J Coast Disaster Prev > Volume 9(1); 2022 > Article
기후변화에 대응하기 위한 항외곽시설 설계기준 개정에 관한 제언: 설계 충실도 지수와 피복석 공칭지름 변화에 따른 파괴확률 변화율을 중심으로

Abstract

This study aims to develop an amendment to the design guidelines for the outer port facilities based on quantitative indexes to address harsh wave conditions due to climate change. To this end, the author first looked into the in situ data of damage to outer port facilities collected in about a dozen major ports in Korea, where the outer port facility has failed in fulfilling its intended disaster prevention against typhoons over the last decade. In doing so, the design fidelity index, a quantitative index that can rationally determine the scope of reinforcement of outer port facilities, was developed based on the specified failure mechanism. The design fidelity index evaluates the degree of loss of armoring rocks, erosion of main body of breakwater, displacement of cap-concrete, lee side damage by overtopping, and scouring near the toe, which are the primary failure mode of the outer port facilities, and displays these damage extents of each of 5 primary failure mode in polar coordinates. Among the various failure modes mentioned above, scouring near the toe has been found in most outer port facilities, and as a result, the current design practice like whether to install scouring-prevention work is determined based on the limit depth for the incipient sediment motion needs to be revised. Numerical simulation shows that with sediment motion triggered by harsh water surface displacement in the standing waves formed in front of vertical type breakwater being accounted for, the robustness of scouring prevention works, which takes the maximum scour depth as the maximum wave height, could be secured. In addition, among the various quantitative indexes that can provide information concerned with how robust or vulnerable the outer port facilities would be by adjusting design waves return period, it turns out that the increasing rate of failure probability associated with the unit change in the nominal diameter of armoring rocks could provide most promising results.

1. 서 론

최근 급속히 진행되고 있는 기후변화로 지난 10년간 우리나라 주변 해역의 수온은 약 0.67℃ 상승하였으며 이러한 추이는 이른 시일 안에 극적인 반전이 없는 한 앞으로도 상당 기간 지속될 것으로 보인다 (Cho and Song, 2021). 전술한 수온 상승으로 인해 북태평양 남서부에서 발생하여 한반도를 향해 북동진하는 과정에서 그 세력이 약해지던 열대성 저기압 [태풍]은 공급될 수 있는 수증기량의 증가로 그 세력이 유지될 수 있으며, 이는 향후 우리가 일찍이 경험하지 못한 초대형 태풍과 기상해일에 우리나라가 노출될 수 있음을 함의한다. 기후변화로 인해 최근 우리나라의 해 수면은 연평균 0.1~0.2cm가량 상승하였으며, 고도 위성 자료 분석 결과 1996년부터 2005년까지 최근 9년간 동해 평균 해수면 상승률은 연평균 5.4±0.3mm, 동해남부는 6.6±0.3mm, 서남해는 5.0±0.3mm로 전 세계 연간 해수면 상승률(3.1mm) 의 2배를 웃돈다 (Choi et al., 2018; Korean Ministry of Ocean and Fisheries, 2007) [Fig. 1 참조].
최근 우리나라 해안공학계에서는 전술한 해수면 상승과 기후변화로 이전보다 거칠어진 해양환경에 대응하기 위해서는 항 외곽시설 설계기준이 개정되어야 한다는 의견이 지배적으로, 개정에 필요한 선행연구도 활발하게 진행되어 연구성과가 상당하다. 개정작업은 크게 항 외곽시설의 주외력으로 작용하는 파랑의 성격을 오십 년 빈도에서 백 년 빈도로 상향 조정하는 것으로 요약할 수 있으나, 이러한 상향조정으로 항외곽시설이 얼마나 강건해질 수 있는지에 대한 정량적 지표는 찾아보기 힘들다.
이러한 시각에서 본 연구에서는 기후변화에 대응하기 위한 항외곽시설 설계기준 개정안이 정량적 지표에 준거하여 제시된다. 여러 지표 중 가장 우월한 정량적 지표로 보이는 설계 충실도 지수 산출과정을 정리하면 다음과 같다: 설계 충실도 지수는 먼저 항 외곽시설의 주 파괴 양식인 피복층 손실, 제체 침식, 상치 콘크리트 활동, 월파로 인한 배후면 손상, 기부 침식 정도를 평가하고 이를 극좌표에서 정리한 것으로, 평면에 형성되는 오각형의 면적으로 항 외곽시설의 강건 도를 가늠할 수 있다. 제일 사분면과 제이 사분면에서의 심한 손상은 설계파고가 과소하게 평가되었음을 함의하며, 제삼 사분면에서의 심한 손상은 과소하게 평가된 설계파고와 기후변화에 따른 해수면 상승이 주요 파괴 기제로 기능한다. 또한 제사 사분면에서의 심한 손상은 정상 파동계에서의 표사 이송을 간과한 우리나라 항만설계기준의 오류, 과소하게 평가된 설계파고, 기후변화에 따른 해수면 상승 등이 복합적으로 작용한 결과로 보인다. 오각형의 면적이 기준치를 상회하는 경우 방제 기능을 상실하였다는 것을 의미한다.
전술한 설계 충실도 지수 외에도 설계빈도 조정으로 얼마나 항외곽시설이 강건해지고 취약해지는지를 판단할 수 있는 정량적 지표를 찾기 위한 노력은 최근 연구성과가 상당한 신뢰성 기반 설계를 중심으로 수행된다. 검토 결과 설계빈도 조정에 따른 항외곽시설 강건도 변화를 판단할 수 있는 정량적 지표로는 신뢰성 기반 설계의 주 결과물인 피복석 공칭지름별 파괴확률이 활용될 수 있을 것으로 보인다. 최근 Cho(2021e)는 주관적 판단이 강제될 개연성이 높은 결정론적 설계의 한계를 신뢰성 기반 설계의 주 결과물인 공칭지름별 파괴확률변화율을 활용하여 치유한 hybrid 설계법을 제시한 바 있다. Cho(2021e)의 연구성과에 의하면 우리나라 해양환경에 내재한 불확실성을 고려하면 피복석 공칭지름이 임계치보다 커지면 파괴확률변화율이 완만하게 감소하는 Gradually Varying Zone이 존재한다. 전술한 피복석 공칭지름별 파괴확률변화율에서 Gradually Varying Zone의 존재는 설계빈도를 특정 빈도보다 상향 조정하더라도 추가로 얻을 수 있는 항외곽시설의 강건도는 제한적이라는 사실을 함의하여 상당한 공학적 가치를 지닌다.
이상의 논의를 토대로 본 연구에서는 정량적 지표에 준거하여 기후변화에 대응하기 위한 항외곽시설 설계기준 개정안이 제시된다. 개정안 마련을 위해 먼저 지난 십여 년간 태풍으로 인해 방재 기능이 상실된 우리나라 십여 개 주요 항에서의 외곽시설 피해사례를 살펴보았다. 이어 이 과정에서 특정된 파괴 기제에 준거하여 항 외곽시설 보강 규모를 합리적으로 결정할 수 있는 정량적 지표인 설계 충실도 지수가 산출된다. 이와 더불어 공칭직경에 따른 파괴확률 변화율이 설계빈도 조정으로 얼마나 항 외곽시설이 강건해지고 취약해지는지를 판단할 수 있는 정량적 지표로 기능할 수 있는지를 확인하는 작업도 함께 수행된다.

