변화를 파라메터 α₂로 나타내고 있는 점이다. 식(5-1)에서 알 수 있듯이 H_D를 일정하게 하고 사석부의 높이를 海底面에서 서서히 높혀가면 α₂ 값이 0에서 서서히 증가하여 극대치인 1.1에 달하고 그 이상이면 감소하여 d=0에서 다시 α₂는 0이 된다. 따라서 α₁의 극한치 1.1과 합치면 정수면에서 파압강도는 가 된다.

한편, 해저경사의 영향은 α₂식에서 가 직립벽에서 설계유의波高의 5배거리만큼 외해쪽으로 떨어진 지점의 水深이므로 급경사일수록 마운드가 높은 경우와 같은 효과로 나타난다. 또 쇄파의 영향을 받는 영역에서는 만큼 떨어진 지점의 최고波高를 설계波高로 한 것은 직립벽에 최대 파력이 작용하는 파가 진행파로서 외해에서 쇄파된 것을 반영했다. 이외에도 쇄파의 영향을 받는 곳에서는 해저경사가 급할수록 큰 波高가 된다. 이와 같이 해저구배가 파력에 미치는 영향은 상당히 크므로 설계조건 설정시 주의를 요한다.

이상과 같이 본 계산식은 사석부의 높이나 해저경사의 영향을 고려한 것이지만 높은 경사나 급경사 海底面상의 직립벽에는 강한 쇄파력이 작용할 수 있으므로 이 식을 사용하면 파력이 과소평가될 수 있으므로 주의를 요한다. 특히 사석부가 높은 경우에는 식(5-1)의 A₂만이 아니고 본편 5-2-3 충격쇄파력(다까하시등(高橋)등 1992)의 계수 α₁을 고려하여 α₁이 α₂보다 큰 경우에는 α₁값을 취한다.

문제점은 정선부근과 같이 水深이 극히 낮은 수역에의 적용성 여부이다. 본 식은 어디까지나 직립벽의 외해측에서 쇄파하는 파가 최대의 파력을 작용하는 범위이다. 그 한계를 명확히 구분하기는 곤란하나 정선부근에 있는 직립벽에 작용하는 파력에 대해서는 다른 계산식과 합해서 적절히 사용하는 것이 좋다.

(5) 파력계산식의 波向보정

波向이 파력에 미치는 영향에 대해서는 몇 개의 실험결과가 있으나 명확하지 않은 점이 많다. 종래에는 중복파 작용에 대해서 波向보정을 고려치 않고 쇄파작용에 대해서만 를 곱함으로써 波向의 영향을 고려하여 왔다. 중복파의 경우 완전 반사된 파와의 중첩이 직각의 경우와 동일한 모양으로 유지되어 있다고 가정하는 것은 불합리하다. 예를 들면, 실제 방파제는 그 길이가 유한하기 때문에 비스듬히 입사하는 각도가 큰 경우에는 波高가 2배가 되는 곳은 堤端에서 상당히 떨어져 있고, 극단적으로 = 0도인 경우에는 무한원점이 되므로 직립벽에는 진행파의 파압이 작용한다고 보는 것이 타당하다. 방파제의 길이가 무한히 길다고 보는 경우에는 제2차 근사의 유한진폭과 이론을 사용하면 경사지게 입사하는 파에 의한 파압은 직각으로 입사하는 경우보다는 약간 감소하고 그 합은 波形傾斜에 비례하여 유도된다.(고다(合田), 1967) 이와 같은 점과 현지 방파제에 대해 적용한 결과를 감안해서 波向에 대한 보정은 식(5-1)의 p₁에 나타난 것과 같이 마운드의 효과를 나타내는 α₂에 대해서 를 곱하고 또 전체에 0.5(1+cosβ)를 곱했다.

(6) 주기가 다른 2종류의 파군이 중첩된 경우의 파력과 有義波 주기

주기가 다른 2종류의 파군이 중첩된 예로서는 만외에서의 침입파와 만내에서 발생된 파와의 중첩, 그리고 항구에서 회절파와 월파에 의한 전달파의 중첩 등을 들 수 있다. 이 경우 스펙트럼은 2山形(스펙트럼 피크가 2개인 형태)이며, 현지관측 예가 있다.(다니모토(谷本)등, 1986) 이때 파력계산에는 2산형 스펙트럼을 이용하고, 고다(合田)식이 적용될 수 있음을 확인하였으며 파력계산식에 쓸 수 있는 有義波주기 계산법을 제안하였다. 주기가 중첩전의 각각의 周波數 스펙트럼이 브렛슈나이다-미수야수(Bretschneider -光易) 형태일 경우 적절한 방법에 의해 중첩한 후 有義波-주기를 구한다.

(7) 직립벽의 마루가 낮은 경우의 파력

고다식을 방파제 등에 적용하는 경우 직립벽의 마루높이가 낮으면 파압의 작용범위감소에 의한 파력저감보다도 중량감소에 의한 저항력 감소가 큼으로 일반적으로는 벽체의 폭을 넓게 할 필요가 있다. 그러나 활동실험결과 자료에 의하면 마루높이를 낮추는 정도에 따라서 안정성이 증가하는 경향이 있다. 이때 파력산정법으로서 저감계수 λ₁을 전면파압과 양압력에 곱해줌으로써 파력을 저감하는 방법이 제안되었다.(나까다(中田등), 1984)

(8) 직립벽의 마루가 높은 경裏?파력

직립벽의 마루가 일반적인 방파제의 경우보다 상당히 높은 경우에는 월파하지 않기 때문에 고다식에 의한 파력보다 큰 파력이 작용하는 경우가 있다.(스이노(水野등), 1993)

(9) 직립벽이 경사진 경우의 파력

직립벽이 조금 경사진 사다리꼴 모양의 케이슨 등일 경우 수평파력은 연직벽의 경우와 크게 다르지 않으나 경사면에 작용하는 파력의 연직성분의 고려나 양압력의 저감 등을 고려할 필요가 있다. 다니모토, 기무라(谷本·木村, 1985)는 직립벽이 약간 경사진 경우의 파력에 대한 실험을 실시하고 파력산정법을 제안한 바 있다.

(10) 직립부 전면 사석부의 마루수평부분이 긴 경우

혼성제 직립부에 작용하는 파력은 사석부 높이 뿐만 아니라 전면의 어깨 폭, 법선의 구배에 의해서도 변한다. 고다식은 이미 언급한 바와 같이 이 중에서 사석부 효과를 반영한 것이다. 따라서 이들이 통상의 것과 뚜렷하게 다른 경우에는 되도록 수리실험에 의해서 검토한다. 그러나 전면의 어깨폭이 충분히 긴 경우에는 해저지형의 일부로 생각되므로 마운드 폭이 이곳에서 波長의 1/2보다 긴 경우에는 사석부 상단에서의 波高와 波長을 사용한다.(永井등, 1965)

(11) 일련의 원통들로 이루어진 방파제의 직립벽에 작용하는 파력

철관방파제와 같이 圓筒列방파제의 직립벽에 작용하는 파력에 대해서는 평면직립벽에 작용하는 파력과 큰 차이가 없다. 따라서 고다식을 준용한다.

(12) 확대기초(Footing)가 있을 때의 양압력

케이슨 등과 같은 확대기초가 있을 때는 파가 작용하는 쪽의 확대기초 상면에서 하향의 파력 또는 저면의 앞부분에서 뒷부분에서는 零의 양압력이 작용한다.

그러나 보통의 경우 그 합력은 확대기초가 없을 때의 양압력과 큰 차이가 없다. 이 때문에 도참(5-3)에 나타난 것과 같이 확대기초를 무시하고 직립벽 전면의 연장점에서 식(5-2)에 의한 후면의 연장점에서 零의 삼각형分布로서 양압력을 산정해도 좋다.

도참(5-3) 케이슨 확대기초가 있는 경우의 양압력

 

(13) 기타의 산정식

본(고다) 파력산정식은 중복파에서 쇄파까지의 파력을 그 적용한계에 의해 구별하지 않은 장점이 있으나 水深에 대한 波高비가 작고 명확하게 중복파의 파력이 작용한다고 생각되는 경우에는 精度 높은 중복파 이론식(히로이(廣井, 1919), 생플루(Sainflou, 1928)을 적용하여도 좋다.

단 그때 현지 波浪의 불규칙성을 충분히 고려할 필요가 있으며 최고파에 대한 검토도 필요하다.

 

[2] 벽면에 파곡이 있을때

벽면에 파곡이 있을때 負의 파력은 수리모형실험 또는 적절한 산정식에 의해 산정하여야 한다.

 

〔參 考〕

벽면에 파곡이 있을 때 벽 전면에서 負의 파압은 도참(5-4)와 같이 정수면에서 零, 정수면하 0.5H_D에서 , 이하 저면까지 같은 직선分布의 파압이 외해측을 銖漫?작용하는 것으로 한다.

도참(5-4) 負의 設計波압分布

                                                                    (참5-1)

여기서,   p_n  : 균일파압 부분에 있어서 파압강도(kN/m²)

               : 설계계산에 쓰이는 (최고) 波高(m)

대水深 방파제에서는 파곡의 부압력의 크기가 파봉이 있을때의 正압력의 크기보다 크므로 벽체가 바다쪽으로 미끄러지는 경우도 있다.

 

5-2-3 衝擊 碎波力

충격 쇄파력의 발생이 문제가 될 경우에는 수리모형실험에 의해서 검토한다. 매우 큰 충격 쇄파력이 생길 위험이 있는 단면형상이나 구조는 될 수 있는대로 피한다. 급경사 海底面상과 같이 충격쇄파력의 발생을 피할 수 없는 경우에는 적절한 소파공을 설치하여 파력을 완화한다.

 

〔解 說〕

벽면에 쇄파의 꺽어세운 波面이 충돌할 때 충격쇄파력이 발생한다.

충격쇄파력에 대한 수리모형실험에서 최대파압은 조건에 따라 波高상당의 정수압(1.0 )의 수배 내지 수십배로 나타난다. 그러나 그 작용시간은 짧고 국소적이며 다소의 조건변화에 따라서도 변동이 매우 크다. 또한 충격 특성 때문에 구조물의 역학적 특성에 따라서 안정성이나 부재응력에 미치는 효과도 다르다. 충격쇄파력에 대한 일반적인 산정법을 제시하기가 어려우므로 개개의 역학적 조건에 대한 수리모형실험에 의해서 파력을 검토한다.(예를들면, 활동실험, 부재강도의 검토 등)

〔參 考〕

(1) 충격쇄파력의 발생조건

충격쇄파력의 발생조건에는 여러가지 인자가 관여되어 일반적으로 규정하기는 어려우나 각종 실험 결과에서 구조물법선의 수직선과 波向과의 교각 β(도참(5-2))가 20°이내에 있고 또 다음과 같은 경우에 충격쇄파력이 생기기 쉽다.

1) 급경사 해저의 경우

해저경사가 1/30보다 급하고 직립벽보다 약간 심해측에서 쇄파되는 파를 포함하며, 또한 환산深海波 波形傾斜가 0.03정도 이하일때 충격쇄파력이 생기기 쉽다.

2) 사석부가 높은 경우

해저경사가 완만할 때에도 파의 조건외에 사석부의 마루높이, 전면 마루폭, 사면경사 등과 같은 사석부의 형상에 의해 충격쇄파력이 발생한다. 일반적으로 사석부가 비교적 높고 또 전면 마루폭이 적당히 넓거나 사면경사가 완만하여 사석부 경사면 또는 경사 어깨부근에서 水壁狀의 쇄파가 충돌할 때 충격쇄파력이 생긴다. 해저경사가 1/50보다 완만하고 설치水深에 대한 사석부 둑마루(피복공 포함)상의 水深비가 0.6보다 큰 경우에는 매우 큰 충격쇄파력은 발생하지 않는다고 생각해도 좋다.

