Research Article

Journal of the Korean Geosynthetics Society. December 2019. 181-191
https://doi.org/10.12814/jkgss.2019.18.4.181


ABSTRACT


MAIN

  • 1. 서 론

  • 2. 원심모형실험

  •   2.1 원심모형실험개요

  •   2.2 원심모형실험의 장비

  •   2.3 원심모형실험 과정

  • 3. 실험 결과 및 분석

  •   3.1 수위승강 실험

  •   3.2 월류 실험

  • 4. 결 론

1. 서 론

최근 기후 변화의 영향으로 과거보다 강우가 집중되어 자연재해가 증가하고 있기 때문에 재해예방에 대한 대책이 필요한 실정이고 이러한 자연환경의 변화는 비교적 침투에 취약한 저수지의 구조적 안정에 영향을 미치게 된다.

필댐의 붕괴는 월류(35.9%)와 파이핑(30.5%)이 주된 원인으로 분석되고 있고, 월류는 집중호우 등의 기상조건에 의해 발생되는 반면, 파이핑은 시간경과에 따라 제체의 내구성이 저하하는 현상으로 발생하기 때문에 국내의 저수지 제체 노후화 대책 수립 시 월류와 파이핑에 관한 문제를 중요하게 고려하여야 한다. 국내 저수지의 형식은 99%가 필댐으로 구성되어 있고, 축조된 지 50년이 경과된 저수지가 82%에 이르고 있기 때문에 월류 및 파이핑으로 인한 재해위험도가 더욱 가중되고 있다.

이러한 문제들을 해결하기 위하여 국내・외에서 저수지의 축조재료 또는 설계 방법이 파이핑에 미치는 영향 등 필댐 붕괴 연구가 다양하게 진행되고 있다. Cristofano (1965)는 흙댐의 붕괴부 발달과정에 관한 연구를 최초로 수행하였으며, Coleman et al.(2002)은 제체의 월류 흐름에 대한 제체 붕괴 형상의 발달과정을 연구하였고, Fell et al.(2003)은 제방 댐과 기초지반에서 파이핑과 내부침식의 진행과정에 대한 개략적인 시간을 추정하기 위한 방법을 제시하였다. Dunn et al.(1984)은 2종류의 지반으로 구성된 댐 모형에 대하여 각각 3회씩 총 6회에 걸쳐 월류시험을 실시하고 파괴 형상과 월류 흐름, 월류에 의한 파괴 깊이 관계식을 유도하였다. Toledo et al.(2006)은 월류에 의한 필댐의 붕괴에 이르는 과정 중 초기상태에 초점을 맞춰 홍수량과 세굴 깊이, 세굴 범위, 사면 길이 등과의 관계에서 파괴경로(failure path), 붕괴진전도(degree of breach advance) 등에 대하여 고찰하였다.

국내의 경우, 국내・외 저수지의 파괴 및 손상요인을 종합하여 분석한 연구(Shin et al., 2013)와 저수지 설계 및 저수량에 관한 연구 등(Chung et al., 1998; Ahn et al., 2007)이 있다, Im et al.(2005)이 저수위 상승 및 하강과 수위 변화 속도에 따른 댐체의 거동에 대하여 원심모형실험을 통해 구명한 바 있으며, Choo et al.(2012)이 댐체 취약부 발생을 파악할 수 있는 모니터링 시스템 개발을 위해 간극수압, 온도, 전기저항 등 3가지 물리량에 대한 적용 가능성에 대하여 고찰한 바 있다.

또한, Yang et al.(2017)은 파이핑에 의해 붕괴된 제체모델을 구성하고, 제체 통관 구조물의 일부가 파손된 균일형 단면과 중심코어형 단면으로 나누어 2차원 수치해석을 수행하여 그 결과를 고찰하였다. Lee et al.(2014)이 수위의 상승속도에 따른 저수지 제체의 거동특성에 관한 연구를 수행하였으나 현재까지 실제 저수지 운영조건을 반영하여 저수지 제체에 대해 속도변화를 고려한 수위의 상승 및 하강을 반복하면서 지속적으로 모사한 연구는 미진한 편이다.

한편, 현업에서는 노후화된 저수지의 복통 손상 시 일반적으로 사용 중인 반전공법의 문제점인 제체 상류부에서의 보강공법 적용 후 시간 경과 시 수압에 따른 균열부에서의 보강재 탈락 문제를 극복할 수 있는 방안 마련이 시급히 요청되고 있다. 또한, 소규모 저수지의 경우 월류 붕괴가 많이 발생하는 문제를 해결하기 위해 제체의 일부분에 월류 유도 수로를 설치하고 월류가 시작되면 미리 설정된 수로를 따라 유출되도록 하는 방안의 연구가 필요한 실정이다.