2. 우리나라 인근 해역에서의 태풍 이동 경로

반시계 방향으로 선회하는 태풍 특성상 항을 우측에 두고 접근하는 태풍에 노출되는 경우 항 외곽시설의 피해는 상대적으로 증가한다. 이처럼 태풍의 이동 경로는 항 외곽시설의 피해 규모를 결정하는 중요한 설계 인자로 과거 우리나라에 영향을 미친 태풍의 이동 경로를 세 개 권역으로 나누어 태풍의 성격을 정리하면 다음과 같다(Fig. 2 참조).
- 서해권역
최근 30년간 서해권역에 영향을 미친 태풍의 연평균 발생 횟수는 1.53개이며, 그 영향은 41.9일간 지속되었으며, 평균 중심기압 960.9hpa, 평균 최대 풍속은 36.9m/s에 이른다.
- 남해권역
지난 30년간 남해권역에 영향을 미친 태풍의 연평균 발생 횟수는 평균 2.13개이며, 태풍의 영향은 39.6일간 지속되었다. 평균 중심기압 960.2hpa, 평균 최대 풍속은 36.8m/s에 이른다.
- 동해권역
동해권역에 영향을 미친 태풍의 연평균 발생 횟수는 평균 1.43개로 그 영향은 40.6일간 지속되었으며 평균 중심기압은 956.6hpa, 평균 최대 풍속은 38.3m/s에 이른다.
쉽게 예상 해 볼 수 있듯 모든 권역에서 기후변화로 인해 태풍 발생 횟수, 영향이 지속되는 기간, 최대 풍속은 증가하는 추세를 보였다. 본 연구에서는 전국에 산재해 있는 우리나라 항의 특성을 고려하기 위해 태풍의 이동 경로를 7개로 더 세밀하게 분류하여 항 외곽시설 파괴 기제를 살펴보았으며, Fig. 3에는 이렇게 분류한 7개의 태풍 이동 경로를 정리하였다. Table 1에는 경로별 발생 횟수를 정리하여 수록하였다.

3. 해역별 태풍 피해사례 조사⋅분석

기후변화에 대응하기 위한 해역별 항 외곽시설 보강방안을 마련하기 위해 항 외곽시설 파괴 기제를 자세히 살펴보았다. 우리나라의 주요 무역⋅연안항 중 본 연구의 대상 항 선정과정을 정리하면 다음과 같다: 먼저 지난 이십 년간 우리나라에 영향을 미친 태풍의 이동 경로를 고려하여 위도 28~40도, 경도 120~132도 사이를 태풍의 영향에 노출된 권역으로 선정하였다. 이어 최근 이십 년간 내습한 태풍의 경로를 따라 해역별 항만 수와 피해 규모 등을 고려하여 열개 항을 선정하였다. 선정된 항의 외곽시설 형식, 외곽시설이 거치된 해역의 수심 등은 Table 2에 정리하였으며, Table 3에는 항별 피해 양상과 파괴 기제를 정리하였다. 수심 15m 전후에서 선호하는 항 외곽시설 구조형식이 사석 경사제에서 케이슨 혼성제로 바뀌는 것으로 보인다 [Fig. 4 참조].

3.1 항외곽시설 설계 충실도 지수

태풍으로 인한 방파제 구조형식별 주요 피해사례를 살펴보면, 사석 경사제의 경우 주요 파괴 양식은 파랑 내습 시 소파블록의 이탈 후 내부 사석이 유실되는 경우로 보인다. 이처럼 제체 사석이 드러난 채 태풍에 노출되는 경우 제체 사면 붕락, 상치 콘크리트의 활동⋅전도가 결과되는 것을 확인할 수 있다[Fig. 5(a) 참조]. Fig. 6에는 이해를 돕기 위해 태풍으로 인한 감천항 외곽시설 피해 양상을 도시하였다. 무역항 외곽시설 구조양식으로 가장 선호되는 케이슨 혼성제의 경우 월파로 인한 상부 전도, 이격 피해와 충격 쇄파압으로 인한 상치 콘크리트와 구조체 일부 파손, 균열 등이 피해사례 대부분을 차지한다. 전술한 파괴 양식은 케이슨 혼성제의 방제 기능 상실로 이어지는 것은 아니나, 방제 기능 상실로 이어지는 대규모 파괴는 세굴에 의한 기초부 교란 및 붕괴로 시작된다는 사실에 유념할 필요가 있어 보이며 [Fig. 5b 참조], 이러한 추론의 근거는 4.1절에 후술하였다.
Fig. 7, 8에는 현재 운영 중인 항 외곽시설의 방재 기능 정도를 가늠하기 위해 본 연구에서 개발한 설계 충실도 지수산출 결과를 정리하여 도시하였다.