(2) 대책공법

직립벽에 매우 큰 충격쇄파력이 작용하는 경우 전면에 소파블록으로 충분히 피복하면 파력을 아주 완화 시킬 수 있다. 특히 사석부가 높은 경우에 소파블록으로 충분히 피복하면 충격쇄파의 발생을 방지할 수 있다. 또 직립부는 적절한 소파 케이슨 또는 사면 케이슨 등의 이형 케이슨에 의해서도 충격 쇄파력의 작용을 피할 수 있는 경우가 있다. 또한 방파제의 법선을 波向과 직각으로 하지 않는 것도 하나의 대책이다.(다니모토등(谷本등), 1981)

(3) 모형실험에 의한 파력검토

충격쇄파력이 작용하는 경우의 모형실험에 의한 파력을 검토하기 위해서는 충격력에 대한 구조물의 응답특성을 분석하고 직립벽 전체의 안정성검토는 예를들어 본체의 활동실험, 그리고 파라핏트 등의 부재강도에 대한 검토는 응력측정실험에 의한다.

(4) 급구배 海底面상의 직립벽에 작용하는 충격쇄파력

1) 파압이 최대가 되는 水深과 평균파압강도

이러한 충격쇄파력에 대해서 많은 연구가 수행되었다(예 : 미쓰야수(光易, 1962), 홍강등(本間, 1962)). 이들중 미쓰야수(光易)는 구배가 1/50, 1/25, 1/15인 일정한 경사면상의 여러 가지 水深에서 직립벽에 작용하는 규칙파의 파력실험을 광범위하게 수행하였다. 여기서 설치水深에 의한 全波力의 변화를 조사하여 충격쇄파력이 가장 현저한 水深 h_M의 산정식(5.4)을 얻었는데 이는 심해波長에 대한 比로 나타내면 다음과 같다.

                                                                (참5-2)

여기서

              = 0.59-3.2tanθ

              = 심해波高(m)

              = 심해波長(m)

            tanθ: 일정한 경사면의 구배

도참(5-3)은 미쓰야수(光易)의 실험결과를 바탕으로 이러한 파력이 가장 엄밀하게 되는 때의 全波力을 파력의 작용범위를 해저에서 정수면상 쇄파한계波高 의 0.75배까지로 하고 평균 파압강도 p를 구하여 로 나누어 무차원화하고 深海波형 구배 에 대해 사면구배에 따라 나타내는 것이다.

여기서 개략적인 경향을 보면, 파항구배가 작을수록 강한 충격쇄파력이 발생하고 사면구배가 완만해지면 최대 충격쇄파력의 강도가 감소한다.

2) 충격쇄파력의 발생조건에 대하여

급경사 해저 (1) 1)의 경우 충격쇄파력의 발생조건을 도참(5-8)에 기초하여 대략적으로 설정한다. 현지 不規則波에 대한 경우 환산深海波형구배는 직립벽에서 만큼의 거점에서의 不規則波의 쇄파변형을 고려해서 구한 최고波高 H_max에 대한 환산심해波高와 有義波 주기에 대한 심해波長의 比로 한다. 단 이때의 는 H_max로 한다. 더욱, 設計波에 대해서 이와같은 최대충격 쇄파력이 작용하는 水深을 피해 설치水深을 설정할 수 있다. 그러나 보다 해안쪽에 직립벽을 놓고 쇄파후의 파가 작용하도록 하는 경우에는 設計波보다 작은 波高의 파에 대한 검토가 필요하다.

3) 급구배 사면과 연이은 수평마루에 놓인 직립벽에 작용하는 충격쇄파력 다까하시, 다니모토(高橋·谷本, 1983) 구배가 1/10 또는 3/100의 사면에 이어지는 수평마루를 설치하여 여러 위치에서 직립벽에 작용하는 파압을 규칙파 실험을 통해 어느 波浪조건에 대해서 파력이 최대가 되는 직립벽의 위치 또는 그때의 파력산정법이 제안되었다.

 

도참(5-5) 최대충격쇄파에 의한 평균파압강도(급구배면상의 직립벽)

 

(5) 혼성제에 작용하는 충격쇄파력

1) 사석부모양의 영향(충격쇄파력 계수)

사석부가 높고 충격쇄파력이 작용하는 경우에 대해 파력의 정도를 나타내는 계수로서 다까하시등(高橋등), 1992)은 활동실험결과를 기초로 충격쇄파력 계수 를 다음과 같이 제안했다.

                                               (참5-3)     

                                             (참5-4)

여기서 H는 설계波高(최고波高), d는 사석부 마루의 水深, 은 도참(5-6) 참조, h는 설치水深이다.

 

도참(5-6) 충격쇄파력계수

도참(5-6)은 충격쇄파력 계수 의 分布를 나타내는데 d/h가 0.4, 이 0.12일 때 이 최대이며 그 값은 1이다. 의 범위는 0∼2이며, 이 값이 클수록 충격쇄파력이 커진다. 기존의 고다(合田)식을 사용하여 파력을 계산할 때에는 고다식의 와 중에서 큰 값을 사용한다. 단, 이 는 H/h가 0.6이상인 경우에 活動實驗결과를 바탕으로 제안식으로 波高가 비교적 큰 경우 직립벽의 활동을 검토할 때에 사용될 수 있다.

2) 직립벽 천단고의 영향

천단고가 높을수록 충격쇄파력 발생의 위험성이 높다. 이는 쇄파되어 반듯이 선 波面이 정수면보다 높은 위치에 있는 경우가 많고 여기에 직립벽이 있으면 파면의 충격에 의한 충격력이 발생하기 때문이다. 천단고가 높을 때에는 사석부가 비교적 낮은 경우에도 충격쇄파력이 발생할 수도 있다.(스이노등(水野 등), 1993)

3) 波向의 영향

다니모토(谷本 등, 1981) 등에 의한 活動실험결과에서는 법선직각方向에 대한 波向각 β가 0°일 경우 매우 강한 충격력이 발생하고 β=30°, 45°일 때는 파력이 급격히 감소한다. 波向에 대해 방파제가 비스듬히 놓여 있을 경우에는 충격쇄파력이 발생하지 않거나 발생한다 해도 활동에 의한 영향이 감소하고 실제로 무시할 수 있다. 따라서 β=20°이내인 경우에 한해서 충격쇄파력을 고려한다.

 

4) 충격쇄파력에 대한 직립부의 동적응답과 活動

충격쇄파력이 작용하는 경우에는 局所的인 순간치로서 波高높이 정수압의 수배에서 수십배에 달하는 파력이 기록되었다. 그러나 그 力積의 변동이 크지 않고 강한 충격쇄파력의 작용시간은 짧다. 이러한 충격쇄파력의 활동에 대한 기여는 사석부 지반의 변형을 고려한 동적응답으로서 고려되어야 한다. 여러 수치실험결과 또는 활동실험결과(고다, 1973 : 다까하시 등 1993)에서 판단할 때 극한적인 충격쇄파력이 사석부에 있는 직립부의 활동에 작용하는 것을 정적으로 等價한 평균파압강도는 (2.5∼3.0) 가 적당하다. 따라서 충격쇄파력계수는 활동실험결과를 이용하여 도출되었기 때문에 동적응답효과도 어느정도 고려되었다.

 

5-2-4 消波블록으로 被覆된 直立壁에 作用하는 波力

소파블록으로 피복된 직립벽에 작용하는 파력은 소파공의 마루높이, 폭, 소파블록의 특성등에 의해 변하므로 수리모형실험 또는 적절한 산정법에 따라 산정하여야 한다.

 

〔解 說〕

직립벽의 전면에 이형 콘크리트 블록 등을 소파공으로 설치하면 벽체에 작용하는 파력이 변한다. 파력의 감소 효과는 소파공의 구조에 따라 다르나 충분한 폭과 마루높이를 갖는 소파공으로 가능하며, 특히 소파공의 마루높이가 설계해면보다 얕을 경우에는 파력이 크게될 때가 많으므로 주의를 요한다.

〔參 考〕

(1) 소파블록을 충분히 피복할 때의 파력정산식

소파공의 마루높이가 직립벽의 마루와 같은 정도이고 파의 작용에 소파블록의 안정이 충분히 확보될 때 직립벽에 작용하는 파력은 고다(合田)식을 다음과 같이 준용하여 산정할 수 있다(다니모토등(谷本), 1979).

본편 5-2-2 직립벽에 작용하는 중복파 또는 쇄파의 파력의 표준식에서 식(5-1)의η*, 또는 식(5-2)의 대신에 각각 식(참5-5)의 η*, 식(5-8)의 , 식(참5-7)의 를 써서 파력을 산정한다. 이때 쇄파압은 소파블록에 의해 현저히 저감되므로 파압저감계수 λ₂ = 0 그리고 λ₁(중복파압보정계수)과 λ₃(양압력보정계수)는 波高 H에 의존한다고 생각하여 λ₃ = λ₁으로 하고 λ₁을 λ로 하여 다음식이 제안되었다.(도참(5-7) 참조).

 도참(5-7) 소파블록으로 피복된 경우 設計波압分布(고다식)

 

        

파압의 저감율 λ는 피복의 정도나 파의 조건 등에 의해서 정해지나, 소파블록을 충분히 피복한 경우 직립벽의 안정성 등의 검토에 대해서는 일반적으로 λ= 0.8을 쓴다. 단, 경사제 上部工과 같이 직립벽의 基面이 정수면 부근에 있는 경우, 주기에 의해 크게 변하고 주기가 긴 경우 λ=1.0정도를 사용한다.

(2) 모리히라(森平, 1967)식

소파블록이 충분히 피복되고, 有義波가 쇄파의 영향에 의해서 작아지는 쇄파대내에 있는 경우 모리히라식을 이용할 수 있다. 식(참5-8)에 의한 평균 파압강도가 직립벽 기부부터 정수면상 1.0 또는 직립벽 마루높이 가운데 낮은 편의 높이까지 일정하게 작용하는 것으로 간주한다(도참(5-8) 참조).

 

도참(5-8) 소파블록으로 피복된 경우 設計波압分布(모리히라식, 1967)

 

         

양압력은 벽전체에 대해서 부력이 작용하므로 그 중에 포함되는 것으로 생각한다.

단, 둑마루의 높이가 1.0 보다 높을 경우는 양압력이 과대하게 산정된다. 사각입사시 식(참5-8) 대신 식(참5-9)을 써서 파력의 경감을 고려하나 파력의 작용높이는 변하지 않는다고 가정한다.

여기서, β : 구조물 수직선과 주波向의 ±15°범위내 波向보정선분과의 사잇각(°)

(3) 소파블록으로 충분히 피복된 경사제 상부공에 작용하는 파력

경사제 상부공과 같이 바닥면이 정수면 부근에 있고 또 소파블록으로 충분히 피복되어 있는 경우 파압의 저감율 λ에 대해서는 다니모토·고시마(谷本·小島, 1983)가 산정식을 제안하였다.

(4) 소파블록 또는 사석으로 피복된 경사제 전체에 작용하는 파력

사석경사방파제의 경우는 본편 5-2-4의 파력식을 변형하여 적용할 수 있으나 파가 전체를 투과하고 또한 제체전부가 사석으로 이루어져 파의 작용方向성 등을 고려한 λ, α값이 아직까지 제시되지 못하고 있다. 이에 대한 연구는 현재 시작단계에 있다.

(5) 파가 작용할 때의 블록하중

소파블록으로 피복된 직립벽에는 파의 직접작용에 의한 파력과 블록이 기대어 있음으로 인한 하중이 작용한다. 이들에 대한 연구결과를 요약하면 다음과 같다.(예 : 다까하시(高橋)등, 1990)

1) 파가 작용하지 않는 정수시의 블록하중은 설치직후에는 적으나 파의 작용에 따라서 증가하여 일정한 값에 가까워진다.

그 하중은 토압과 같은 모양의 分布로 생각할 수 있으나 그 크기는 작용한 파의 크기에 따라 다르다.

2) 파가 작용할 때의 블록하중은 통상적인 경우 무시할 수 있다.

이는 파의 작용에 의해서 직립벽이 미소하나마 변위되고 블록하중이 감소하고 波高가 크면 거의 0이 되기 때문이다. 단, 波高가 작을 경우나 水深이 크고 정수시의 블록하중이 클때에는 무시할 수 있다.

 

5-2-5 構造物 反射波浪에 의한 波力

제체에 凹모양의 굴곡이 있는 경우에는 입사파의 상호간섭에 의한 파력의 증대를 고려하여 산정하는 것으로 한다. 이때 진행파로서의 波高에 법선형의 영향에 의한 적절한 증대율을 곱한 것을 설계계산에 쓰는 波高로 하고 5-2-2 직립제에 작용하는 중복파 또는 쇄파의 파력의 표준식을 써서 파력 산정을 한다.