월류 및 복통손상에 의한 파이핑에 대한 위험성을 객관적으로 평가하기 위해서는 원심모형실험을 이용하여 월류 및 복통손상에 의한 내부침식과 그 보호공법에 대한 침투특성을 비교・분석하여 정교한 안정성 평가가 이루어져야 할 것으로 판단된다.

따라서 본 연구에서는 저수지의 주요 붕괴 원인인 월류 및 복통 손상에 의한 내부침식을 예방하기 위한 제체보호공법 개발을 목적으로 원심모형실험을 실시하고 공법적용에 따른 효과를 비교・분석 한 후 현장 실용화 방안을 마련하고자 한다. 본 연구를 통해 저수지 월류 유도 수로 및 복통 보강공법 적용에 필요한 기초자료를 제공할 수 있을 것으로 판단된다.

2. 원심모형실험

2.1 원심모형실험개요

원심모형실험은 축소된 모형을 고속으로 회전시켜 실제중력보다 매우 큰 가속도를 인위적으로 적용함으로써 현장의 실 응력상태를 구현할 수 있고, 설계와 시공 사이에 발생할 수 있는 지반거동의 차이를 극복함과 동시에 여러가지 변수를 고려하여 신뢰성 있는 현장의 응력상태를 재현할 수 있는 장점이 있다(Fig. 1). 특히 수치해석이나 실제 구조물의 거동에서는 구현이 불가능한 극한상태의 파괴 특성까지도 눈으로 직접 확인할 수 있으므로, 지반 구조물의 복잡한 거동 메커니즘을 직접적으로 구명하기에 적합한 수단이다. 또한 진동대를 이용하여 원심모형실험을 수행할 경우 원심모형실험 중에 사용자가 원하는 크기와 형태의 지진을 자유로이 모사할 수 있으므로, 이는 불확실성이 많은 동적거동 특성을 합리적으로 파악할 수 있다(Park et al. 2016).

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kgss/2019-018-04/N0150180416/images/kgss_18_04_16_F1.jpg
Fig. 1.

Principle of modeling in centrifuge model test

2.2 원심모형실험의 장비

KOCED 지오센트리퓨지 실험센터의 원심모형실험기는 프랑스 ACTIDYN SYSTEMES SA의 ACTIDYN C72-2 모델이며 최대 용량 240g-tons, Beam 형태 반경 5m의 회전팔을 갖추고 있고 최대 2,400kg의 지반 모형물을 적재한 상태에서는 100g의 원심가속도를 구현할 수 있으며, 1,300kg 적재하중에서는 최대 130g의 원심가속도를 구동할 수 있다(Fig. 2).

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kgss/2019-018-04/N0150180416/images/kgss_18_04_16_F2.jpg
Fig. 2.

Centrifuge model test apparatus

또한, 지반모형의 실험 시 물과 유압, 공기압 등을 제공하기 위한 fluid rotary joint와 장비 내부의 컴퓨터에 처리・저장된 정보를 1Gbps급의 통신으로 전송하기 위한 fiber optic rotary joint(FORJ) 등이 설치되어 있다. 실험에서 계측된 신호를 획득하기 위한 신호계측시스템(Data Acquisition System)은 회전팔의 중앙 상부에 장착되어 있으며, National Instruments(NI)의 PXI시스템으로 구성되어 있다. 기본적으로 가속도계, LVDT, 스트레인게이지와 같은 계측기 유형별로 동시에 총 196개 채널을 계측 가능하도록 구성되어 있으며, 사용자 필요에 의해 변경 및 확장이 용이하다. 현재 구성된 모듈에 따라 동적 실험의 경우 최대 500kS/s의 신호 획득을 할 수 있다(Kim et al., 2013; Yoon, 2014).

2.3 원심모형실험 과정

2.3.1 저수지 단면 및 계측위치 결정

본 연구에서는 상승 및 하강속도의 영향을 검토하기 위하여 두 Case의 실험을 수행하였으며, 각 Case의 제체로는 상류부 1 : 2.5, 하류부 1 : 2.0의 경사를 갖는 제방고 11.2m의 저수지 단면을 선정하였다(Fig. 3).

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kgss/2019-018-04/N0150180416/images/kgss_18_04_16_F3.jpg
Fig. 3.

Cross section of reservoir

여기서, 각 Case의 제체에는 파손된 복통과 반전공법을 이용한 복통이 설치되어 있으며, 월류시험에서는 비닐을 제체의 내측 만수위 지점부터 하류사면 선단까지 설치하였다. 저수지는 사력존(Shell)과 코어존(Core)으로 구분하여 축조하였으며, 각 재료별 물리・역학적 특성값은 Table 1에 나타내었다. 사력존 재료는 모래를 사용하였으며, 코어존 재료는 투수성이 낮은 점성토를 사용하였다.