설계 충실도 지수 산출 과정을 정리하면 다음과 같다(Cho, 2021e):

I. 먼저 외곽시설의 주 파괴 양식인 피복층 손실, 제체 침식, 상치 콘크리트 활동, 배후면 손상, 기부 침식 정도를 평가한다.
II. 이어 전술한 주 파괴 양식과 상대적 침식 정도로 구성된 평면에서 상대적 침식 정도 등을 극좌표 상에서 등 간격으로 도시한다.
III. 전술한 평면에서 최종적으로 얻게 되는 오각형의 면적은 현재 운영 중인 항 외곽시설의 방재 기능 정도를 가늠할 수 있는 정량적 지표로 활용될 수 있다.
제일 사분면과 제이 사분면에서의 심한 손상은 설계파고가 과소하게 평가된 것을 함의하며, 제삼 사분면에서의 심한 손상은 과소하게 평가된 설계파고와 기후변화에 따른 해수면 상승이 주요 파괴기제로 판단된다. 또한 제사 사분면에서의 심한 손상은 3.2.1 절에서 다루었듯 정상 파동계에서의 표사 이송을 간과한 우리나라 항만설계기준의 오류, 과소하게 평가된 설계파고, 기후변화에 따른 해수면 상승 등이 복합적으로 작용한 결과로 보인다. 오각형의 면적이 기준치를 상회하는 경우 방제 기능이 상실하였다는 것을 의미한다. 태풍으로 인한 피해가 가장 큰 곳은 감천항과 서귀포항으로 보이며, 유입 수로가 남쪽에 있다는 지형적 성정을 공유한 항에서 피해가 상대적으로 큰 것을 알 수 있으며, 이는 향후 항만 평면배치계획수립 시 우리에게 시사하는 바가 적지 않아 보인다 [Fig. 8a 참조]. 서귀포항의 경우 피복층 손실이 두드러지게 큰 것으로 나타났으며, 피복층 손실이 제체 침식으로 이어진 것을 확인할 수 있으나, 상치 콘크리트 활동이나 기부 침식이 결과되지는 않았다 [Fig. 8a 참조]. 이러한 현상은 서귀포항이 개방된 해역에 위치하여 기상해일 높이가 상대적으로 작다는 사실에 준거하면 수용이 가능한 관측 결과로 판단된다.

4. 항 외곽시설 파괴 기제별 개정안

4.1 항 외곽시설 기초부 세굴방지공

직립제 기초부의 경우 내습하는 단일 진행파에 구조물로부터 반사된 파랑이 더해진 정상파에 노출되기 마련으로이 경우 한층 거칠어진 해수면 요동으로 기초부는 교란되며 기초부를 구성하는 사석은 쉽게 거치 해역의 제자리를 벗어난다 (Lee and Cho, 2021). 전술한 현상은 본 연구에서 수행된 관측 결과 대부분에서 확인되어 이러한 현상을 결과한 기제를 살펴보기 위해 현재의 항 외곽시설 기초부 설계기준을 자세히 들여다보았다.
현재 항 외곽시설 기초부는 표사이동 한계수심이라는 개념을 준거하여 설계되는 것으로 보인다. 항 외곽시설이 표사이동 한계수심보다 깊은 곳에 거치되는 경우 세굴방지공은 거치되지 않으며, 한계수심보다 얕은 곳에 거치되는 경우 세굴방지공은 거치된다. 세굴방지공은 수심이 깊은 곳에서는 소단형, 얕은 곳에서의 매립형으로 설계된다 (Korean Ministry of Ocean and Fisheries, 2020).
논의를 전개하기 위해 표사이동 한계수심 hc를 옮겨적으면 다음과 같으며(SPM, 1984),
(1)
HoLo=α(dsLo)n(sinh2πhcL)HoH
여기서 n은 해저면 경사, H는 파고, L은 파장, ds는 표사입경, 아래첨자 o는 먼바다를 각각 나타내며, α는 다음과 같이 정의된다.
(2)
α={1.35for incipient motion2.4for sheet flow
상기 식에서 알 수 있듯, 표사이동 한계수심은 단일방향으로 진행하는 흐름을 대상으로 임계 Shield parameter에 준거해 모래의 초기운동 여부를 가늠하던 하천공학 설계 관행에 근거하는 것을 알 수 있다.
Table 4에는 표사이동 한계수심을 사용하여 세굴방지공 거치 여부를 검토한 결과를 수록하였다. Table 4에서 알 수 있듯 상당한 항 외곽시설에서 세굴방지공이 필요하지 않은 것으로 나타났으며, 이렇게 지나치게 낙관적인 결과는 표사이동 한계수심에 기댄 현재의 항만 설계기준이 상당히 잘못된 결과를 제공할 수 있음을 함의한다.
비교를 위해 미국에서 선호하는 기준인 CERC (SPM, 1984)에서 권하는 직립식 항 외곽시설 전면해역에서의 최대세굴 깊이 Sm에 대한 해석모형을 옮겨 적으면 다음과 같으며,
(3)
Sm(Hmo)o=22.72h(Lp)o+0.25
여기서 (Hmo)o는 먼바다에서의 유의파고, h는 직립식 방파제가 거치된 해역의 수심, (Lp)o는 첨두 주기 Tp에 해당하는 먼바다에서의 파장을 각각 나타낸다.
CERC (SPM, 1984)는 전술한 해석모형 외에도 최대세굴 깊이에 대한 경험적 모형도 제시한 바 있으며, 이 경우 최대세굴 깊이는 최대파고 HMAX 와 같은 크기를 지니며, 전술한 해석모형은 경험모형과 비슷한 결과를 제공한다. 현재 우리나라에서 가장 선호되는 구조양식인 직립식 케이슨 방파제 기부는 상대적으로 큰 반사계수로 인해 전면해역에 형성되는 거친 정상 파동계에 노출되기 마련으로, 이렇듯 거친 정상 파동계가 형성되면 마디[node]에서의 강한 흐름으로 마디 인근 바닥으로부터 부유 된 모래가 경계층 streaming으로 배[antinode]을 향해 이송되는 등 표사 이송이 활발하게 진행되며 이는 마디에서의 침식을 결과한다(Cho, 2020; Cho, 2021c; Cho 2021d; Cho 2021g). 전술한 침식은 CERC에서 권하는 최대세굴 깊이 Sm 모형에서도 충실히 반영된 것으로 보이나, 단일 진행파를 대상으로 제시된 표사이동 한계 수심 hi 에 준거하여 세굴방지공 설치 여부가 결정되는 현재의 우리나라 항만 설계기준에서는 누락된 것으로 판단된다.
이상의 논의를 종합하면 우리나라 항 외곽시설의 기부에는 다수의 사석층으로 구성된 세굴방지공이 반드시 거치되어야 하며. 세굴방지공 설계과정에는 설계파고에 견줄만한 세굴 깊이가 활용되어야 할 것으로 판단된다 [Fig. 9 참조].
전술한 문제 외에도 파고가 증가하면 주기도 단순 비례하여 증가하는 것으로 인식하는 우리나라 해안공학계의 설계 관행도 상당한 영향을 미친 것으로 보인다 (Suh et al., 2009). 식(3)에 비추어보면 파고가 유지된 상태에서 주기가 증가하는 경우 최대세굴 깊이 Sm는 얕아진다. 따라서 파고와 주기는 단순 비례하는 사상으로 간주하는 우리나라 해안공학계의 설계 관행으로 최대세굴 깊이가 과소하게 평가하는 결과가 초래된 것으로 추정되며, 이러한 추론의 근거는 본 연구에서 조사한 열 개의 우리나라의 중요 무역⋅연안항 항 외곽시설의 대부분이 기부 침식으로 인한 방제 기능을 부분적으로 상실하였다는 사실에서 찾을 수 있다