 

〔解 說〕

일반적으로 제체에 굴곡이 있는 경우에는 파의 반사 및 회절효과 등에 의해서 제체선을 따라 波高 分布는 동일하지 않다. 실제 피해 방파제의 활동 상황 대부분이 波狀分布를 나타내고 있으므로 이것을 蛇行災害라 부르고 그 원인의 하나로서 제체선에 따라 波高分布가 서로 달라 작용파력에 의한 것으로 설명된다.(이또등(伊藤등), 1971)  

이와 같은 波高의 변동은 특히 波向에 대해서 凹모양의 각을 형성하는 배치일 경우 현저하므로 본편 4-4-6 우각부, 방파제 두부 부근 및 도제 주변에서의 波浪변형 참조) 파력의 산정에 이것을 고려한다.

〔參 考〕

제체굴곡의 영향을 고려한 파력 산정법의 충분한 성과를 얻기 위해서는 조건에 적합한 수리모형실험에 의한 검토가 바람직하나 파력의 증대는 제체의 굴곡에 의한 波高의 증대에 비례하므로 식(참5-10)와 같이 설계계산에 적용하는 波高의 영향 정도를 할증하고 일반적인 산정식에 따라 파력을 산정할 수 있다.

           H'_D = min { K_cH_D, K_cbH_b }                                                (참5-10)

여기서, H'_D : 제체굴곡의 영향을 고려한 파력의 산정에 쓰이는 波高(m)

             K_c  : 제체굴곡의 영향에 의한 波高증대율 K_c ≥ 1.0

             K_cb  : 쇄파 한계波高의 증대율의 한계치  K_cb ≒ 1.4

             H_D  : 제체굴곡의 영향을 고려하지 않을때의 파력산정에 쓰이는 波高(m)

             H_b  : 진행파로서 유의波高 5배 거리의 외해 지점에 있는 쇄파한계波高(m)

식(참5-10)의 波高증대율은 일반적으로 식(참5-11)에 의하며 파가 쇄파되지 않는 조건으로 구한 법선에 따른 중복波高의 分布에 따라서 적절히 정한다.

          K_c = H_s /{H_I(1+K_R)}                                                      (참5-11)

여기서, H_s : 벽면에서의 波高(m)

             H_I : 입사波高(m)

             K_R : 방파제의 반사율

이 때 규칙파로 계산하면 제체선에 따른 波高증대율이 현저하게 달라지며 또한 입사파의 주기나 입사方向에 의해서도 현저한 영향을 받음으로 주기 또는 입사方向의 불규칙성을 고려해서 구하는 것이 합리적이다. 그러나 이와 같이 구한 K_c의 값은 제체선에 따라 변동하고, K_c < 1.0이 되는 범위도 나타난다고 해서 설계에 쓰이는 波高를 이에 따라서 축소해서는 않된다.

쇄파한계波高 는 최고波高가 쇄파의 영향을 받는 영역에 직립벽이 있을 때는 본편 4-5-3 쇄파 변형을 고려한 최고波高 를 적용하고, 이것보다 외해쪽에 있을 때에는 규칙파에 의한 쇄파지수를 이용한다.

쇄파한계波高 증대율의 한계치 K_cb에 대하여는 충분한 자료가 없으나 기왕의 실험결과로 보아 1.4정도로 고려한다.

 

5-2-6 水深 急變部에 있어서 直立壁에 作用하는 波力

암초 등에 의해 水深이 급변하는 장소에 있어서는 파의 변형이 현저하므로 수리모형실험에 의해서 파력을 산정한다.

 

5-2-7 碎波線에서 陸地쪽으로 상당한 거리에 있는 直立壁에 作用하는 波力

[1] 汀線의 바다쪽에 있는 직립벽에 작용하는 파력

정선부근의 水深이 얕은 곳에 있는 직립벽에 작동하는 파력은 써프비트(Surf Beat) 등에 의한 수위변화의 영향이나 不規則波에 의한 복잡한 쇄파를 고려한 수리모형실험을 바탕으로 파력을 계산한다.

 

〔解 說〕

특정한 파의 조건으로 일정사면상에 설치된 직립벽의 설치水深에 따라서 파력의 변화를 검토한다. 일반적으로 진행파의 쇄파점에서 조금 안쪽에 직립벽이 있을 때 최대파력이 되고 설치水深이 그보다 얕을수록 파력은 감소한다. 이러한 경향에 의해 어느정도의 水深을 유지할 때에는 직립벽에서 외해측으로 상당한 거리에 떨어진 지점에서 큰 파가 쇄파한 후의 파력보다도 직립벽의 조금 외해쪽에서 쇄파되는 것보다 적은 파에 의한 파력이 크다고 생각된다. 본편 5-2-2의 파력계산표준식은 이와같이 직립벽의 조금 외해쪽에서 쇄파하는 파의 파력을 계산하는 식이다. 그러나 정선부근의 水深이 얕은 곳에서는 써프비트등에 의한 수위변화에 따라서 쇄파波高가 크게 변하고, 또 그 쇄파력은 해저구배나 深海波의 파형구배 축은 파의 불규칙성에 의해서 크게 변하므로 표준식을 쓰는 것은 적절치 않다. 따라서 조건에 적합한 산정식 혹은 수리모형실험결과를 이용해서 산정한다.

또한, 표사현상에 의해서 水深자체가 변하는 것 혹은 暴風海溢 등의 영향이 클 경우 이를 고려한다.

〔參 考〕

몇 개의 파력식이 제안되고 있으나 조건에 따라 적절한 파력을 산정할 필요가 있다. 표준식을 水深이 환산심해波高의 0.5배정도이하의 지점에 적용하는 경우에는 계산에 쓰이는 波長, 波高같이 환산심해波高의 0.5배 水深에서의 값으로 하는 것이 적당하다.

 

[2] 정선의 육지쪽에 있는 직립벽에 작용하는 파력

정선의 육지쪽에 직립벽이 있는 경우의 파력은 써프비트(Surf Beat)에 의한 수위상승이나 파의 처올림 등을 고려하고 수리모형실험에 근거하여 산정한다.

 

〔解 說〕

정선의 육지쪽에 있는 직립벽에도 파력은 작용한다. 이 파력은 써프비트 등에 의한 수위상승이나 파의 처오름에 의해서 크게 변하므로 적절한 산정식 혹은 수리모형실험결과를 이용해서 산정할 필요가 있다. 또 표사현상에 의해서 정선부근의 지형이 변하기 쉽고 혹은 이상고조위 등의 영향을 크게 받는 경우 이들을 고려해야 한다.

〔參 考〕

미육군 공병단의 해안공학센터의 식(SPM, 1984) 또는 기타 수리모형실험결과 등을 참고한다.

 

5-2-8 直立 消波케이슨에 作用하는 波力

직립 소파케이슨에 작용하는 파력은 소파부의 구조에 따라 다르므로 수리모형실험 또는 적절한 산정식에 따라서 산정하여야 한다.

 

〔參 考〕

(1) 流水室에 바닥版이 없을 때 안전성의 검토에 쓰이는 파력

직립 소파케이슨에 작용하는 파력은 소파부의 구조 조건에 의해서 다르므로 일반적으로 규정할 수는 없다. 그러나, 안전성의 검토에 쓰이는 파력에 있어서는 다음과 같은 고다(合田)식을 보정해서 사용해도 좋다(도참(5-9) 참조).

 

도참(5-9) 안전성의 검토에 쓰이는 파력分布(유수실 바닥판이 없는 경우)

 

소파부를 무시한 케이슨 본체에 파압이 작용하는 것으로 본편 5-2-2 직립벽에 작용하는 중복파 또는 쇄파의 파력표준식에서 식(5-1)의 η*와 , 그리고 식(5-2)의 대신에 식(참5-12)의 η*, 식(참5-13)의 , 식(참5-14)의 를 각각 써서 파력을 산정한다.

이때 부력은 소파부에 대해서는 전체, 케이슨 본체에 대해 정수시의 배수 체적에 대해서만 고려한다.

                                                             (참5-12)

                                           (참5-13)

                                                     (참5-14)

     여기서, η* : 정수면상 파압강도가 0(零)이되는 높이(m)

               : 정수면상 파압강도(kN/m²)

               : 소파부를 제외한 케이슨 본체부의 저면 전단에서의 양압력 강도

             β  : 구조물 수직선과 주波向의 ±15°범위내 波向보정선분과의 사잇각(°)

             λ₁,λ₂  : 직립 소파케이슨의 구조에 의한 파압의 보정계수

              : 본편 5-2-2의 식(5-1)에 의한 계수

               : 해수의 밀도(t/m³)

              g  : 중력가속도(m/s²)

             H_D : 설계계산에 쓰이는 波高, 최고波高(m)

보정계수 λ₁,λ₂는 구조조건 등에 의해 적절히 정할 필요가 있다. 예를 들면 곡면 多孔, 종슬릿케이슨에서는 평균적으로 λ₁ = 1.0, λ₂ = 0로 한다.(다까하시(高橋)등, 1991)

(2) 유수실에 바닥판이 있는 경우의 안정성 검토에 쓰이는 파력

유수실 頂部가 상판에 의해 막혀져 있을 경우는 파의 작용에 의해 상부의 공기층이 가두어지는 순간에 충격력이 발생하므로 특히, 부재의 설계에 쓰이는 파력에 이것을 고려하지 않으면 안된다. 이 충격력은 적당한 空氣孔를 설치하므로써 저감되는데 개구부가 너무 크면 파면이 직접 작용하게 되므로 파력이 오히려 크게 되는 수가 있어 주의가 필요하다.

 

5-2-9 傾斜堤 또는 傾斜構造物 全體에 作用하는 波力

傾斜堤의 또는 傾斜面을 갖는 構造物의 全體에 작용하는 파력은 傾斜面의 構造에 따라 다르므로 水理模型實驗 또는 적절한 산정식으로 산정한다.

〔解 說〕

傾斜堤 또는 傾斜構造物의 全體에 작용하는 波力의 산정에는 作用面의 경사, 구조양식, 消波程度, 反射率 등에 따라 다르므로 水理模型實驗으로 검토하거나 다음 식(해5-1) 등을 이용하여 산정할 수 있다(도해(5-1) 참조)

단, ds는 사면에 따른 미소 깊이이고, 연직 좌표와의 관계는 dz=ds sinθ

파력의 실제 계산은 식(해5-3)이 파압강도를 식(해5-4) 및 (해5-5)에 대입하여 수치 적분을 한다.

 

도해(5-1) 경사제의 설계 파력分布

 

 

5-3 傾斜防波堤의 被覆石 또는 블록의 安定質量

5-3-1 傾斜面의 被覆石 또는 블록의 安定質量

파력을 받는 경사면의 표면에 피복하는 사석 또는 인공블록의 안정질량은 적절한 수리모형실험 또는 다음식으로 산정하는 것을 표준으로 한다.

                                                     (5-3)

여기서,  : 사석 또는 블록의 안정에 필요한 최소질량(t)

          : 사석 또는 블록의 밀도(t/m³)

        S_r  : 사석 또는 블록의 해수에 대한 비중

        H  : 안정계산에 사용하는 波高(m)

          : 피복재의 형상, 구배 또는 피해율 등에 의해 결정되는 계수

 

〔解 說〕

경사제의 사면피복재는 내부사석을 보호하는 것으로 그 자체가 산란되지 않도록 안정한 질량(소요질량)을 확보해야 한다. 이 질량은 적절한 산정식을 이용하여 계산할 수 있다. 예를 들면, 경사제의 사면 피복석의 산정식을 이용하여 계산할 수 있다. 경사제의 사면피복석의 경우는「적절한 계수( 값)를 사용하는 허드슨 식」으로 질량을 산정하였으나 최근에는「안정계수를 사용하는 허드슨식」을 도입하고 있다. 이 식은 혼성제의 사석부나 다른 피복재에도 적용될 수 있는 일반적인 식이다.

피복제의 안정성에 대해서는 과거 소요중량이라는 용어를 사용하였으나 SI단위의 도입에 따라 중량이 아니고 질량으로 정의하는 것이 합리적이므로 所要質量을 쓴다.