Table 1. Material properties of soil used in shell and core

Material γt (g/cm3) E (kPa) ν Wn (%) c (kPa) φ (deg) k (cm/sec) USCS
Shell 1.78 15,000 0.35 16.4 0 35.0 1.35E-3 SW
Core 1.70 30,000 0.30 20.0 10 27.4 2.96E-7 SC
Conduit A B C
Case1 Deteriorated Reinforcement panel Reinforcement panel + Inversion
lining system
Case2 Reinforcement panel + Inversion
lining system
Reinforcement panel + Inversion
lining system
Reinforcement panel + Inversion
lining system

본 연구에서는 원심모형실험기를 이용하여 공주시 OO저수지의 축소 모형에 대하여 수위상승 및 하강속도에 따른 저수지 제체 내 간극수압의 변화 및 침하 거동을 파악하고, 월류 시 제체의 붕괴 거동특성을 고찰하고자 하였으며, 각 계측기별 설치위치는 Fig. 3에 나타내었다.

Fig. 3에서 700kPa용량의 간극수압계를 상류측에서 하류측으로 각 복통(A: 파손, B: 보강부재(ECS패널 등) 보수, C: 보강부재(ECS패널 등) 보수 + 반전공법)을 설치한 하부에 4개씩 총 12개를 매설하였고. P3, P7과 P11은 코어부에 매설하였다. 수직변위의 측정을 위해서 ±25.4mm까지 측정이 가능한 LVDT를 사용하였으며, 코어 및 1/2하류 사면측에 각 두 개씩 총 4개를 설치하였다.

제체 모형은 직사각형 토조박스의 크기, 저수지 단면 등을 고려하여 50g의 원심가속도, 1/50 축척으로 선정하였고, 코어존은 10%의 벤토나이트와 90%의 점토를 혼합하여 높은 차수성을 갖도록 제작하였다. 모형 체체의 제작을 위해 먼저 사력재료를 24시간 동안 건조시키고, 제체 내의 간극수압 측정을 위한 간극수압계는 24시간 이상 포화시켰다.

모델제작 편리를 위해 토조박스의 투명유리벽에 저수지 모형을 실테이프로 표시하고, 토조 벽면에 Silicone grease를 도포하여 제체와 토조 벽면 경계부 사이의 누수와 유수의 차단 등 지수성을 높였다. 모형제체 축조 시에는 목형을 제작・활용하였으며(Fig. 4), 사력 및 코어재료의 양은 각 층별 CAD 도면상의 면적을 활용하여 산정하였다.

본 연구에 사용한 복통은 실제 저수지의 복통사이즈에서 50배를 축소하여 스틸재질로 된 파이프를 Case A(파손), Case B(보강부재로 보수), Case C(보강부재 보수 + 반전공법)등으로 구분하여 제작하였다(Fig. 5).

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kgss/2019-018-04/N0150180416/images/kgss_18_04_16_F4.jpg
Fig. 4.

Wooden formwork

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kgss/2019-018-04/N0150180416/images/kgss_18_04_16_F5.jpg
Fig. 5.

Conduits used in experiment

이후 코어는 7층으로, 상・하류 제체는 8층으로 각각 분할하여 저수지 모형을 다짐 축조하였다. 여기서 중심 코어용 거푸집을 이용하여 코어를 1층 축조하고 사력 재료용 거푸집을 이용하여 상・하류측 제체를 축조하였으며, 각 층별로 반복하는 과정으로 제체의 축조를 완료하였다(Fig. 6∼Fig. 7).

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kgss/2019-018-04/N0150180416/images/kgss_18_04_16_F6.jpg
Fig. 6.

Construction of core portion

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kgss/2019-018-04/N0150180416/images/kgss_18_04_16_F7.jpg
Fig. 7.

Construction of shell portion

함수비 및 다짐도를 동일하게 하기 위하여 각 층별로 요구되는 흙 및 물의 양을 계산하여 혼합 후 다짐을 실시하였다. 거푸집을 모두 제거하고 모형 제체 형상을 만들기 위하여 여분의 흙을 제거하고 마지막으로 제체의 변위를 측정하기 위하여 레이져 LVDT를 제정 정상부와 하류측 사면에 설치하고 모형제체의 축조를 완료하였다.

실제의 제체는 시공 후 오랜 시간이 경과되어 상류측 제체부가 포화되어 있는 것을 고려하여 50g의 원심재하에 의한 안정화 작업을 수행하였으며, 상류측 제체 저면에 설치된 간극수압계로 제체의 상태를 확인하였다.