4.2 항 외곽시설 피복석

설계빈도 조정 시 개정으로 인해 항 외곽시설이 얼마나 강건해지고 취약해지는지를 판단할 수 있는 정량적 지표는 최근에 제시된 hybrid 설계법 (Cho, 2021e)에서 찾을 수 있을 것으로 판단된다. 전술한 hybrid 설계법은 사용이 쉬운 결정론적 설계의 골격은 유지하되 주관적 판단이 강제될 개연성이 높다는 결정론적 설계의 한계는 신뢰성 기반 설계의 주 결과물인 공칭지름별 파괴확률변화율을 활용하여 치유된다. 본 연구에서는 공칭지름별 파괴확률은 Level III 신뢰성 기반 설계법과 Van der Meer 식에 준거하여 산출하였으며, 이 과정에서 우리나라 해양환경에 내재한 변동성을 기술하기 위해 Gumbel 파고 분포와 Tri-modal Gaussian 파형경사 분포를 활용하였다 (Cho, 2021a; Cho, 2021b; Cho 2021f; Cox and Munk, 1954a; Cox and Munk, 1954b; Cox and Munk, 1956).
이해를 돕기 위해 전술한 hybrid 설계법의 진행 과정을 정리하면 다음과 같다 (Cho 2021e):
I. 먼저 희망하는 설계빈도를 결정한다.
II. 이어 결정한 설계빈도에 해당하는 파랑으로 피복석 규모 혹은 피복석 공칭지름을 Van der Meer 식에 준거하여 결정론적 설계법으로 가늠한다.
III. 산출된 공칭지름이 공칭지름별 파괴확률변화율 도표에서 gradually varying zone 안에 위치하면 전술한 설계빈도와 피복석은 항 외곽시설 설계과정에 활용될 수 있다.
IV. 산출된 공칭지름이 rapidly varying zone 안에 위치하면 설계빈도를 적정히 조절하여 I~III 과정을 반복하여 수행한다.
상기한 Hybrid 설계법에 대한 이해를 돕기 위해 4.2.1절에는 신뢰성 기반 설계 분류체계에서 Level 0으로 분류되는 기존의 결정론적 설계법을 정리하였으며 4.2.3절에는 공칭 지름별 파괴확률변화율 산출이 가능한 Level III 신뢰성 기반 설계를 정리하였다. 4.2.3절에는 설계빈도 조정에 따른 항 외곽시설 강건도 변화를 예단할 수 있는 정량적 지표인 피복석 공칭지름별 파괴확률변화율 모의 결과를 정리하였다.

4.2.1 결정론적 설계 -Van der Meer 식

Van der Meer (1988)Thompson and Shuttler(1975)의 초기 작업을 승계하여 일련의 수리모형 실험을 Delft Hydraulics에서 추가로 수행한다. 전술한 실험은 다양한 파랑 조건과 제체 투수 특성을 고려하여 수행된 것으로 이 과정에서 얻은 자료에 준거하여 Van der Meer는 권파와 쇄기파를 대상으로 피복석 규모를 산정할 수 있는 경험식을 제안한 바 있다. Tetrapod로 구성된 사면 경사 1:1.5인 피복층의 경우 Tetrapod의 크기는 다음과 같이 산출될 수 있다[Fig. 10 참조].
(4)
HsΔDn50=(3.75Nod0.5Nz0.25+0.85)Som-0.2
식(4)에서 ρrock/ρwater -1로 정의되는 상대밀도, Dn50 = (WTTP/ρrock)1/3는 공칭지름[Nominal Diameter], WTTP는 피복석 무게, Nod는 평균 해수면 인근의 침식 면적을 공칭지름으로 나눈 침식 계수[Relative Damage Level], Som은 파형경사, Nz는 내습하는 파랑 수, ρrockρwater는 각각 피복석과 해수의 밀도를 나타낸다.
Table 5에는 Van der Meer 식에 근거하여 설계빈도를 100년으로 상향 조정하여 검토한 피복석 크기를 수록하였다.