〔參 考〕

(1) 허드슨(Hudson, 1959)식에 대하여

사면의 피복재 소요질량은 안정계수 를 쓴 허드슨식(일반화된 허드슨식)으로 계산할 수 있다(식(5-3)참조)

(2) 안정계수와 대표직경

안정계수는 波高 H에 대해서 필요한 피복재의 크기(대표직경)와 직접적인 관계가 있다. 즉, 대표직경을 로 하고, 로 해서 식(5-3)에 대입하면

       

으로 보다 간단한 식이 되어 波高와 대표직경은 비례하고 가 비례상수가 된다.

(3) 설계계산에 사용하는 波高 H

허드슨 식은 규칙파에 의한 실험결과를 바탕으로 제안된 것으로 실제 不規則波가 작용하는 경우에는 어떤 波高를 사용할 것인가가 문제가 된다.

그러나 사석 또는 블록에 의해 구성되는 구조물로는 不規則波군중의 최고파 하나로는 파괴되지 않고 크고 작은 파들의 연속적인 작용에 의해 차례로 피해가 진행되어 가는 경향을 갖고 있다.

이러한 특성과 기왕의 실적등을 감안하여 식(5-3)의 波高 H는 不規則波군의 규모를 대표하는 것으로서 사면 설치위치에서 진행파의 유의波高를 사용하는 것을 표준으로 하되 경우에 따라서 H_1/10 또는 H_1/20에 대해서도 검토할 수 있다(S.P.M, 1984). 그러나 일반화된 허드슨식을 사용할 경우에는 유의波高를 사용한다. 단, 水深이 환산심해波高의 0.5배이하인 지점의 경우에는 환산심해波高의 0.5배인 水深에서의 유의波高를 사용한다.

(4) 치에 영향을 주는 인자

피복석이나 블록의 소요질량은 식(5-3)에 나타난 것과 같이 波高와 피복재의 밀도, 안정계수 에 의해서 변하지만 치는 구조물의 특성, 피복재의 특성, 파의 특성 등의 영향을 나타내는 계수이고 주로 다음과 같은 요인에 의해 그 값은 변한다.

1) 구조물의 특성

① 구조형식(경사제, 소파블록 피복제, 혼성제 등)

② 피복사면의 구배

③ 피복위치(제두부, 제간부, 정수면에서의 위치, 비탈어깨(法肩) 또는 비탈면, 후면, 소단 등)

④ 천단고 또는 폭, 상부공의 형상

⑤ 하부피복층(투수계수, 두께, 고르기정도)

2) 피복재의 특성

① 피복재의 형상(피복석의 형상이나 블록의 형상, 피복석의 경우는 입도分布)

② 쌓는 방법(층두께, 正積 또는 난적 등)

③ 피복재의 강도

3) 파의 특성

① 파수(작용하는 파의 수)

② 파형구배

③ 해저형상(해저구배, 리프(reef)의 유무 등)

④ 水深과 波高의 비(쇄파와 비쇄파, 쇄파형태 등)

⑤ 波向과 파의 스펙트럼 형상이나 波群性

4) 피해의 정도(피해율, 피해레벨지수, 피해정도)

설계에 사용되는 값은 상황에 대응하는 수리실험결과를 바탕으로 적절히 정한다. 더욱, 有義波에 대응하는 규칙파를 사용한 실험결과와 不規則波 실험결과(鹿島등, 1995)를 비교한 예로는 0∼10%범위로 동일한 피해율이 되는 규칙波高와 유의波高의 비에 의해서 1.0∼2.0 범위에 드문드문 산재하는 不規則波가 작용하는 편이 보다 파괴적인 경향이 인정된다. 이 때문에 실험은 뷸규칙파에 의한다.

5) 안정계수 와 값

허드슨은 1959년 이리바렌-허드슨(Iribarren-Hudson)식을 대체할 수 있는 허드슨식을 발표했다. 식(5-3)은 허드슨 자신이 발전시킨 것이며

                                                                   (참5-15)

              안정계수 대신에 를 쓴 것이다.

       여기서

          α   : 사면이 수평면과 이루는 각(°)

            : 주로 피복재의 형상 또는 피해율 등에 의해서 결정되어지는 정수

허드슨식은 광범위한 실내실험결과를 바탕으로 하고, 또한 현지 사용실적도 많으므로 사면피복재의 소요질량은 허드슨식( 치에 의한 허드슨 식)에 의해 산정해 왔다.

단, 식(참5-16)의 안정계수에 의한 허드슨식은 다음에 서술하는 혼성제 사석부의 피복재 소요질량 산정식으로써 사용되고 있고, 또 잠재 등 다른구조물의 피복재에 대해서도 사용되고 있기 때문에 기왕의 치를 이용한 식보다 일반적인 식이고, 안정계수에 의한 허드슨식을 사면피복재 소요질량 산정식의 기본식으로 생각된다.

안정계수 에 대해서는 식(5-3)을 쓰면 치와 사면과 수평면이 이루는 각 α를 이용하여 그와 대응하는 값을 구할 수 있다.(식5.18) 실적이 있는 치이고 통상의 사면각도일 경우에는 문제가 없다. 단 이제까지 제시된 그 많은 값들은 구조물이나 파의 특성 등의 여러 가지 요인을 충분히 포함하지 않기 때문에 꼭 경제적으로 되어 있다고는 할 수 없다. 따라서 보다 적절한 소요질량의 산정을 위해서는 조건에 맞는 실험결과를 쓰던가 다음 여러종류의 요인을 포함한 산정식(산정도)를 쓰는 것이 바람직하다.

(6) 파의 특성을 포함한 피복석의 안정계수 산정식

반데미어(Van der Meer)는 1987년에 천단고가 높은 경사제의 사면피복석에 관한 체계적인 실험을 실시하고 사면구배뿐 아니라 파형구배나 파의 수. 그리고 피해의 정도를 고려하는 다음과 같은 안정계수를 제안하고 있다. 단, 다음식은 반데미어식 중에서 초과확률이 2%인 波高 H_2%를 H_1/20로 치환하여 계산이 편리하도록 약간 변경한 것이다.(빌데미어, 1987)

                                            (참5-16)

      여기서

             : 권파쇄파(Plunging Breakers)에 대한 안정계수

             : 쇄기파(Surging Breakers)        〃

               : 이리바렌수(Iribaren Number)    (tanα / )

                  서프시밀레리티(Surf Similarity Parameter)라고도 한다.

             : 파형구배( )

              : 심해波長( )

            : 有義波 주기

             : 쇄파효과계수

                   비쇄파영역에서는 1.0

            : 유의波高

            : 1/20 최대波高(도참(5-10) 참조)

          α    : 사면이 수평면과 이루는 각(°)

            : 피복석의 50% 질량에 상당하는 입경

                  

             : 피복석의 잘량누적곡선에서 50%에 해당하는 질량(피복석의 소요질량)

          P     : 피복층 하부의 투수지수(도참(5-11) 참조)

          S     : 변형정도( ) (표참(5-1) 참조)

          A    : 침식부의 면적(도참(5-12) 참조)

          N    : 작용하는 파의 수

도참(5-10)에서 은 외해측으로 거리에서의 값이고 는 환산심해波高이다.

변형정도는 피복석의 변형량을 나타내는 지수이고 피해율의 일종이다.

 

도참(5-10)

 

도참(5-11) 투수지수P                     도참(5-12) 침식부의 면적A

이것(S)은 파에 의해서 침식된 그림(5.12)의 면적 A를 피복석의 50% 직경 의 자승으로 나눠준 것이다. 피복석의 변형정도는 표에 나타난 것과 같이 초기 피해, 중간피해 및 최종피해(피재)의 3가지의 단계로 정의하여 각각의 변형정도 S에 의해서 나타낸다. 통상 설계에서는 파수 N가 1000파에 대해서 초기피해의 변형정도를 많이 사용하고 있으나 어느정도 변형을 허용하는 설계에서는 중간피해치를 사용하는 것도 고려할 수 있다.

참고로 파수가 1,000인 경우는 예를 들어 有義波 주기가 12초인 파가 3시간20정도 작용한다고 가정한다. 이는 颱風이 우리나라 주변 해역을 통과할 때 한 지점에서 약 3∼4시간 정도 設計波 주기에 상당하는 큰파가 발생함을 의미한다.

 

표참(5-1) 2층피복의 경우에 있어서 각 단계의 피재(被災)에 대한 변형정도 S

사면구배	초기피재	중간피재	피   재
1 : 1.5 1 : 2 1 : 3 1 : 4 1 : 6	2 2 2 3 3	3∼5 4∼6 6∼9 8∼12 8∼12	8  8 12 17 17

 

(7) 파의 특성을 포함하는 블록의 안정계수 산정식

반데미어(1988)는 몇 개의 이형블록에 대해서도 모형실험을 실시하여 안정계수 의 산정식을 제안했다. 그외에도 이형블록에 대한 산정식을 확립하기 위한 연구가 진행되고 있다.

(8) 소파블록 피복제의 블록안정계수 산정식

소파블록 부분의 단면은 여러종류가 있으나 특히 직립벽전면이 대략 全斷面에 걸쳐서 소파블록으로 피복된 경우에는 그 투수성의 높이에서 통상의 경사제 피복블록(예 : 도참(5-12)의 경우에 비해 높은 안정성을 유지한다. 다까하시·요시하(高橋·羊澤, 1998)등은 전단면에 난적된 소파블록에 대해 다음식을 제안했다.

                                                       (참5-17)

  여기서   :  피해도(피해정도를 나타내는 피해율의 하나로 방파제 법선方向의 폭 의 범위내에서 이동한 블록의 갯수. 은 블록의 대표직경)

            :  쇄파의 효과를 나타내는 계수,

                   (비쇄파영역 )

          a, b :  블록의 형상이나 사면구배등에 의한 계수

                   ( 값이 8.3의 이형블록으로 인 경우, a=2.32 , b=1.33

                                                ; 인 경우는 a=2.32 , b=1.42)

또한, 다까하시·요시하(高橋·羊澤, 1998)등은 내용연수 동안의 누적피해도(기대피해도)의 계산법을 제시한 바 있어 앞으로는 이를 고려한 신뢰성 설계법도 보다 고도의 설계기법으로서 중요하다.

비파괴 영역으로 파수 N가 1000파 피해도 가 0.3인 경우에 대략 종래의 값에 의한 설계질량과 같다. 이때 피해도 = 0.3은 보통 피해율로 나타내면 대략 1%정도이다.

(9) 堤頭部 질량의 割增

제두부에는 파가 여러方向에서 내습하고 비탈어깨(法肩)의 피복재는 전방보다는 오히려 후방(背面)으로 굴러 떨어지는 위험이 있다. 이 때문에 제두부에 사용하는 사석 또는 콘크리트 블록은 식(참5-15)로 계산되는 값보다도 큰 질량의 것을 사용할 필요가 있다.

허드슨식은 사석에 대해서 약 10%, 콘크리트블록에 대해서 약 30%의 질량할증을 나타내고 있으나 이정도로는 충분치 못하므로 적어도 식(5-3)의 1.5배이상인 질량의 사석 또는 콘크리트 블록을 사용하는 것이 바람직하다.

(10) 水面下 부분의 피복재 질량

경사제의 수면보다 아래에 있는 부분은 파의 작용이 약하므로 정수면하 1.5 보다 깊은 부분은 질량이 작은 사석 또는 콘크리트블록을 사용할 수 있다.

(11) 波向에 대한 보정

구조물의 법선에 대해서 비스듬히 파가 작용하는 경우, 파의 입사각이 어느정도로 피복석의 안정성에 영향을 미치는 가는 아직 충분히 검토되지 않았다. 그러나 반데크리크(Van de Kreeke, 1969)가 波向을 0°(직각입사), 30°, 45°, 60°, 90°(법선과 평행하게 입사)와 같이 변화시켜 가면서 수행한 실험결과에 의하면 波向 45°이하의 피해율은 0°의 경우와 정도가 같고, 波向이 60°보다 큰 경우에는 피해율이 감소한다. 이러한 점을 고려해서 파의 입사각 β가 45°이하일 때는 波向에 대한 소요질량을 보정하지 않는 것이 좋다. 또한 크리스텐센(Christensen) 등(1984)에 의하면 파의 方向分散性이 크면 안정성은 증가한다.