2.3.2 실험 절차

원심모형실험은 ① 원심모형실험을 위한 제방 및 기초지반 모델링, ② 50g에서 압밀 및 안정화, ③ 제체용 측벽 거푸집 제거 후 사면 조성, ④ 극한상태(저수지 월류)에서 무보강 및 제정 일부 보강에 따른 저수지의 거동 특성 고찰 등과 같이 총 4단계로 수행하였다.

제체용 측벽 거푸집을 제거 하지 않은 상태에서 30분간 50g 조건에서 가속시켜 제체의 침하를 유도 안정화 시킨 다음 제체용 측벽 거푸집을 제거한 후 사면을 조성하였다. 수위상승 및 하강 모사는 원심 가속 중에 솔레노이드 밸브를 제어하여 상류측에 홍수위 까지 물을 공급한 후 스페이서(spacer)의 상승 및 하강속도를 2 Case(0.10mm/sec, 0.63mm/sec)로 제어하였다. 월류 시험은 수위상승 및 하강 모사와 동일하게 원심 가속 중 솔레노이드 밸브를 제어하여 상류측에 홍수위까지 물을 공급한 후 스페이서를 이용하여 수위 상승속도를 2 Case(0.10mm/sec, 0.63mm/sec)로 월류 모사 하였다. 본 연구의 원심모형 실험 조건은 Table 2와 같다.

Table 2. Test Conditions of Centrifuge Model Test

Case Acceleration Speed of water level control Remarks
Prototype, cm/h Model, mm/s
1 50g 0.72 0.10 ① Water level control test
② Overflow test
2 4.54 0.63

3. 실험 결과 및 분석

3.1 수위승강 실험

3.1.1 복통의 파손 및 보강 조건에 따른 간극수압

본 실험에서는 수위승강을 수행하였는데 Case 1은 실규모(Prototype, 0.72cm/hr)를 고려한 0.10mm/sec 속도로, Case 2는 실규모(Prototype, 4.54cm/hr)에 대응하는 0.63 mm/sec 속도로 수위상승 및 하강을 3번 반복 시행하였다.

Fig. 8은 모형 토조의 복통 저부에서 측정된 Case 1의 간극수압(P1∼P12) 시간이력 및 침윤선의 변화양상을 나타낸다. 복통A(파손) 저부의 간극수압(P1∼P4) 및 시간에 따른 침윤선 변화추이를 살펴보면, 상류사면측의 간극수압(P1, P2)은 저수위의 상승 및 하강에 따라서 연동하는 특성을 보이고 있으나, 차수역할을 담당하는 코어부(P3)의 간극수압은 상류사면측의 간극수압과 달리 점차적으로 상승하는 현상을 보이고 있다. 이는 상류사면측에 위치한 복통의 손상부에서 유입된 침투수가 코어에 위치한 복통의 손상부를 통해 댐체로 재침투되면서 수압 즉 침윤선이 점차적으로 상승하도록 하고 있기 때문으로 판단된다. 또한 이 코어부의 간극수압은 상류사면측의 간극수압 즉 저수위와 연동하고 있는데 이는 손상부를 통한 재침투수량이 저수위에 영향을 받기 때문에 나타나는 현상으로 판단된다.

이러한 현상은 복통의 파손부위를 방치할 경우에는 댐체의 침윤선을 상승키는 결과를 나타내게 되어 댐체의 안전성에 악영향을 미칠 수 있다는 것을 의미한다고 할 수 있다.

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kgss/2019-018-04/N0150180416/images/kgss_18_04_16_F8.jpg
Fig. 8.

Variation of pore water at the base of conduit A and trend of seepage line (0.10mm/sec)

Fig. 9는 복통B(보강부재(ECS패널 등) 보수) 저부의 간극수압(P5∼P8) 및 시간에 따른 침윤선 변화추이를 나타낸다.

상류사면측의 간극수압(P5, P6)은 저수위와 연동하여 변화하고 있으나 코어부(P7)의 간극수압은 보수효과로 인하여 큰 변화가 없었으며, 하류사면측의 간극수압(P8) 역시 큰 변화가 없는 것으로 나타났다. 복통 파손부위를 보강부재(ECS패널 등)로 보수할 경우 복통의 균열 부위를 통해 유출되는 침투수를 적절하게 제어할 수 있을 것으로 사료된다.

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kgss/2019-018-04/N0150180416/images/kgss_18_04_16_F9.jpg
Fig. 9.

Variation of pore water at the base of conduit B and trend of seepage lines (0.10mm/sec)

복통C(보강부재로 보수 + 반전공법) 저부의 간극수압(P9∼P12) 및 시간에 따른 침윤선 변화 추이는 Fig. 10과 같다.