4.2.2 Level III 신뢰성 기반 설계

물리적 의미를 확연하게 드러내기 위해 각 항을 세분하면 식(4)에 정의된 Van der Meer 식은 다음과 같이 기술될 수 있으며
(5)
SR=Hs(3.75Nod0.5Nz0.25+0.85)Som-0.2ΔDn50
여기서 확률변수는 굵은 글씨로 표기하였다.
Van der Meer 식으로부터 사석 방파제 피복석 강도 R과 파력 S의 차이로 신뢰 함수 Z 를 정의하면 Z는 다음과 같이 기술될 수 있으며,
(6)
Z=(3.75Nod0.5Nz0.25+0.85)Som-0.2ΔDn50-Hs=R-S
여기서 피복석 강도 R과 파력 S 는 각각 다음과 같이 기술될 수 있다.
(7)
R=(3.75Nod0.5Nz0.25+0.85)Som-0.2ΔDn50S=Hs
따라서 피복층 강도 R이 파력으로 구성되는 외력 S보다 작으면 사석 방파제 피복층은 불안정하며 반대의 경우 안정적이라 할 수 있으므로 구조물의 신뢰도는 다음과 같이 분류할 수 있다.
(8)
{Z>0,stableZ=0,failureZ<0,unstable

4.2.3 설계빈도 조정에 따른 항 외곽시설 강건도 변화

본 절에서는 설계빈도 조정으로 얼마나 항 외곽시설이 강건해지고 취약해지는지를 예단할 수 있는 정량적 지표인 피복석 공칭지름에 따른 파괴확률 변화율 모의 결과를 정리하였다. 수치 모의는 4.2.1절에서 다룬 결정론적 설계에서 피복석 규모가 상당한 크기로 상향 조정될 필요가 있는 것으로 나타난 용기포항과 부산 북항을 대상으로 수행하였다.
(1) 용기포항
불규칙한 해양환경의 특성을 이해하기 위해 1979.1.1.부터 2019.12.31.까지의 파랑관측자료 [situ wave data]로부터 유의파고의 연 최댓값 HMAX와 주기를 특정하고, 빈도해석을 수행하였다 (Jeong et al., 2018). 빈도해석 과정에서 우리나라 해양환경에 내재한 변동성을 기술하기 위한 기저 확률분포로는 대표적인 극치분포로 알려진 Gumbel 파고 분포와 Tri-modal Gaussian 파형경사 분포를 활용하였으며 Tri-modal Gaussian 파형경사 분포 fSom (Som)와 Gumbel 파고 분포 fHMAX는 각각 다음과 같이 기술될 수 있다.
(9)
fSom(Som)=P12πσ1e-12(Som-μ1σ1)2+P22πσ2e-12(Som-μ2σ2)2+1-P1-P22πσ1e-12(Som-μ3σ3)2
(10)
fHMAX=1βexp[-HMAX-μβ-exp(-HMAX-μβ)]
식(9), (10) 에서 Pi는 mode 별 가중계수, μiσiith mode의 평균과 표준편차, βμ는 Gumbel 파고 분포의 확률 모수를 각각 나타내며, 최대가능도법 [Maximum Likelihood Method]을 활용하여 산출한 Tri-modal Gaissuian분포의 확률 모수는 Table 6에, Gumbel 파고 분포의 확률 모수는 Table 7에 각각 수록하였다.
Fig. 11에는 HMAXTPeak의 결합확률 분포를 정리하였다. 여기서 HMAX가 증가하면 HMAX에 연계된 TPeak도 선형적으로 증가하는 것이 이채롭다. 이러한 현상은 HMAX가 상대적으로 큰 경우 HMAXTPeak 사이의 상관관계가 옅어진다는 해안공학계의 정설(Cavanie, 1976; Cho, 2021a: Cho, 2021b; Choi and Cho, 2019; Forristall,2008; Park and Cho, 2019; Park et al., 2021)과는 다소 거리가 있어 향후 상당한 논의가 필요하나, 풍성파 성장에 필요한 취송거리가 제한적 방위에서만 확보되는 서해의 특성으로 풍성파가 충분히 성장하지 못 하여 발생하는 것으로 추정된다 (Kim and Cho, 2021; Cho and Kim, 2019; Cho et al., 2019; Hasselmann, 1967; Phillips, 1980).
Fig. 12에는 HMAX 확률분포를 정리하였으며, Fig. 13에는 파형경사분포를 정리하였다. Fig. 13에서 알 수 있듯 Tri-modal Gaussian 분포에서 높은 적합도를 확인할 수 있으며, Fig. 14에는 Van der Meer 식과 Monte Carlo simulation method를 사용하여 수행한 Level III 신뢰성 기반 설계의 주 결과물인 피복석 공칭지름별 파괴확률을 중심으로 정리하였다. Fig. 15a에는 피복석 공칭지름별 파괴확률을 linear scale에서 다시 정리 하였으며, Fig. 15b에는 TTP 공칭지름 변화에 따른 파괴확률변화율을 정리하였다.
결정론적 설계에서 제시한 D50 = 1.29m[5톤], D50 = 1.63m [10톤]의 파괴확률은 각각 0.557, 0.069로 산출되었다. 이는 기후변화로 인해 거칠어진 해양환경으로 인해 피복석의 내구성이 현저하게 감소하였음을 의미하며 설계빈도를 백 년으로 상향 조정하는 경우 파괴확률은 Gradually Varying Zone 언저리에 위치한다. 이는 설계빈도를 이 보다 상향 조정하더라도 기대할 수 있는 항 외곽시설의 강건도 증가는 제한적이라는 것을 의미하며, 따라서 용기포항의 경우 설계 파랑을 100년 빈도로 조정하는 경우 기후변화로 거칠어진 해양환경에서도 충분한 내구성을 담보할 수 있을 것으로 판단된다.
(2) 부산 북항
용기포항과 유사한 과정을 거쳐 빈도해석을 수행하였으며, HMAXTPeak의 결합확률 분포는 Fig. 16에 정리하였다. HMAX가 상대적으로 큰 경우 HMAXTPeak 사이의 상관관계가 옅어진다는 해안공학계의 정설(Cho, 2021a: Cho, 2021b; Choi and Cho, 2019; Forristall, 2008; Park and Cho, 2019; Park et al., 2021)에 부합하는 거동을 확인할 수 있다.
Fig. 17에는 HMAX 확률분포를 정리하였으며, Fig. 18에는 파형경사분포를 정리하였다. Fig. 18에서 알 수 있듯 Trimodal Gaussian 분포에서 높은 적합도를 다시 한번 확인할 수 있으며, Fig. 19a에는 Van der Meer 식과 Monte Carlo simulation method를 사용하여 수행한 Level III 신뢰성 기반 설계의 주 결과물인 피복석 공칭지름별 파괴확률을 중심으로 정리하였다. Fig. 19b에는 TTP 공칭지름 변화에 따른 파괴확률변화율을 정리하였다.
결정론적 설계에서 제시한 D50 = 3.51m[100톤]의 파괴확률은 0.00019로 산출되었다. 이러한 파괴확률은 Gradually Varying Zone의 임계치를 훨씬 상회하는 것으로 Gradually Varying Zone 임계치 D50 = 2.8m[50톤] 이상으로 조정하더라도 얻을 수 있는 항 외곽시설의 강건도 증가는 제한적이라는 것을 상기하면 과다설계로 판단된다.
Fig. 20에는 해양환경이 피복석 공칭지름별 파괴확률에 미치는 영향을 살펴보기 위해 용기포항과 부산 북항을 대상으로 수치 모의 된 파괴확률과 파괴확률변화율을 비교하였다. 거친 해양환경의 경우 피복석 크기를 증가하더라도 파괴확률이 감소 되는 비율은 온화한 해양환경에 비해 상대적으로 적다는 것을 확인할 수 있다.