(12) 콘크리트블록의 강도

이형콘크리트블록의 경우에는 設計波작용에 대해 소요질량을 확보해야 하는 점외에 블록자체가 충분한 구조강도를 유지해야 한다.

(13) 리프(Reef)상의 소파블록의 안정성

일반적으로 리프는 海底面에서 급경사로 서있는 비교적 평탄하고 얕은 마루와 같은 지형을 형성한다. 따라서 여기에 큰 파가 침입하면 사면부근에서 쇄파되고 재생된 파가 리프상을 段波형상으로 전파한다. 리프에서의 波浪특성은 입사파조건외에 리프상의 水深과 비탈면어깨(法肩)에서의 거리에 크게 지배되므로 소파블록의 안정성도 이에 의해서 크게 다르고 일반적인 경우보다 한층 복잡하다. 따라서 이는 조건에 적합한 수리모형실험 또는 유사한조건을 갖는 실적을 기초로하여 검토할 필요가 있다.

(14) 마루높이가 낮은 사제의 블록 안정성

경사제 배후에 벽이 없고 마루높이가 낮고 소파블록에 의해 피복된 경우. 특히 배후측의 블록이 피해를 받기 쉬우므로 주의를 요한다. (曾我등, 1982)예를 들면, 소파블록에 의한 이안제의 경우는 소파블록 피복제와 달라서 배후의 벽에 의한 지지가 없고, 또한 마루높이도 그다지 높지 않기 때문에 마루 특히 배후의 블록이 피해를 받기 쉽고 이러한 피해사례가 보고 되었다. 또 일본 제3항만건설국 고베조사설계사무소에서는 단면실험에 의한 검토를 하고 있고, 이안제의 경우 마루배후측의 블록은 그 종류에 따라 전면측보다 크게할 필요가 있다.

(15) 급경사해저상의 블록 안정성

해저경사가 급해서 권파형태의 쇄파가 발생할 때에는 블록의 형상에 의해서도 강한 파력이 작용할 수 있으므로 이에 대한 검토가 필요하다.(다께다 등(竹田등))

(16) 비중이 큰 블록

비중이 큰 골재를 사용해서 만든 블록의 소요질량도 안정계수를 사용한 허드슨식(5-3)에서 구한다. 이 블록은 안정성이 높고 작은 블록으로 안정한 피복층을 만들 수가 있다.

(17) 구조조건의 영향

소파블록의 안정성은 난적, 정적등의 구조조건 또는 쌓는 방법에 따라 변한다. 일본 항만기술연구소의 실험결과에 의하면 전체단면을 난적한 것과 사석의 표층을 2층으로 정적한 경우에 정적으로 잘 맞물리게 하는 것이 대부분 안정성이 뚜렷하게 개선되었다.    

또한, 안정성은 소파블록의 마루폭이나 마루높이에도 영향을 받는다. 예를들면, 마루폭이 넓고 또는 마루높이가 높은 경우가 안정성이 일반적으로 높다.

(18) 수리모형실험방법

블록의 안정성에 대해서는 영향을 주는 인자가 매우 많고, 아직도 충분히 해명되어 있지 않다. 이 때문에 실제 설계시에는 모형실험에 의한 검토가 필요하고 또한 이러한 실험결과를 계속 축적해 나가야 한다.

모형실험을 검토할 때에는 다음사항을 참고로 한다.

1) 실험은 不規則波 사용을 표준으로 한다.

2) 특정조건을 대상으로 한 실험에서는 3회(3波群)이상 반복해서 실험한다. 단 질량을 변화시켜서 수행하는 체계적인 실험에서는 많은 데이터가 얻어지므로 동일조건으로 반복할 필요는 없다.

3) 동일波高 수준의 파를 작용시킬 때 1000파를 표준으로 한다. 체계적인 실험이라 할지라도 500파정도 이상이 바람직하다.

4) 피해정도에 대헤서는 이제까지 사용한 피해율외에 변형수준(level)이나 피해도도 쓸 수 있다. 변형수준은 이동된 블록의 개수를 측정하기 어려울 때에, 피해도는 소파블록의 피해를 표시할 때에 적합하다. 피해율은 비파괴에 대한 波高를 HD=0 이라고 하고 이 波高보다 높은 波高 H가 작용하였을때 검사범위내의 피복재 층개수에 대한 피해를 받은 개수의 비율로 나타낸 것이다.(표참(5-2) 참조) 이때 검사범위는 대상으로 하는 블록질량에 대해 허드슨식에서 波高 H를 역산하여 정수면하 1.5H까지의 깊이 또는 피복된 부분의 하단에서의 깊이중에서 얕은쪽까지의 길이로 하는 범위이다. 단, 변형수준이나 피해도에 대해서는 검사범위를 정의할 필요는 없다. 더욱 피해의 판정은 블록길이의 1/2∼1정도이상 이동한 블록을 피해로 한다.

(19) C.E.R.C가 제안한 K_D값

미국의 육군 해안공학연구센타(C.E.R.C)가 제안한 피복석의 K_D값을 표참(5-3)에 제시하였다.(S.P.M 1984) 표에서 ※를 하지 않은 값은 실험결과(규칙파실험)를 바탕으로 한 것이고 不規則波작용에 대해서 피해율이 5%이하에 상당한다고 생각된다. ※표시의 값은 추측치로, 예를들면 2층으로 난적된 둥근사석의 쇄파에 대한 값※1.2는 모난사석(2층)의 쇄파의 K_D값이 비쇄파의 경우에 1/2인 것에서 유추하여 2.4의 절반인 1.2로 주어진 것이다. 그러나 규칙파 波高를 유의波高에 대응시키는 경우 규칙파실험의 쇄파상태로는 不規則波의 최고파에 가까운 파가 연속적으로 작용하는 의미이므로 비쇄파조건과 비교해서 과대 평가된다. 不規則波 실험에서는 앞에서 언급한 바와 같이 有義波를 기준으로 하는 한 강한 쇄파조건일수록 역으로 K_D값이 크게되는 경향이 있다. 적어도 쇄파조건에 대해 K_D값을 적게할 필요는 없다. 더욱 1984년에 제안된 K_D값은 1973년에 제시된 것에 비해 다르게 추정되었다.

(20) 경사방파제 단면의 설계 및 수중부분의 사석 질량

식(참5-15)는 강력한 파력이 작용하는 수면부근의 사석질량을 산출하는데 사용하는 것이다.

수중부분은 파력이 감소되므로 사석질량에 대해서는 도참(5-13)의 단면을 참조한다.

  

표참(5-2) H/H_D=0와 피해율과의 관계¹⁾

피  해  율 (%)	碎           石		T.T.P.	Tribar
	둥  근  돌	모  난  돌	H/HD=0	H/HD=0
	H/HD=0	H/HD=0
0∼5 5∼10 10∼15 15∼20 20∼30 30∼40 40∼50	1.08 1.08 1.14 1.20 1.29 1.41 1.54	1.08 1.08 1.19 1.27 1.37 1.47 1.562)	1.08 1.09 1.173) 1.243) 1.323) 1.413) 1.503)	1.00 1.11 1.253) 1.363) 1.503) 1.593) 1.643)

(주) 1) 방파제의 제간부, 2층으로 난적, 비쇄파, 약간의 월류를 허용하는 조건

2) 고딕체로 쓰인 값은 내·외삽으로 계산된 것임.

3) 실험은 개개의 효과를 고려하지 않았으므로 設計波보다 10%이상 큰 파에 대해서는 제시된 값보다 상당히 피해를 입을 수가 있다.

 

표(5-3) 피복재 질량을 결정하기 위한 K_D값

被覆材	n3)	据  置	堤     幹     部
			KD2)
			碎  波	非碎波	傾  斜
매끈하고 둥근사석         〃	2 >3	亂積 〃	※1.2 ※1.6	2.4 ※3.2	1.5부터 3.0 4)
거칠고 모가있는 돌           〃	2   >3	〃	2.0   ※2.2	4.0   4.5	1.5 2.0 3.0 4)
	2	特別한 것6)	5.8	7.0	4)
		〃1)	7.0∼20.0	※8.5∼24.0
平面六面體돌6)	2
테트라포드(Tetrapod) 또는 퀘드리포드(Quadripod)	2	亂積	8.39)	10.3	1.5 2.0 3.0
트라이바(Tribar)	2	〃	※9.0	10.0	1.5 2.0 3.0
돌로스(Dolos)	2	〃	15.87)	31.87)	2.08) 3.0
모디파이드큐브(Modified Cube) 헥사포드(Hexapod) 토스케인(Toskane) 트라이바(Tribar)	2 2 1 1	〃 〃 〃 定積	※6.5   ※8.0  ※11.0    12.0	7.5  9.5 22.0 15.0	4) 4) 4) 4)

1) 주의 : ※ 표시의 K_D값들은 실험에 의해 뒷받침된 것이 아니며 단지 임시로 설계목적을 위하여 제공된 것으로 이 값을 적용시는 신중을 기하여야 한다.

2) 1:1.5부터 1:5까지 경사에 적용할 수 있다.

3) n은 피복층이 이루는 구성수

4) 경사에 따라 K_D값의 변화에 이용할 수 있는 보다 많은 지식이 체득될 때까지 K_D값의 사용은 경사 1:1.5에서 1:3까지로 제한되어야 한다.

5) 사석의 긴 축으로 특별한 거치는 구조물 표면에 수직으로 거치한다.

6) 평행육면체돌 : 긴 길이가 가장 짧은 길이의 약3배 정도되는 긴 슬래브 같은 돌

7) 전혀 피해가 없는 조건(5%이하의 흔들림이나 이동등)을 참조하고 전혀 흔들림이 없으려면(2%이하) K_D값을 50% 감소시킨다.

8) 1:2보다 더 급한 Dolos의 안정성은 현장조건에 적합한 실험에 의해 확인되어야 한다.

9) 일본테트라포드사가 유의波高를 이용한 수리모형실험을 통하여 제시한 값이다.

 

월파가 거의 없거나 어느정도 있을 때

 

 월파가 양쪽에 어느정도 있을 때

 

도참(5-13) 경사제 단면도(S.P.M 1984)

 

(1) 방파제 마루폭 :

여기서, B는 마루폭, n은 층수(3이상), K₁층의 상수, W피복재의 개당 질량(kg), W_r, 피복재의 개당질량(kg/m³)이다. 피복재 층의 상수와 공극률은 표참(5-4)와 같다.

표참(5-4) 피복재별 층의 상수와 공극률(SPM, 1984)

피  복  재	n	거    치	층의 상수 (Kl)	공극률 P(%)
사석(매끈한 것)	2	난    적	1.02	38
사석(거친 것)	2	〃	1.00	37
사석(거친 것)	>3	〃	1.00	40
사석(평면육면체돌)	2	〃	-	27
입방체돌(수정한 것)	2	〃	1.10	47
테트라포드(Tetrapood)	2	〃	1.04	50
퀘드리포드(Qqadripod)	2	〃	0.95	49
헥시포드(Hexapood)	2	〃	1.15	47
트라이버(Tribar)	2	〃	1.02	54
돌로스(Dolos)	2	〃	0.94	56
토스케인(Toskane)	2	〃	1.03	52
트라이바(Tribar)	1	정    적	1.13	47

(2) 사석층의 두께 :

여기서, r는 층의 평균두께(m), n은 사석이나 콘크리트의 피복층수, W는 각 피복재의 개당 질량(kg), W_r은 피복재의 단위체적질량(kg/m³)이다.

(3) 피복재의 개수 :

여기서, N_r은 주어진 면적당 각 피복재의 소요개수, A는 표면적(m²), P는 피복재의 평균 공극률(%)이다.

(4) 피복재 및 중간피복재의 층수

피복재 및 중간피복재의 층수는 2층을 표준으로 한다. 단, 해상조건, 피해사례, 거치방법 등을 고려하여 1층으로 할 수도 있다. 콘크리트블록 피복재는 블록제안자가 제시하는 층수를 사용하되 수리모형실험으로 검토하는 것이 바람직하다.

(5) 방파제의 선단에는 파량이 여러方向으로부터 내습하여, 동시에 사석이 전면보다 후면으로 굴러 떨어지는 경우가 있으므로 피복재는 전면보다 후면에 큰 사석을 사용해야 한다. 안정을 기하기 위해서는 제간부 피복재질량의 1.5배이상인 사석 또는 블록을 사용하는 것이 바람직하다.