상류사면측의 간극수압(P9, P10)은 저수위와 연동하여 간극수압이 변화하고 있으나 코어부(P11)의 간극수압은 보수 및 보강 효과로 인하여 큰 변화가 없었으며, 하류사면측의 간극수압(P12) 역시 큰 변화가 없는 것으로 나타났다. 이러한 결과는 복통 파손 부위를 보강부재(ECS패널 등)로 보수 후 반전공법을 적용할 경우, 보수공법을 적용한 경우와 마찬가지로 확실한 보강 효과를 담보할 수 있을 것으로 사료된다.

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kgss/2019-018-04/N0150180416/images/kgss_18_04_16_F10.jpg
Fig. 10.

Variation of pore water at the base of conduit C and trend of seepage lines (0.10mm/sec)

Fig. 11은 Case 2(수위승강속도 0.63mm/sec 조건)의 복통(Case A∼C) 저부에서 측정된 간극수압(P1∼P12)의 시간이력과 시간에 따른 침윤선 변화추이를 나타낸다. 파손부가 존재하는 복통 Case A 저부의 간극수압(P1∼P4) 및 시간에 따른 침윤선 변화추이를 Fig. 16에서 살펴보면, 상류사면측의 간극수압(P1, P2)은 저수위와 연동하고 있지만 저수위의 승강 및 하강 속도가 상대적으로 빠르기 때문에 상류사면의 중앙부에 위한 간극수압(P2)이 지연되어 발현하고 있는 것을 확인할 수 있다.

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kgss/2019-018-04/N0150180416/images/kgss_18_04_16_F11.jpg
Fig. 11.

Variation of pore water at the base of conduit A and trend of seepage lines (0.63mm/sec)

코어부(P3)의 간극수압 역시 시간경과에 따른 침윤선 상승은 미미하지만 간극수압 자체가 승강속도가 낮은 Case 1의 최종 간극수압과 거의 일치하고 있는데 이는 Case 1의 모형실험 후 본 시험이 진행되었기 때문으로 판단된다. 이 모형실험이 별도로 진행되었다면 Case 1과 동일하게 간극수압이 상승되었을 것으로 사료된다. 그럼에도 불구하고 저수위와 연동하는 경향을 Case 1의 경우보다 뚜렷이 나타내고 있음을 볼 수 있다. 하류사면측의 간극수압(P4)은 큰 변화가 없는 것으로 나타났다. 저수위의 승강속도가 빠르면 복통의 파손부위를 통해 침투한 간극수압이 반복적으로 변화하여 복통 손상부 주변에 형성되는 지반구조 즉 재침투수에 의하여 형성된 복통 손상부 주변의 필터구조를 파괴할 수 있기 때문에 토사유출이 증가하여 댐체의 안전성에 보다 큰 악영향을 미칠 수 있다.

파손 부위를 보강부재(ECS패널 등)로 보수한 복통 Case B 저부의 간극수압(P5~P8) 및 시간에 따른 침윤선 변화추이를 Fig. 12에 나타내었다.

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kgss/2019-018-04/N0150180416/images/kgss_18_04_16_F12.jpg
Fig. 12.

Variation of pore water at the base of conduit B and trend of seepage lines (0.63mm/sec)

상류사면측의 간극수압(P5, P6)은 저수위와 연동하여 간극수압이 변화하고 있으나 코어부(P7)의 간극수압은 보수효과로 인하여 큰 변화가 없었으며, 하류사면측의 간극수압(P8) 역시 큰 변화가 없는 것으로 나타났다. 복통 파손부위를 보강부재로 보수할 경우 그 효과를 나타내는 것으로 볼 수 있다.

Fig. 13은 보강부재(ECS패널 등)로 보수 + 반전공법을 적용한 복통 Case C 저부의 간극수압(P9∼P12) 및 시간에 따른 침윤선 변화추이를 나타낸다.

상류사면측의 간극수압(P9, P10)은 저수위와 연동하나 다소의 지연 현상이 나타나며 코어부(P11) 및 하류사면측의 간극수압은 보수 및 보강 효과로 인하여 큰 변화가 없는 것으로 나타났다.

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kgss/2019-018-04/N0150180416/images/kgss_18_04_16_F13.jpg
Fig. 13.

Variation of pore water at the base of conduit C and trend of seepage lines (0.63mm/sec)

3.1.2 저수위 변화속도에 따른 간극수압

Fig. 14는 Case 1(0.10mm/sec)의 수위승강 시 저수지 모형의 저부에 측정된 각 간극수압계(P1∼P12)의 시간이력을 나타낸 것으로, 상류측 간극수압은 저수위의 상승 및 하강에 따라 수압이 증감 경향이 뚜렷하고, P3을 제외하고 코어 및 하류측 간극수압은 변화가 미미함을 볼 수 있다.