5. 결론

최근 우리나라 해안공학계에서는 기후변화에 대응하기 위해서는 항 외곽시설 설계기준이 개정되어야 한다는 의견이 지배적으로, 개정에 필요한 선행연구도 활발하게 진행되어 연구성과가 상당해 보인다. 개정작업은 크게 항 외곽시설의 주 외력으로 작용하는 파랑의 성격을 오십 년 빈도에서 백 년 빈도로 상향 조정하는 것으로 요약할 수 있으나 전술한 상향조정으로 얼마나 항 외곽시설이 강건해질 수 있는지에 대한 정량적 지표는 문헌에서 찾아보기 힘들다. 이러한 인식에 기초하여 본 연구에서는 정량적 지표에 근거한 항 외곽시설 설계기준 개정안을 마련하였다. 개정안 마련을 위해 먼저 지난 십여 년간 태풍으로 인해 방재 기능이 상실된 우리나라 십여 개 주요 항의 외곽시설 피해사례의 파괴 기제를 자세히 살펴보았다. 이어 이렇게 특정된 파괴기제를 검토한 결과를 토대로 항 외곽시설 보강 규모를 합리적으로 결정할 수 있는 설계 충실도 지수를 개발하였다. 설계 충실도 지수는 항 외곽시설의 주 파괴 양식인 피복층 손실, 제체 침식, 상치 콘크리트 활동, 월파로 인한 배후면 손상, 기부 침식 정도를 평가하고 이를 극좌표에서 등 간격으로 도시한 것으로 이렇게 얻게 되는 오각형의 면적은 현재 운영 중인 항 외곽시설의 강건성 정도를 가늠할 수 있는 정량적 지표로 활용될 수 있을 것으로 판단된다. 전술한 여러 개의 파괴 기제 중 기부 침식은 본 연구에서 검토한 항 대부분에서 상당량 진행되어 표사 이송 한계수심에 준거하여 세굴방지공 설치 여부가 결정되는 현재의 항만 설계기준은 개정되어야 할 것으로 판단된다. 이러한 결과를 토대로 직립식 방파제의 높은 반사율로 구조물 전면에 형성되는 정상 파동계로 거친어진 수면 변위가 초래하는 표시이송을 고려하여 최대세굴 깊이를 최대파고로 취하는 세굴방지공이 거치될 필요가 있는 것으로 판단된다. 이러한 문제 외에도 파고가 증가하면 주기도 단순 비례하여 증가하는 것으로 인식하는 우리나라 해안공학계의 관행도 부실한 세굴방지공이 결과된 것에 기여한 것으로 보인다. 이러한 추론의 근거는 파고가 같다면 주기가 증가하는 경우 최대세굴 깊이는 얕아진다는 사실에서 찾을 수 있다. 따라서 파고와 주기는 단순 비례하는 사상으로 간주하는 우리나라 해안공학계의 관행으로 최대세굴 깊이가 과소하게 평가하는 결과를 초래하며, 이러한 경향은 본 연구에서 조사한 열 개의 우리나라의 중요 무역⋅연안항 항 외곽시설의 대부분이 기부 침식으로 인한 방제 기능을 부분적으로 상실하였다는 사실에서도 확인할 수 있다.
설계빈도 조정 시 개정으로 얼마나 항외곽시설이 강건해지고 취약해지는지를 판단할 수 있는 정량적 지표는 최근에 제시된 hybrid 설계법 (Cho, 2021e)에서 찾을 수 있을 것으로 판단된다. 전술한 hybrid 설계법은 사용이 쉬운 결정론적 설계의 골격은 유지하되 주관적 판단이 강제될 개연성이 높다는 결정론적 설계의 한계는 신뢰성 기반 설계의 주결과물인 공칭지름별 파괴확률변화율을 활용하여 치유할 수 있다. 본 연구에서는 공칭지름별 파괴확률은 Level III 신뢰성 기반 설계법과 Van der Meer 식에 준거하여 산출하였으며, 이 과정에서 우리나라 해양환경에 내재한 변동성을 기술하기 위해 Gumbel 파고 분포와 Tri-modal Gaussian 파형경사 분포를 활용하였다.
이해를 돕기 위해 전술한 hybrid 설계법의 진행 과정을 정리하면 다음과 같다:
I. 먼저 희망하는 설계빈도를 결정한다.
II. 이어 결정한 설계빈도에 해당하는 파랑으로 피복석 규모 혹은 피복석 공칭지름을 Van der Meer 식에 준거하여 결정론적 설계법으로 가늠한다.
III. 산출된 공칭지름이 공칭지름별 파괴확률변화율 도표에서 gradually varying zone 안에 위치하면 전술한 설계빈도와 피복석은 항 외곽시설 설계과정에 활용될 수 있다.
IV. 산출된 공칭지름이 rapidly varying zone 안에 위치하면 설계빈도를 적정히 조절하여 I~III 과정을 반복하여 수행한다.
수치 모의는 본 연구에서 수행한 결정론적 설계에서 피복석 규모가 상당한 크기로 상향 조정될 필요가 있는 것으로 나타난 용기포항과 부산 북항을 대상으로 수행하였다. 용기포항의 경우 설계 파랑의 빈도를 백 년으로 상향 조정하는 경우 파괴확률은 Gradually Varying Zone 언저리에 위치하는 것으로 확인되었다. 이는 항 외곽시설을 100년 빈도의 파랑 사상에 대해 설계하는 경우 기후변화로 거칠어진 해양환경에서도 충분한 내구성을 담보할 수 있다는 것을 함의한다. 이에 비해 부산 북항의 경우 설계 파랑의 빈도를 백 년으로 상향 조정하는 경우 파괴확률이 Gradually Varying Zone의 임계치를 훨씬 상회하였다. 이는 피복석 크기를 Gradually Varying Zone 임계치 이상으로 조정하더라도 얻을 수 있는 항 외곽시설의 강건도 증가는 제한적이라는 것을 상기하면 과다설계로 보인다. 이상의 논의를 종합하면 공칭직경에 따른 파괴확률 변화율은 설계빈도 조정으로 항 외곽시설이 얼마나 강건해지고 취약해지는지를 판단할 수 있는 정량적 지표로 기능할 수 있을 것으로 판단된다.