 

 

5-3-2 混成堤 捨石部의 被覆石 또는 블록의 所要質量

파력을 받는 경사구조물의 표면을 피복하는 사석 또는 콘크리트블록의 소요질량 또는 혼성제사석부의 피복석 또는 블록의 소요질량은 적절한 수리모형실험 또는 다음식에 의해 산정한다.

                                                 (5-4)

  여기서

        :사석 또는 콘크리트블록의 소요질량(t)

        :사석 또는 콘크리트블록의 밀도(t/㎥)

        :안정계산에 사용되는 波高(m)

      : 주로 피복재의 형상, 경사, 피해율 등에 의해서 정해지는 계수

        :사석이나 콘크리트블록의 물에 대한 비중

 

〔解 說〕

혼성제의 사석부 피복재의 소요질량은 파의 제원이나 설치水深, 사석부의 두께, 전면어깨폭(前 肩幅), 구배 등의 사석부 형상, 피복재의 종류나 쌓는 방법, 그리고 위치(제두부나 제간부) 등에 따라 다르다. 특히, 파의 제원과 사석부의 형상의 영향은 본편 5-3-1의 것보다 현저하다. 따라서 기존의 조사연구성과나 현장실적을 참고하여 필요에 따라 모형실험을 실시하고 적절한 질량을 결정한다. 또 파의 불규칙성의 영향에 대해서도 충분히 유의해야 한다. 단, 혼성제 사석부 피복재의 안정성은 반드시 질량만으로 결정되는 것이 아니고 구조 또는 배열에 의해서 비교적 적은 질량의 것으로도 안정성을 확보할 수도 있다.

〔參 考〕

(1) 소요질량산정 기본식

혼성재 사석부의 피복재 소요질량은 사면피복재의 안정질량과 같은 일반화된 허드슨식(5-3)에 의해 산정할 수 있다. 이 식은 브레브너 도넬리(Brebner. Donnelly, 1962)에 의해서 직립벽 기초사석부의 소요질량 산정을 위한 기본식으로서 널리 사용되고 있다. 이론적인 측면에서도 어느정도 타당성을 갖고 있으므로 혼성재 사석부 피복재의 소요질량은 이 식을 기본으로 산정한다.(다니모토등(谷本등), 1982) 단, 안정계수 Ns는 水深, 파의 제원, 사석부의 형상, 피복재의 특성뿐 아니라 그 위치(제간부나 제두부 등)에 따라서도 다르므로 조건에 적합한 모형실험에 의해서 적절히 결정할 필요가 있다. 또 설계계산에 사용되는 波高는 통상 유의波高이고 모형실험은 不規則波를 사용한다.

(2) 피복석의 안정계수

안정계수 Ns는 브레브너.도넬리나 과거 피해사례를 기초로하여 제안된 식 또는 수리실험결과를 토대로하여 제안된 식들이 있다. 여기서는 다까하시·기무라(高橋·木村, 1990)등에 의해서 사석부 부근의 유속 다니모토등(谷本 등, 1982), 波向 등의 영향을 고려한 식을 사용한다.

1) 확장된 다니모토(谷本)식

            (참5-18)

                                                                              (참5-19)

                                                                        (참5-20)

                             (참5-21)

     여기서

               : 기초사석부(피복층제외)의 마루의 水深(m) (그림 5.14 참조)

                 : 파가 직각으로 입사할 경우는 앞 어깨폭 B_M (m)

                     파가 사각으로 입사할 경우는 앞 B_M 또는 중에서

                     가 큰 편의 값(도참(5-14) 참조)

               : 水深 에서 설계有義波 주기에 대한 波長(m)

               : 대상지점이 수평한 경우의 보정계수(= 0.45)

                : 파의 입사각(법선方向과 이루는 각, 15°의 波向보정은 하지 않음) (도참(5-15) 참조)

             : 설계유의波高(m)

     위 식은 제간부를 대상으로하고 입사각이 60°까지 경사지게 입사하는 파에 대해서도 유효하다.

 

 

도참(5-14) 혼성재의 표준적인 단면과 기호     도참(5-15) 방파제의 方線形狀이나 波向의 영향

 

2) 변형을 허용하는 안정계수

사석부의 높이가 낮은 비쇄파조건에 한정하여 기무라(須藤·木村, 1992)등은 수리실험을 실시한 후 임의의 작용파수 N와 피해율 (%)에 대한 안정계수 를 구하는 식을 제안하였다.

              =                           (참5-22)

여기서 는 다니모토(谷本, 1982)식에 의해 주어지는 안정계수이고, N=500으로 피해율 1%인 경우의 안정계수이다. 설계에서는 피해의 진행상황에서 판단하여 N=1000파를 채택할 필요가 있다. 한편 피해율로서는 2층피복이면 3∼5%로 해도 충분하다고 생각된다. 즉 N=500, =1(%)을 주면 가 되며 소요질량은 약 1/3이 된다.

(3) 피복블록의 안정계수

콘크리트블록의 안정계수 는 블록의 형상, 쌓는 방법에 따라 각각 다르므로 수리모형실험에 의해 산정하는 것이 바람직하다. 실험은 不規則波를 이용한다.

(4) 사석부 피복재에 대한 안정계수의 적용조건

사석부 피복재상의 水深이 낮은 경우는 쇄파에 의해 불안정하게 되는 경우가 많다. 이 때문에 안정계수는 인 조건일 때 적용하고 일때는 사면피복재의 안정계수를 사용하는 것이 적절하다. 더욱 다니모토(谷本, 1982)등의 피복석 안정계수는 이 적은 경우에는 실험으로 검증되지 않고 있다. 따라서 가 1정도 일때는 수리모형실험을 통해 확인하는 것이 바람직하다.

(5) 피복재의 층수

피복석의 층수는 원칙적으로서 2층을 표준으로 한다. 단, 시공예나 피해사례를 고려해서 1층으로 해도 좋다. 이때에 앞에서 식(5.25)의 N=1000파에 대해 피해율을 1%로 줄여서 대응시키는 것도 생각할 수 있다. 또 피복블록의 층수에 관해서는 1층을 표준으로 하나 블록의 형상, 해상조건이 좋지않은 경우에는 2층으로 해도 좋다.

(6) 堤頭部의 피복재

제두부는 직립부 끝부분의 모서리로 국소적으로 빠른 유속이 발생하기 때문에 피복재가 움직이기 쉽고 이곳의 피복재질량의 할증에 대해서는 수리모형실험을 통해 확인할 필요가 있다. 수리실험을 하지않는 경우에는 제간부 질량의 1.5배이상으로 하는 것을 표준으로 한다. 또 범위에 대해서는 케이슨식의 방파제일 경우 제두부분의 케이슨 1개정도로 한다.

더욱 확장된 다니모토(谷本)식으로도 제두부 피복석질량을 산정할 수 있다. 즉 제두부의 경우에는 식(참5-19)의 무차원유속 K를 다음과 같이 고쳐 쓴다.

                                                                       (참5-23)   

                                                                       (참5-24)

   단, 산정된 질량이 제간부의 1.5배이하인 경우에는 1.5배로 하는 것이 바람직하다.

(7) 항내측의 피복

항내측 피복재의 필요여부 또는 소요질량은 기존의 설계예를 참고로함과 동시에 항내측의 파나 시공시의 파의 조건, 월파 등을 고려하고 필요에 맞게 수리실험에 의해 결정한다.

(8) 피복재 질량의 저감

피복재 소요질량산정식은 보통 사석부의 수평부나 비탈면어깨(法肩)를 대상으로 한 것이 있으나 사석부두께가 작은 때에는 사면부분 전체를 같은 질량으로 하는 경우가 많다. 그러나 사석부 두께가 클 때에는 水深이 깊은 사면부분의 질량을 저감할 수가 있다.

 

 

5-4 흐름에 대한 捨石의 安定質量

흐름에 대한 사석의 안정질량에 관해서는 조류에 의한 세굴을 방지하기 위한 사석질량식(해5-6)을 사용한다.

 

〔解 說〕

                                                  (해5-6)

  여기서,   : 사석의 안정질량(t)

           : 사석의 밀도(t/m³)

           : 사석의 물에 대한 비중

         ν  : 사석 윗면에서의 흐름속도(m/s)

         α  : 사면의 경사(。)

           : 이스바쉬(Isbash)의 정수 ; 파묻힌

                돌(1.20), 노출된 돌(0.86)

〔參 考〕

미국 해안침식국(B.E.B)이 제안한 사석질량식(해5-6)은 수평바닥 위의 구체에 작용하는 흐름의 항력과 구의 마찰저항과의 평형을 고려하여 유도된 것이다. 정수( )는 (2μ/3C_D)0.5와 같다. 단 μ는 마찰계수, C_D는 항력계수이다. 도참(5-16)은 식(해5-6)에 의한 사석의 단위체적질량이 2.65t/m³인 때의 사석질량 산정도이다.

도참(5-17)에 의해 사석(구형)의 직경을 쉽게 구할 수 있다. 단위체적질량이 다른 때에는 보정계수 를 곱하면 된다.

또, 식(해5-6)은 정상류에서 힘의 균형을 생각한 것이므로 심한 소용돌이의 생성이 예상되는 곳에서는 이보다 더 큰 질량의 사석을 사용해야 한다.

도참(5-16) 흐름에 대한 사석의 안정질량       도참(5-17) 흐름에 대한 사석 안정직경

5-5 水中部材에 作用하는 波力

수중부재에 작용하는 파력은 식(해5-7)에서 산정한다.(Morison, 1950)

 

〔解 說〕

                                             (해5-7)

여기서,    : 부재축 方向의 미소길이△s(m)에 작용하는 부재축과 水粒子 운동方向의 공통면에서 부재축에 직각方向의 힘(kN)

       : 부재축과 水粒子 운동方向의 공통면에서 부재축 직각方向 과 같은 方向)의 水粒子 속도성분(m/s) 및 가속도성분(m/s²)

             :  의 절대치(m/s)

              : 항력계수

            : 관성력계수

               :  의 方向에서 본 부재축 직각方向의 부재폭(m)

              : 부재축에 수직한 부재 단면적(m²)

             : 해수의 밀도(t/m³) (보통 1.03t/m³)

〔參 考〕

(1) 물체를 대표하는 길이( )

직주(直柱)의 예를 들면 직경과 입사波長( )과의 비가 작으면 물체에 의한 波浪의 변형은 거의 무시할 수 있다. 통상 / <0.2인 경우 본절에 기술된 것이 적용되며, 이보다 큰 물체는 입사波浪을 상당히 변형시키게 되므로 달리 취급한다.

(2) 수중부재에 작용하는 파력산정식

수중말뚝과 같이 파의 진행을 저지하지 않는 구조물에 작용하는 파력은 水粒子 속도의 자승에 비례하는 항력과 가속도에 비례하는 관성력을 합으로 구한다. 식(해5-7)는 직주에 대해서 모리슨 등(Morison et al. 1950)이 표시한 산정식을 임의 方向부재의 미소 길이 △s의 구간에 작용하는 파력으로 일반화하여 표현한 것이며, 우변의 제1항은 항력, 제2항은 관성력이다.

식 중에서 水粒子의 속도성분 , 가속도 성분 은 시간과 위치에 따라 변하는 양이므로 그 변화에 주의해서 부재 또는 구조물에 가장 심하게 작용하는 파력의 分布를 검토한다.

(3) 水粒子의 속도성분과 가속도 성분

식(해5-7)중의 은 구조물이 없다고 간주한 투명한 구조물의 중심축에서 水粒子 운동의 부재축에 대한 직각方向 성분이다. 파력의 산정은 실험값과 이론값에 의해 되도록 정확하게 한다.

특히 항력은 水粒子의 속도 성분은 자승으로 되기 때문에 波高가 큰 경우에 微小振幅波이론에 의한 근사값으로는 불충분하다. 또 부재가 수면상에 있는 경우에는 파력의 작용범위, 즉 波頂高에 대해서도 충분히 고려한다.

이들의 이론값으로 구할 때에는 본편 4-1-1 規則波를 基礎로 設計波 특성에 합치된 有限振幅波의 이론으로 하는 것이 바람직하다. 그러나 파력의 산정에 쓰이는 波高, 주기는 파의 불규칙성을 충분히 고려해서 부재 또는 구조물에서 가장 위험한 재원을 대상으로 하고, 주기는 有義波 주기를 사용한다.