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kgss/2019-018-04/N0150180416/images/kgss_18_04_16_F14.jpg
Fig. 14.

Variation of pore water pressure measured in each pore pressure gauge in Case 1 (0.10mm/sec)

상류측의 간극수압이 코어와 하류측에 비해 크게 나타났는데 투수성이 높은 사질토의 간극수압이 투수성이 낮은 코어의 간극수압보다 수위변화에 더 민감하게 반응한다는 것을 알 수 있다.

Fig. 15는 Case 1에서 수위상승 및 하강 속도가 0.63mm/sec 일 때 저수지 모형의 저부에 측정된 각 간극수압계(P1∼P12)의 시간이력을 나타내었다.

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kgss/2019-018-04/N0150180416/images/kgss_18_04_16_F15.jpg
Fig. 15.

Variation of pore water pressure measured in each pore pressure gauge in Case 1 (0.63mm/sec)

모든 경우에서 저수위가 상승에 따라 간극수압이 증가하고 수위가 일정하게 유지되면 간극수압도 일정하게 유지되며 저수위가 하강하면 간극수압도 감소하는 것으로 나타났다. 실험 전후 간극수압의 수위차가 나타났으며, 코어와 하류측의 간극수압은 실제보다 크게 나타났다. 이는 실험에서 저수위가 빠른 속도로 급상승 및 급하강 때문에 상류측의 빠른 수압 변화에 의해 파손된 복통에서 물이 하류측으로 유출해서 간극수압이 증가한 것으로 판단된다.

Table 4에서 각 위치의 Peak값은 느린 수위속도(0.10 mm/sec)와 유사한 경향을 보이고 있다.

Table 3. Peak pore water pressure measured in each position (Unit: kPa)

P1 131.3 P2 128.1 P3 50.1 P4 4.3
P5 130.3 P6 131.3 P7 0.1 P8 -1.8
P9 119.6 P10 121.2 P11 2.9 P12 0.4

Table 4. Peak pore water pressure measured in each position (Unit: kPa)

P1 130.3 P2 126.2 P3 68.9 P4 5.1
P5 129.2 P6 130.3 P7 5.5 P8 -1.6
P9 118.9 P10 119.8 P11 11.8 P12 0.8

Fig. 16은 Case 1과 2의 간극수압 값을 복통 A(파손), B(보수), C(보강)에 따라 비교한 그래프로서 느린 속도의 비해 빠른 속도에서 동일한 위치의 간극수압이 전체적으로 크게 나타났다. 이는 수위승강 속도가 간극수압에 영향을 미칠 수 있음을 의미한다.

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kgss/2019-018-04/N0150180416/images/kgss_18_04_16_F16.jpg
Fig. 16.

Comparison of peak water pore pressure values according to conditions of conduit (deteriorated, repaired, reinforced)

3.2 월류 실험

3.2.1 월류 속도에 따른 간극수압

월류시험은 월류조건을 만족하도록 하는 수위 공급 장치가 없기 때문에 스페이서를 이용하여 월류심 2cm를 유지하도록 하는 방법을 적용하였다.

Fig. 17은 월류실험에서 수위상승으로 인해 발생된 간극수압을 나타낸 것이다. 두 Case의 상류측에 설치한 P5, P6의 경우 저수위가 월류수위까지 도달하기 전은 간극수압이 증가하고 Case 1에 비해 Case 2의 증가속도가 더 빠르게 나타났고, 월류시 두 Case의 간극수압이 일정하게 유지되는 경향을 보이고 있다. 반면, P7 및 P8의 경우 월류로 인한 월류수가 하류사면으로 침투하여 간극수압이 상승하는 것을 확인 할 수 있다. 간극수압 상승폭은 Case 1에서 더 크게 나타나는데 이는 상승속도가 상대적으로 빠른 Case 2에서 월류수가 하류사면으로 침투하지 않고 하류사면의 표면을 따라 더 많이 유출되기 때문에 나타나는 현상으로 판단되며 이러한 현상은 상승속도가 빨라 월류수량이 많은 경우에는 하류사면 표면에서의 토사침식이 더 증가되기 때문에 제체붕괴의 속도 역시 빨라질 수 있다는 것을 의미한다.

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kgss/2019-018-04/N0150180416/images/kgss_18_04_16_F17.jpg
Fig. 17.