Fig. 1
Sea-level rise in the sea surrounding South Korea
kscdp-2022-9-1-75f1.jpg
Fig. 2
Classification of typhoons by their passing track near South Kora
kscdp-2022-9-1-75f2.jpg
Fig. 3
Re-classification of typhoons by their passing route near South Kora into seven types
kscdp-2022-9-1-75f3.jpg
Fig. 4
Schematic sketch of the variation of preferred breakwater structural type according to the depth
kscdp-2022-9-1-75f4.jpg
Fig. 5
Schematic sketch of the primary failure modes of breakwaters of varying characteristics
kscdp-2022-9-1-75f5.jpg
Fig. 6
Schematic sketch of in situ erosion data collected at Gamcheon port
kscdp-2022-9-1-75f6.jpg
Fig. 7
Diagnosis of the robustness of major ports in south Korea by grades in five failure mode [Design fidelity index]
kscdp-2022-9-1-75f7.jpg
Fig. 8
Comparison of design fidelity index of major ports in Korea
kscdp-2022-9-1-75f8.jpg
Fig. 9
Schematic sketch of scouring-prevention works by stacking multi-layers of rock
kscdp-2022-9-1-75f9.jpg
Fig. 10
Definition sketch of rubble mound breakwater armored by two layers of tetrapod [TTP]
kscdp-2022-9-1-75f10.jpg
Fig. 11
Joint distribution of HMAX and its associated period TPeak
kscdp-2022-9-1-75f11.jpg
Fig. 12
Probability density function of HMAX
kscdp-2022-9-1-75f12.jpg
Fig. 13
Wave slope distribution of extreme waves
kscdp-2022-9-1-75f13.jpg
Fig. 14
Failure probability of armor block in semi-log scale
kscdp-2022-9-1-75f14.jpg
Fig. 15
Armor block’s failure probability gradient for varying D50
kscdp-2022-9-1-75f15.jpg
Fig. 16
Joint distribution of HMAX and its associated period TPeak
kscdp-2022-9-1-75f16.jpg
Fig. 17
Probability density function of HMAX
kscdp-2022-9-1-75f17.jpg
Fig. 18
Wave slope distribution of extreme waves
kscdp-2022-9-1-75f18.jpg
Fig. 19
Armor block’s failure probability gradient for varying D50
kscdp-2022-9-1-75f19.jpg
Fig. 20
The effect of sea wave conditions on the armor block’s failure probability
kscdp-2022-9-1-75f20.jpg
Table 1
List of occuring rate of typhoon along each of seven different route
Classification of typhoons by their passing route near South Kora [see Fig. 3]
Type 1 Type 2 Type 3 Type 4 Type 5 Type 6 Type 7
Occurring rate 12 times 20 times 9 times 14 times 17 times 4 times 14 times
11% 19% 9% 13% 16% 4% 13%
Table 2
List of harbors considered in this study and their breakwaters structural type
Year Typhoon Moving Track Harbor Estimated damage [million ₩] Structural Type
2010 NO.9 Kompasu Type 1 Hongdo (West) 1,472 Rubble Mound
2011 NO.9 Muifa Type 3 Yongkeepo (West) 875 Hybrid Caisson
2012 NO.14 Tenbin Type 2 Sungsanpo (Jeju) 509 Rubble Mound
2012 NO.15 Bolaven Type 3 Seoguipo (Jeju) 57,250 Rubble Mound
2012 NO.15 Bolaven Type 3 Hwahungpo (South) 7,063 Rubble Mound
2016 NO.18 Chaba Type 4 Gamchun (South) 91,910 Hybrid Caisson
2016 NO.18 Chaba Type 4 Dadaepo (South) 30,134 Rubble Mound
2018 NO.25 Kongrey Type 4 Pusan North (South) 9,635 Hybrid Caisson
2020 NO.9 Maysak Type 7 Hupo (East) 9,759 Rubble Mound
2020 NO.9 Maysak Type 7 Sadong (East) 20,002 Rubble Mound
Table 3
List of damages done by the typhoon to outer port facilities
Harbor Scope of damage Driving force of a failure
Hongdo Main structure: damaged armoring block (TTP) and its loss High waves exceeding a design wave condition
Yongkeepo Main structure: damaged armoring block (TTP) and its loss
Foundation: lost armoring block and rocks
High waves exceeding a design wave condition
Sungsanpo Top structure: damaged cap concrete and pavement
Foundation: loss of armoring block and rocks constituting the foundation
Armoring layer: damaged TTP, damaged electric facilities and safety fence
High waves exceeding a design wave condition (Typhoon occurring during high waters)
Seoguipo Top structure: damaged cap concrete
Main structure: damaged TTP and its loss, loss of rocks constituting main body
High waves exceeding a design wave condition
Hwahungpo Top structure: damaged cap concrete
Foundation: disturbed armoring rocks
Main structure: loss of rocks constituting the main body
High waves exceeding a design wave condition
Gamchun West-breaker: damaged parapet, loss of rocks comprising a foundation
East-breaker: loss of foundation rocks, loss of armoring blocks
South-breaker: loss of foundation rocks, loss of armoring blocks
Jetty: loss of armoring blocks, damaged caisson for water quality control
High waves exceeding a design wave condition (Typhoon attacking during high waters)
Dadaepo East-breaker: sliding and overturning of cap concrete, damaged armor blocks
West-breaker: damaged armor block and its loss, damaged safety fence
High waves exceeding a design wave condition (under-designed armoring block, enhanced impulsive wave force)
Pusan North Main structure: subsidence, overturning, sliding, separation, lost filling rocks
Foundation: disturbed foundation rocks, damaged armoring block and its loss
High waves exceeding a design wave condition (wave force acting on the vulnerable spot of structure)
Hupo Top structure: cracked cap concrete, damaged and separated cap concrtete
Main structure: caisson sliding due to lack of filling rocks during construction
Foundation: damaged armoring block and rock, cell block and its separation
Exposed to high waves during a construction phase (caisson sliding, enhanced impulsive wave force)
Sadong South-breaker: cracked cap-concrete, separated caisson, foundation scouring
East-breaker: damaged and subsided cap concrete, separated block and its loss, damaged armoring block and its loss
High waves: under-estimated design wave condition
Table 4
Classification of whether or not scouring prevention works is needed based on the present state of art
Scouring Prevention Works [SPW] Remarks
State of art Type of wave breaking hcS*[m] hcL**[m] depth [m]
Hongdo Rubble Mound deployed Non-Breaking 25.9 16.03 17.5 Required
Yongkeepo Rubble Mound non-deployed Non-Breaking 13.7 8.01 18.3 Unnecessary
Sungsanpo Rubble Mound deployed Non-Breaking 23.2 13.78 16.7 Required
Seoguipo Rubble Mound non-deployed Breaking 32.2 19.75 17.2 Required
Hwahungpo Rubble Mound non-deployed Non-Breaking 12.6 7.23 18.2 Unnecessary
Gamchun Hybrid Caisson deployed Breaking 26.5 15.95 15.6 Required
Dadaepo Rubble Mound deployed Non-Breaking 14.1 8.11 15.6 Unnecessary
Pusan North Hybrid Caisson deployed Breaking 25.9 15.59 15.5 Required
Hupo Rubble Mound non-deployed Non-Breaking 15.4 9.18 14.4 Required
Sadong Rubble Mound non-deployed Breaking 21.2 13.00 14.5 Required