(4) 항력계수

항력계수 는 일반적으로 正常流에서 항력계수의 값을 이용해도 좋으나, 부재의 형상, 粗度( ), 레이놀즈수(Reynolds, ), 인접 부재와의 간격 그리고 쿨리간-카펜터수(Keulegan-Carpenter, , 1958)에 의해서 변화하므로 이를 고려해서 결정하여야 한다. 쿨리간-카펜터수와 레이놀즈수식은 (참5-25)로 정의된다.

          

항력계수는 미육군공병단편람(Shore Protection Manual, 1984)에 제시된 도참(5-18)로부터 정하거나 도참(5-19)로부터 구할 수 있다. 항력계수는 표면의 조도가 크면 증가되며 조도에 따른 항력계수는 도참(5-20)을 사용하여 정한다. 그러나 도참(5-19)와 도참(5-20)의 항력계수는 수리모형실험의 결과이므로 모형의 축척효과를 감안하여 결정한다.

  

도참(5-18) 항력계수(Shore Protection Manual, 1984)

 

도참(5-19) 매끄러운 직주에 대한 항력계수(Sarpkaya, 1975)

 

 (5) 관성계수

관성계수 은 微小振幅波이론에 의한 값을 써도 좋으나 부재의 형상외에 레이놀즈수, 수, 조도( ), 인접부재와의 간격 등에 의해서 다르므로 조건에 따라서 적절한 값을 결정해야 한다. 한개의 원주부재에 대해서는 미육군공병단편람(Shore Protection Manual, 1984)에 제시된 식(참5-26)을 사용하거나, 도참(5-21) 또는 도참(5-20)을 사용하여 정한다.

 

 도참(5-20) 항력 및 질량계수에 대한 粗度 영향(Sarpkaya 1976)

 

도참(5-21) 매끄러운 직주에 대한 질량계수(Sarpkaya 1975)

 

(6) 다수부재로 구성된 구조물

직주, 斜材 및 水平材등으로 구성된 구조물 전체에 작용하는 파력은 각 부재에 작용하는 파력의 위상차이를 고려해서 식(해5-7)으로 산정하고 이들 벡터의 합을 합성하여 구한다. 다수부재로 구성된 구조물은 부재의 1개소가 파괴되면 전체가 파괴하는 위험이 있으므로 특히 개개의 부재 및 구조물 전체에서 가장 심한 파력의 分布를 고려한다.

(7) 쇄파가 작용할 때의 파력

급경사 해면상의 구조물에 쇄파가 작용할때는 식(해5-7)에서 주어지는 항력 및 관성력의 직립벽에 작용하는 충격쇄파압에 유사한 충격성의 파력이 작용할 때가 있다.

이와 같은 충격적인 외력에 대해서는 구조물의 응답특성이 지배적인 영향요소가 되기 때문에 파력산정만이 아니고 파력에 의한 구조물 전체, 나아가서는 부재의 거동을 포함한 검토가 필요하다.

(8) 양 력

수중부재에 작용하는 파력은 식(해5-7)에 의한 항력과 관성력외에 부재축과 水粒子 운동方向의 공통면에 수직한 方向에 작용하는 양력이 작용한다. 양력은 도참(5-22)에서와 같이 波浪에 의한 소용돌이에 의해 생성된다. 쿨리간-카펜터수가 3보다 크면 소용돌이가 생성되며 5보다 크면 생성된 소용돌이가 비대칭이 되어 이에 따른 비대칭의 압력으로 인해 양력이 생긴다. 양력계수는 도참(5-23)으로 부터 정하거나 도참(5-24)로 부터 구할 수 있다. 또한 가늘고 긴 부재에 대해서는 양력에 의한 진동이 고유진동과 같으면 공진으로 인해 진동이 크게 증폭되므로 주의해야 한다.

 

도참(5-22) 波浪에 의한 소용돌이 생성

 

도참(5-23) 양력계수와 질량계수의 비(Shore Protection Manual 1984)

 도참(5-24) 매끄러운 직주에 대한 양력계수(Sarpkaya 1975)

 

(9) 波와의 空振현상과 不規則波력

구조물의 강성이 낮고 고유진동주기가 길게 될 경우에는 주기적으로 작용하는 파력에 대한 동적응답의 영향을 고려한다. 이 경우의 파력은 본편의 식(해5-7)에서 의 시간적 변화에 대해서 구하면 된다.

불규칙波浪에 대한 파력을 구하는 것은 파정면의 높이, 항력계수 등을 적절히 정하여 微小振幅波이론에 의한 水粒子 운동성분을 산정한다.

 

 

5-6 浮體에 作用하는 波力

〔參 考〕

수중에 설치된 대형의 고립 구조물에 작용하는 파력은 구조물의 크기나 단면형상에 의해서 크게 변하기 때문에, 적절한 수치계산, 수리모형실험 등에 의해서 산정한다.

(1) 波長보다 큰 대형의 고립 구조물에 작용하는 파력은 보통 항력이 무시되기 때문에 속도포텐셜(velocity potential)을 이용해서 산정할 수가 있다. 단순한 형상의 구조물에서는 해석적인 개략식으로 파력을 정할 수 있으나 구조물이 복잡하면 경계적 분요소법이나 유한요소법에 의한 수치계산법으로 구조물에 가해지는 파력을 계산하여야  한다. 그러나 쇄파력 등은 수리모형실험 등에서 산정한다.

(2) 수면 부근에 떠있는 물체에 작용하는 파력

1) 물체가 고정된 경우

波長에 비해서 물체의 직경이 커지면 항력은 무시할 정도로 작아 파력식(참5-27)은 질량력으로만 표시할 수 있다. 도참(5-25)와 같은 기중기선 등과 같이 폰툰형 물체에 작용하는 전.후면의 압력을 계산하여 물체에 가해지는 힘을 구하게 된다.

도참(5-25) 폰툰형 선박에 작용하는 파력

 

이와같이 하면 폰툰형의 선박 길이가 波長의 1/2인 때에 최대의 파력이 생긴다.  

가장 간단한 예로 폰툰형 선박에 의한 波浪의 산란을 무시하고 선박의 앞면에 파봉이 있어 정수면에서 0.6 의 높이까지 수면이 상승하고, 후면에는 파곡이 있어 정수면 아래 0.4 의 깊이까지 수면이 하강한 상태를 생각하면 그 파력은 식(참5-27)로 구해진다.

                                       (참5-27)

   여기서,     : 폰툰형 선박에 작용하는 파력(kN)

              : 해수의 밀도(보통 1.03t/m³)

              : 波高(m)

              : 폰툰형 선박의 폭(m)

               : 폰툰형 선박의 흘수(m)

단, 폰툰형 선박의 폭이 넓을 경우에는, 그 앞면에서 산란파에 의한 波浪이 중복되어 수면이 높아지므로 식(참5-27)로 구해지는 값보다도 20∼30% 더 커지게 된다.

보다 엄밀한 파력은 속도포텐셜( )로 표시되는 적분방정식으로부터 계산된다.   

2) 다소 이동이 허용되는 경우

부유방파제 등과 같이 부체가 앵커체인(anchor chain)으로 계류되어 있을 때에 작용하는 파력에 관해서는 몇개의 수리모형실험을 했을뿐 별로 잘 알려져 있지 않다. 따라서 될 수 있는 대로 수리모형실험으로 작용하는 파력을 검토할 필요가 있다. 또한 부체를 계류하는 경우는 (부체+계류밧줄)의 고유주기가 짧으면 波浪에 의해서 공진이 일어나는 수도 있으므로 이 점을 검토한다.

 

 

5-7 水面附近의 構造物에 作用하는 波力

 5-7-1 水面附近의 水平板에 作用하는 揚壓力

水面附近의 水平板 底面에는 海象條件이나 構造物의 形狀에 의하여 충격적인 波力(이하 揚壓力이라 한다)이 作用하는 것이 있으므로 이 위험이 있는 경우 水理模型實驗等의 적절한 방법에 의하여 충격적인 揚壓力을 算定한다.

 

〔解 說〕

棧橋의 上部工이나 말뚝식 돌핀 上部工등 靜水面 부근의 구조물로 특히 水面과 대략 平行한 구조물은 上昇하는 波面이 底面에 충돌하여 충격적인 揚壓力이 작용하는 위험성이 있다. 특히 波高가 크고 靜水面과의 Clearance가 적은 경우에는 큰 충격력이 된다. 또 波가 重複波로 되어 작용하는 경우 波面의 上昇速度가 크며 衝擊力도 크게된다. 이러한 구조물의 底面에는 충격적인 揚壓力外에 보통 충격력이 아닌 揚壓力도 作用하는 것에 주의할 필요가 있다.

〔參 考〕

(1) 衝擊的인 揚壓力의 特性

水面附近의 水平한 板에 작용하는 충격력인 揚壓力은 板의 底面이 평탄한 경우에는 波面의 衝擊速度와 그面과 板과의 이루는 角度에 의하여 변화한다.

도참(5-26)⒜와 같이 波面과 板과의 이루는 角이 어느정도 있는 경우에는 波面이 板의 底面에 沿하여 나타나고 그림과 같이 分布形狀의 波壓이 작용한다.

이 波壓은 時間이 짧고 急하게 일어서는 것이 特徵이다. 한편 波面과 板과의 이루는 角이 도참(5-26)⒝와 같이 0°에 가까울때는 空氣層이 波面과 板과의 사이에 가쳐서 이 空氣層의 壓縮에 의한 壓力이 그림과 같이 分布形狀으로 발생한다. 이 波壓은 時間的으로는 짧은 周期의 減衰振動波形이 되는 것이 特徵이다.

水平板의 底面에 Beam등이 있는 棧橋의 경우에는 Girder에 의하여 波面이 어지럽혀 揚壓力의 發生이 복잡하게 된다. 또 Girder에 의하여 空氣層이 가쳐서 壓縮되는 수도 있다. 水平板 底面의 形狀에 의한 揚壓力의 變化를 고려하여야 한다.

 

도참(5-26) 波面과 水平板의 衝突

 

또한 충돌하는 波面의 形狀은 波가 進行波나, 重複波에 의하여 크게 변한다.

重複波의 경우에는 波의 反射位置에서 水平板까지의 거리에 따라서 변화한다. 이렇게 틀려지는 것도 고려 하여야 한다.

(2) 底面이 평탄한 水平板에 作用하는 揚壓力(重複波의 경우)

고다(合田)는 水平板에 作用하는 揚壓力을 波面과 板과의 衝突에 의한 運動量의 急變에 起因하는 힘이라고 생각하여

Karman의 理論에서 水平板에 作用하는 重複波에 의한 揚壓力의 算定式을 다음과 같이 나타냈다.

                                              (참5-28)

                                                              (참5-29)

여기서

        P  : 全揚壓力 (kN)

           : 補正係數

          : 海水의 密度 (1.03t/㎥)

        g  : 重力加速度  (9.81m/ )

        H  : 進行波의 파고 (m) (普通은 最高波高 )

        L  : 進行波의 波長 (m)

        B  : 幅員 (m)

        h  : 水深 (m)

        s  : 靜水面上의 Clearance (m)

        s'  : 波高中分面 (波峰과 波谷과의 높이를 2等分한面) 上의 Clearance (m)

 

위 式은 水平板의 길이 ℓ에 依存하지 않는것에 유의할 필요가 있다.

衝擊力은 위式에서 나타나는 크기로 충돌의 순간에서 時間 의 사이에 계속하는 파루스型의 힘이다. 계속시간 는 波의 周期를 T로 하고 水平板을 ℓ로 하면 다음과 같다.

                                                               (참5-30)

식(참5-28)은 水平板의 길이가 波長L에 比하여 아주적고 또한 底面이 평탄한 面이면 揚壓力의 特性을 간단하게 적절히 나타내고 있다 = 1.0으로한 計算値는 實驗値와 比較하면 H/s'가 2이하로 비교적 좋은 一致를 나타내고 있다. 谷本, 高橋등은 같은 水平板에 作用하는 揚壓力을 산정하는 方法을 Wagner의 理論을 바탕으로 나타내고 있다. 波面과 水平板이 충돌하는 角度β와 충돌속도 을 스토구스의 第三次近似波를 쓰고 있기 때문에 計算이 조금 복잡하다. 이 계산법은 底面이 平坦한 경우를 대상으로 하고 있고 보통 棧橋와 같이 슬패브에 Beam이나 Girder가 있어 空氣가 가쳐 있거나 波面의 어지럽힘이 발생하고 충격력은 底面이 평탄한 水平板의 경우보다는 작다. 따라서 算定法에서 계산되는 값은 보통棧橋에 있어서 揚壓力의 上限値로 생각할수 있다.