Variation of pore water pressure values with time at central position during overflow

3.2.2 월류 속도에 따른 침하량

Fig. 18은 월류 속도 0.10mm/sec 일 때 제체 및 하류사면 침하량을 나타낸 것으로 DT-1은 무보강 시 제체 정상부, DT-2는 무보강 시 하류사면 1/2지점, DT-3은 보강 시 제체 정상부, DT-4는 보강 시 하류사면 1/2지점에 설치한 변위계의 계측 기록을 나타낸다.

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kgss/2019-018-04/N0150180416/images/kgss_18_04_16_F18.jpg
Fig. 18.

Variation of settlement with time (0.10mm/sec)

월류가 진행됨에 따라 제체의 유실이 진행되고 약 15초에서 DT-1지점에서의 급격한 제체의 붕괴가 발생됨을 확인하였고, 약 150초 후에는 DT-2지점의 사면에서 급격한 침하가 발생하였음을 볼 수 있었다.

Fig. 19는 월류 속도 0.63mm/sec 일 때 제체 및 하류사면 변형의 계측 기록으로서 DT-1은 무보강 시 제체 정상부, DT-2는 무보강 시 하류사면 1/2지점, DT-3은 보강 시 제체 정상부, DT-4는 보강 시 하류사면 1/2지점에 설치한 변위계의 계측 기록을 나타낸다. 월류가 진행됨에 따라 제체의 유실이 진행되고 약 5초부터 DT-1 및 DT-2에서 지반 침하가 증가하고 있음을 확인할 수 있다.

http://static.apub.kr/journalsite/sites/kgss/2019-018-04/N0150180416/images/kgss_18_04_16_F19.jpg
Fig. 19.

Variation of settlement with time (0.63mm/sec)

Table 5에 나타낸 바와 같이, 0.10mm/sec 일 때 DT-1은 DT-3에 비해 2배 이상, DT-2는 DT-4에 비해 침하량이 약 3배 크게 발생하였다. 0.63mm/sec 일 경우에서는 DT-3 및 DT-4는 1mm 이하의 미세한 변형이 기록되었으나 제체에 문제를 일으킬 정도의 큰 변형이라고는 볼 수 없다.

제체 월류 시 보강을 하지 않았을 경우 제체의 하류사면이 거의 붕괴되나 보강한 경우 침식이 발생하지 않는 것으로 나타나 제체 표면 보강은 저수지 월류 시 제체 보호에 효과가 있는 것으로 판단된다.

Table 5. Peak displacement values measured at each position (Unit: mm)

Rate of overflow
0.10mm/sec 0.63mm/sec
DT-1 >10.0 DT-2 3.3 DT-1 4.0 DT-2 2.2
DT-3 4.5 DT-4 1.2 DT-3 0.9 DT-4 0.7

4. 결 론

본 연구에서는 저수지의 주요 붕괴 원인인 월류 및 내부침식을 예방하기 위한 제체보호공법 개발을 목적으로 원심모형실험을 실시하고 공법적용에 따른 효과를 모니터링을 통해 비교・분석・평가 한 후 현장 실용화 방안을 마련하고자 하였다. 본 연구를 통해 얻어진 결론은 다음과 같다.

(1) 복통에 파손부위가 존재하는 경우에는 상류사면측에 위치한 복통의 손상부에서 유입된 유입수가 코아의 손상부위를 통해 댐체로 유출되면서 코어의 간극수압이 증가하는 현상을 확인할 수 있었으며 복통의 파손부위를 방치할 경우에는 댐체의 안전성에 악영향을 미칠 수 있다. 특히 수위 상승 및 하강 속도가 0.63mm/sec로 빠른 CASE의 경우에는 복통의 파손부위를 통해 침투한 간극수압이 진동효과를 발휘할 수 있기 때문에 댐체의 안전성에 보다 더 큰 악영향을 미칠 수 있다.

(2) 복통에서 파손부위를 보강부재(ECS패널 등)로 보수 + 반전공법을 적용한 경우에는 상류사면측 및 하류사면측의 간극수압은 큰 변화가 발생하지 않아 보수 및 보강 효과를 확인할 수 있었다. 따라서 복통 균열부를 그라우팅과 ECS패널로 보수 후 반전공법을 적용한다면 기존의 소규모 복통 보수 적용 시 제기된 반전공법의 문제점을 극복할 수 있을 것으로 판단된다.

(3) 저수위 승강시험 결과, 빠른 승강속도 시 간극수압이 전체적으로 크게 나타나 저수위 승강속도가 빠를수록 제체의 안정성에 미치는 영향이 큰 것으로 판단된다.

(4) 월류 시험 결과, 제체를 보강하지 않을 경우 제체의 하류사면이 거의 붕괴되나 보강한 경우 침식이 크게 발생하지 않았으며, 제체표면보강은 저수지 월류 시 제체 보호에 탁월한 것으로 나타나 월류 붕괴방지를 위한 유도 수로를 개발하여 현업에 적용한다면 그 효과를 기대할 수 있을 것으로 판단된다.