* hcL denotes the limit depth of sediments movement from surface layer

** hcL denotes the limit depth of movement from entire sediments layer

Table 5
List of re-estimated armoring rock’s weight based on wave conditions of 100 year return period
Armoring rock’s weight(present) re-estimated Armoring rock’s weight
H[m] (T[s]) Weight Type H[[m] (T[s]) Weight Type
Hongdo Breakwater 5.62 (10.54) 183.2kN T.T.P
64 T
9.10 (13.50) 468.8kN T.T.P
64 T
Yongkeepo East-Breaker 3.40 (9.00) 38.8kN T.T.P
5 T
4.20 (12.10) 90.20kN T.T.P
10 T
Sungsanpo East-Breaker 10.05 (15.71) 981.0kN DOLOS II
100 T
8.10 (16.50) 637.7kN DOLOS II
100 T
Seoguipo Outer-port breaker 11.00 (15.00) 493.4kN DOLOS II
100 T
11.90 (17.50) 981.0kN DOLOS II
100 T
Hwahungpo Jungdo breaker 4.30 (13.00) 78.5kN T.T.P
20 T
4.00 (16.50) 63.2kN T.T.P
20 T
Gamchun South breaker 12.10 (15.87) 264.9kN TRI-BEAM
30 T
9.90 (17.50) 117.7kN TRI-BEAM
30 T
Dadaepo East-Breaker 5.82 (14.49) 195.2kN T.T.P
25 T
4.90 (17.50) 245.3kN T.T.P
25 T
Pusan North Jodo Breaker 10.40 (16.43) 981.0kN SEALOCK8
100 T
9.70 (17.50) 563.1kN SEALOCK8
100 T
Hupo East-Breaker 4.61 (11.96) 122.6kN T.T.P
12.5 T
5.36 (11.80) 196.2kN T.T.P
20.0 T
Sadong East-Breaker 10.30 (13.84) 137.4kN TRI-BEAM
30 T
7.88 (13.05) 49.1kN TRI-BEAM
30 T
Table 6
List of probability coefficients of tri-modal gaussian wave slope distribution
P1 P2 μ1 μ2 μ3 σ1 σ2 σ3
0.255 0.425 0.030 0.037 0.039 0.003 0.001 0.005
Table 7
List of probability coefficients of Gumbel wave height distribution
β μ
0.635 4.076

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