(3) 棧橋에 作用하는 揚壓力(重複波의 경우)

伊藤, 竹田는 棧橋模型을 써서 渡板에 作用하는 揚壓力과 渡板의 振動限界重量 및 落下限界重量을 구하고 있다. 實驗條件은 波高가 最大 40㎝, 周期가 1s와 2.4s, 水深이 56㎝와 60㎝이다. 渡版部分에 별도로 취부한 波壓計의 記錄에 의하면 동일조건하에서도 一波마다 Peak값은 상당히 變動되었으나 이들의 Peak값의 平均値는 대략 식(참5-31)과 같다.

         P= (8H-4.5s)                                                             (참5-31)

여기서,

        P   :  揚壓力强度의 Peak値의 平均値 (kN/㎡)

          :  海水의 密度 (1.03t/㎥)

        g   :  重力加速度 (9.81m/ )

        H  :  入射波高 (m), ( )

        S   :  潮位에서 渡版下面까지의 距離 (m)

그러나 식(참5-31)에 주어진 揚壓力 强度의 Peak값은 극히 짧고 또 場所的인 位相을 갖고 作用함으로 揚壓力强度 P가 渡版의 自重 q(單位面積當重量 kN/㎡)를 초과 했다고 해서 당장 渡版이 동요하거나 落下하지는 않는다.

이러한 관점에서 渡版이 振動하는 限界의 重量 및 落下하는 限界의 重量을 구하고 있다.

周期 2.4s의 波가 作用할 때 振動限界重量과 波高의 관계는 다음과 같다.

           q = (1.6H-0.9s)                                                       (참5-32)

여기서 q는 渡版의 振動限界重量이다. 식(참5-32)의 振動限界重量은 식(참5-31)에 의한 揚壓力 强度의 1/5이다. 또 振動限界重量은 落下限界重量의 1/2∼1/3이다. 이渡版의 實驗으로는 渡版에 여러가지 구멍크기 또는 간격을 설치하고 渡版의 空隙率의 變化에 의한 安全重量의 변화도 검토하고 있다. 渡版의 振動限界重量은 구멍을 뚫치 않을때에 比하여 空隙率이 비교적 적을때 (1%정도)는 空氣가 가치기 쉬워 이로인해 水面이 渡版에 강하게 부닥쳐 약간 증대되는 경향이 있으나 일반적으로 空隙率의 변화에 의한 증감은 적다. 이에 反하여 落下限界重量은 空隙率 20%를 넘는 범위에서는 明確히 減少하고 있다. 여기서 말하는 渡版의 重量은 空隙部分을 除한 實質部分의 單位面積當重量을 의미한다.

여기서 空隙率에 의한 振動限界重量 즉 渡版實質部分의 單位面積當 安定重量의 증감은 적으므로 구멍을 뚫는 것이 어느 面積 전체의 중량을 減할 수 있다. 그리고 落下限界 重量은 空隙率의 增大에 의하여 감소한다. 이 두가지에서 空隙率을 높이는 것이 좋다.

다시 伊藤, 竹田는 棧橋模型의 上部工 슬래브에 변형(歪)케이슨보, 應力을 測定하고 있다.

그 결과 슬래브에 等分布로 작용한다고 가정한 等가靜荷重(kN/㎡)으로 해서 나타내었다.

                                                                           (참5-33)

단 實驗値의 上限에 대응하는 것으로 潮位에서 上部工 下面까지의 거리s가 대략 0인 경우도 된다고 생각해도 좋다.

式(참5-33)으로 나타낸 等가靜荷重에서 一般的인 底面이 평탄한 水平板에 작용하는 揚壓力보다 적다. 이것은 Beam 이나 Girder에 의해 충돌하는 波面이 어지럽이거나 갖힌 空氣 때문이다.

또한 아주 場所的이고 時間的으로 짧은 揚壓力은 等가靜荷重으로서는 적은 값이라 생각된다. 棧橋에 작용하는 揚壓力은 이外에 室田·古土井, 永井·久保등, 堀川·中尾등, 심 木·後野 등이 實驗的으로 연구하고 있다.

(4) 底面이 평탄한 水平板에 作用하는 揚壓力(進行波의 경우) 수면부근에 고정된 수평판에 進行波가 作用하는 경우에도 衝擊的인 揚壓力은 作用한다. 谷本, 高橋 등은 重複波가 作用하는 경우와 같다고 보아 이 衝擊的인 揚壓力의 算定法을 提案하고 있다.

(5) 디태치드피어 上部工에 作用하는 揚壓力(進行波의 경우)

伊藤, 竹田는 디태치드피어에 작용하는 進行波에 의한 揚壓力의 檢討도 하고 있다. 즉 디태치드피어 模型의 슬래브에 발생하는 應力을 測定하고 實驗結果의 上限値에서 等分布의 等가靜荷重을 나타냈다.

                                                                          (참5-34)

 

5-7-2 水面附近의 鉛直板에 作用하는 水平力

 水面附近의 鉛直板에 作用하는 水平波力에 대하여는 적절한 方法에 의해 算定한다.

 

〔解 說〕

水面附近에 설치된 커튼벽(Curtain Wall)등 두께가 얇은 鉛直板이나 固定式 시버스돌핀 上部工등의 水平板의 鉛直面에는 水平波力이 작용한다. 이水平波力의 算定은 水面의 位置나   自由表面의 存在에 의한 造波抵抗力등을 고려할 필요가 있다.

〔參 考〕

(1) 돌핀 上部工에 작용하는 水平波力

谷本, 高橋등은 돌핀 上部工을 主對象으로 水面附近의 固定構造物에 作用하는 水平波力의 算定式을 提案하고 있다.

(2) 커튼壁에 作用하는水平力

谷本, 高橋등은 上述한 水平板의 水平波力 산정식을 수면부근에 固定시킨 커튼壁에 작용하는 水平波力의 산정식으로 쓰는것도 제안하고 있다.

또 이런한 沒水水深이 얕은 거튼壁에 대하여는 久보, 竹澤등도 算定式을 提案하고 있다.

森平·枾崎등은 커튼壁을 防波堤로 쓰는 경우에 작용하는 水平波力을 實驗的으로 구하고 있다.

그 결과에 의하면 커튼壁의 沒水水深 d와 水深 h의 比가 0.255보다 큰 범위에서는 본편 5-2-2〔1〕壁面에 波峰이 있을때의 식(5-1) 直立壁에 作用하는 波力의 標準算定式에 주어진 波力分布에 있어서 版의 下端에서 海底까지의 部分을 뺀 合力의 0.6∼1.0정도가 波壓合力으로 되어 있다. 또 關本등은 入射角을 고려한 커튼壁에 작용하는 波力의 산정법을 나타내고 있다.

 

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13) 谷本勝利, 高橋重雄, 北谷高雄 : 混成防波堤のマウンド形狀による衝擊 碎波力の發生と對策について, 港灣技術硏究所報告 Vol.20. No.2. 1981. pp.3∼39

木市

14) Mitsuyasu, H. : Experimental study on wave force against a wall. Report of Trans. Tech. Res. Inst No.47, 1962. pp.1∼39

15) 森平倫生,   崎秀作, 菊谷 徹 : 異形ブロックの波力減殺效果に關する硏究, 港灣技術硏究所報告 Vol.6 No.4. 1967. pp.3∼31

16) 高橋重雄, 谷本勝利, 鈴村論司 : 直立壁に作用する衝擊 碎波壓の發生機構に關する一考察, 港灣技術硏究所報告 Vol.22 No.4. 1983. pp.3∼31

17) 合田良實 : 衝擊  碎波壓を受ける混成防波堤の擧動に關する考察, 港灣技術硏究所報告 Vol.12 No.3 1973. pp.3∼29

18) 高橋重雄, 下迫健一郞, 土部達生, 谷本勝利 ; 衝擊 碎波力に對する混成防波堤の動的應答計算, 海岸工學論文集 第40券, 1993. pp.766∼770

19) 谷本勝利, 大里睦男, 高岡征二郞, 內田豊彦, 池田辰男 : 不規則波による消波ブロック被覆堤の安定實驗, 第26回 海岸工學講演會論文集 1979. pp.343∼347

20) 高橋重雄, 谷本勝利, 下迫健一郞 : 消波ブロック被覆堤直立部の滑動安全性に對する波力とブロック荷重, 港灣技術硏究所報告 第29券 第1호 1990. pp.54∼75

21) 伊藤喜行, 谷本勝利 : 混成防波堤の蛇行災害, 港灣技硏資料 No.112. 1971 p.13

22) 高橋重雄, 下迫健一郞, 佐佐木均 : 直立消波ケ.ソンの部材波力特性と耐波設計法, 港灣技術硏究所報告 第30券 第4호, 1991. pp.3∼34

23) Hudson. R.Y. : Laboratory investigation of rubble-mound breakwater, proc. ASCE. Vol.85. W.W3. 1959. pp.93∼121

24) Van Der Meer J.W. : rock solpes and gravel beaches under wave attack, Doctoral thesis, Delgt Univ. of Tech. of Teech. 1988. p.152 あ Van Der Meer J.W.: Stability of breakwater amour layer-Design formulae, Coastal Engineering, 11. 1987. pp.219∼239

25) Van der Meer. J.W. : Stability of cubes. Tetrapods and Accropode. Proc of Breakwater 88. Eastbourne. UK. 1988. pp.71∼80

26) 鹿島遼一, 신山 勉, 淸水琢 三, 關本恒浩, 國栖廣志, 京谷 修 : 不規則波に對する消波ブロック被覆工の變形量評價式について, 海岸工學論文集, 第40券 1995. pp.795∼799

27) Van de Kreeke. J. : Damage function of rubble mound breakwaters. ASCE. Journal of the Waterway and Harbors Division. Vol.95. WW3. 1969. pp.345∼354

28) Christensen. F.T. P.C. Broberg. S.E. Sand. and P.Tryde : Behavior of rubble-mound breakwater in directional and uni-directional waves. Coastal Eng. Vol.8. 1984. pp.265∼278

29) 曾我部隆久, 失島達夫 : 離岸堤の設計に關する技術的課題 1982年度 (第18回)水工學に關する夏期硏修會講義集 Bコ.ス, 土木學會水理委員會 1982. pp.B-5-1∼B-5-24

30) 竹田英章, 山本泰司, 木村克俊, 笹島隆彦 : 急均配斜面上の防波堤に作用 する衝擊波力と消波ブロックの安定性, について 海洋開發論文集 Vol.11.  pp.287∼290

31) A. Brebner. and D. Donnelly : Laboratory study of rubble foundations for vertical breakwaters. Proc. 8th Conf. of Coastal Eng. New Mexico City. 1962. pp.408∼429

32) 谷本勝利, 柳澤忠彦, 村永 努, 紫田鋼三, 合田良實 : 不規則波實驗による混成堤マウンド被覆材の 安定性に關する硏究, 港灣技術硏究所報告, Vol.21 No.3 1982. pp.3∼42

33) Morison. J.R. M.P. O'Brien. J.W. Johonson. S.A. Schaaf : The force exerted by surface waves on piles. Petroleum Trans. 189. TP2846. 1950. pp.149∼154

34) Keulegan. G.H. and L.H. Carpenter : Forces on cylinders and plates in an oscillating fluid. Journal of the National Bureau of Standards. Vol.60. No.5. 1958. pp.423∼440

35) Sarpkaya. T. : Forces on cylinders and spheres in a sinusoidally oscillating fluid, Journal of Applied Mechanics, Trans. of ASME. Vol.42. No.1. 1975. pp.32∼37

36) Sarpkaya. T. : In-line and transverse forces on cylinders in oscillatory flow at high Reynolds number. Proc. of the Offshore Technology Conference. Vol.Ⅱ. 1976. pp.95∼108