Acknowledgements

This work was supported by Korea Institute of Planning and Evaluation for Technology in Food, Agriculture, Forestry (IPET) through Advanced Production Technology Development Program, funded by Ministry of Agriculture, Food and Rural Affairs (MAFRA) (116114-03)

References

1

Ahn, S. R., Park, M. J., Park, G. A. and Kim, S. J. (2007), The effect of meteorological factors on the temporal variation of agricultural reservoir storage, Journal of the Korean Society of Agricultural Engineers, Vol.49, No.4, pp.3-12 (In Korean).

10.5389/KSAE.2007.49.4.003
2

Choo, Y.W., Cho, S.E. and Shin, D.H. (2012), Monitoring of fill dams for internal defect via centrifuge model tests, Journal of Korean Society of Civil Engineers, Vol.32, No.2C, pp.37-47.

3

Chung, H. W., Park, T. S. and Choi, J. Y. (1998), Development of the optimal reservoir storage determination model for supplying rural water, Journal of the Korean Society of Agricultural Engineers, Vol.40, No.2, pp.69-80 (In Korean).

4

Coleman, S. E., Andrews, D. P. and Webby, M. G. (2002), "Overtopping breaching of noncohesive homogeneous embankments", Journal of Hydraulic Engineering, Vol.128, Issue 9, pp.829-838.

10.1061/(ASCE)0733-9429(2002)128:9(829)
5

Cristofano, E. A. (1965), Method of Computing Erosion Rate for Failure of Earthfill Dams, U.S. Bureau of Reclamation, Denver, CO.

6

Dunn, R., Simantob, E. and Ko, H. (1984), Centrifuge Modeling of Earth Dam Overtopping, Proc. of 5th Engineering Mechanics Division Specialty Conference, pp. 1320-1323, Laramie, Wyoming.: ASCE.

7

Fell, R., Wan, CF., Cyganiewicz, J. and Foster, M. (2003), Time fordevelopment of internal erosion and piping in embankment dams. Journal of Geotechnical and Geoenvironment Engineering ASCE, Vol.129 Issue 4, pp.307-314.

10.1061/(ASCE)1090-0241(2003)129:4(307)
8

Im, E. S., Seo, M. W., Ha, I. K. and Kim. W. G. (2005), Simulation of Earth-fill Dam Behavior Subjected to Water Level Variation Using Geotechnical Centrifuge. Journal of the Korean Society of Civil Engineers, Vol.25, No.2C, pp.95-102.

9

Kim, D. S., Lee, S. H. and Choo, Y. W. (2013), Self- balanced Earthquake Simulator on Centrifuge and Dynamic Performance Verification. KSCE Journal of Civil Engineering, Vol.17, Issue 4, pp.651-661.

10.1007/s12205-013-1591-3
10

Lee, C. W., Chang, D. S., Park, S. Y. and Kim, Y. S. (2014), Evaluation of behavior characteristics of reservoir levee subjected to increasing water levels, J. Korean Soc. Hazard Mitig., Vol.14, No.1, pp.155-165. (In Korean)

10.9798/KOSHAM.2014.14.1.155
11

Park, S. Y., Chang, S. H., Lim, H. T., Kim, J. M. and Kim, Y. S. (2016). Seismic Behavior of Deterioration Reservoir Embankment Using Dynamic Centrifugal Model Tests. Journal of The Korean Society of Agricultural Engineers, Vol.58, No.3, pp.91-100 (In Korean).

10.5389/KSAE.2016.58.3.091
12

Shin, E. C., Shin, C. G., Ryu, J. M. and Lee, J. K. (2013), Determination of Agricultural Reservoirs Checklist by Analysis of the Weights. Journal of the Korean Geosynthetics Society, Vol.12, No.3, pp.81-86 (In Korean).

10.12814/jkgss.2013.12.3.081
13

Toledo, M. A., M. B. Pisfil, and A. Die Moran, (2006), Initiation phase of rockfill dams breaching by overtopping, Transactions of the International Congress on Large Dams pp.507-518, Barcelone: International Commission on Large Dams.

14

Yang, H. Y. and Kim, Y. M. (2017), Piping Analysis of Reservoir Embankment due to Leakage of Buried Box Culvert. Journal of The Korean Society of Civil Engineers, Vol.37, No.5, pp.787-799.

15

Yoon, Y. S. (2014), Stability evaluation of a tide embankment using centrifugal model tests. Ph.D. dissertation, Kangwon National University. (In Korean)

페이지 상단으로 이동하기