地 盤 工 學 大 韓 土 木 學 會 論 文 集
第29卷 第5C 號·2009年 9月 pp. 191~198
습윤경로 함수특성곡선을 고려한 불포화 편마풍화토 사면의 안정해석
Stability Analysis on Unsaturated Gneiss Weathered Soil Slopes Considering Wetting Path Soil-Water Characteristic Curve
박성완*·신길호**
Park, Seong-Wan·Shin, Gil Ho
···
Abstract
It has been reported in Korea that surface slope failures in weathered soil are mainly caused by downward infiltration due to rainfall. These failures are triggered by the deepening of the wetting band in soils accompanied by a decrease in matric suction induced by the water infiltration. So, a need exists that these trends of wetting path in gneiss weathered soils, which is com- monly found in Korea, are assessed by phenomenological approach. In this paper, numerical analyses of unsaturated soil slope under rainfall conditions are presented based on the wetting path soil-water characteristic curve in the laboratory. As the field SWCC matches well with the wetting path of the laboratory SWCC from the literatures, it seems reasonable to adopt the lab- oratory wetting SWCC as an upper boundary condition in the assessment of unsaturated slope instability.
Keywords :SWCC, wetting path, hysteresis, gneiss weathered soils, unsaturated slopes
···
요 지
국내 풍화사면에서의 표면파괴는 주로 강우에 의한 침투로 인하여 발생한다고 알려져 있다. 이러한 파괴는 표면토사부에 강우로 인한 하향 침투수에 흡수력의 감소와 습윤대의 증가에 의하여 야기된다. 따라서 국내에 흔히 존재하는 편마계열 풍 화사면토를 대상으로 강우로 인한 습윤 경로 및 그 추이를 현상학적인 접근법으로 살펴볼 필요가 있다. 이에 본 논문에서는 풍화토를 대상으로 습윤 함수특성곡선에 대한 실내실험을 수행하고 결과를 활용하여 강우시 불포화 사면안정해석을 실시하 였다. 기존 문헌의 자료에서 현장의 함수특성이 실내시험에서의 습윤경로에서 잘 반영하고 있어 상계 조건으로 실내시험에서 구한 습윤경로 함수특성곡선을 사면해석에 활용하는 것도 합리적임을 알 수 있다.
핵심용어 : 함수특성곡선, 습윤 경로, 이력, 편마풍화토, 불포화 사면
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1. 서 론
불포화토 사면 해석에 있어 강우에 대한 침투 문제는 일 반적인 포화토 해석과는 다른 메커니즘을 나타내고 있다. 실 제 강우의 집중으로 인한 얕은 토사 사면의 파괴는 지하수 위의 상승으로 인한 과잉간극수압의 증가 보다는 사면 표면 에서 강우로 인한 얕은 깊이의 침투나 표면 침식에 의하여 파괴가 발생하고 있다(사공명 등 2005, 2006). 즉, 불포화대 구간의 흡수력 영향이 감소됨에 따라 전단 강도가 감소하며 결국 파괴에 이르는 것으로 알려져 있다(조성은 2000, 김재 홍 등 2002, 이승래 등 2006, 정상섬 등 2009, Take et
al. 2004). 한편 국내에서 강우시 현장에서 관측된 풍화사면
의 불포화 흡수력과 체적함수비에 대한 함수및 투수특성이 실내실험에 의한 함수특성곡선의 이력현상을 반영하고 있으
며 그 중 습윤과정을 주로 따르는 것으로 나타남에 따라 이 를 적절하게 고려함이 필요하다(이인모 등 2003, 신길호 등
2006, 오세붕 등 2008). 따라서, 본 연구에서는 언급된 현상
들을 불포화 사면안정해석에 현실적으로 고려하기 위하여 현 장 지반조건에 적합한 불포화 지반정수를 산정하고 정량화 하여 강우 침투시 함수특성이력을 고려한 불포화 풍화사면 안정해석을 실시하여 그 적용성과 함수특성곡선의 변화에 따 른 민감도를 각각 분석하였다.
2. 함수특성곡선의 이력
자갈과 모래 같은 비교적 큰 간극을 가지고 있는 조립토 는 흡수력이 증가함에 따라 포화도의 변화율이 급격해 짐을 알 수 있다. 또한 미세하고 균등한 입자들의 함유 여부에
*정회원·교신저자·단국대학교 토목환경공학과 부교수·공학박사 (E-mail : [email protected])
**(주)한맥기술지반부·공학석사 (E-mail : [email protected])
따라서 흡수력의 변화에 영향을 미친다. 반면에 점토와 실트 섞인 세립질의 시료는 흡수력이 증가함에 따라 비교적 적은 함수비의 변화를 보인다. 이는 간극을 채우고 있는 간극수와 흙 입자와의 결합이 단순 조합이 아닌 화학적이고 전기적인 이온상태의 강한 결합에 의한 것으로 추정된다.
일반적인 함수특성곡선의 모양은 S자를 길게 늘어놓은
Sigmoidal 형태를 나타낸다. 이를 기준으로 점토질에 가까운
흙일수록 공기함입치(AEV)와 잔류량이 크며 곡선의 기울기 는 점점 더 작아지게 된다.
하나의 물리적인 현상으로 표현될 수 있는 이력은 흙의 거동에 있어서도 예외가 아니다. 그 대표적인 예가 그림 1 에서와 같이 함수특성곡선 상에서 보이는 건조 과정과 습윤 과정에 대한 곡선의 거동이 서로 다르게 나타나는 것이다.
3. 현장사면의관측자료
그림 2(a)는 이인모 등(2003년)이 수행한 현장관측 자료로 잔디로 식생된 사면구간을 대상으로 tensiometer등의 모관흡 수력 측정 장비를 활용하여 실시간으로 강우집중 기간의 흡 수력을 측정한 것이다. 여러 오차를 감안하더라도 표기된 자 료들이 습윤경로에 집중되는 것을 확인하였다. 또한 그림 2(b)는 국외 사례로 홍콩의 화강계열 도로절토사면에 대한 관측값를 나타내고 있다. 8개의 TDR 형태 함수량계를 표면
으로부터 약 2m 깊이에 설치하여 사면 각 위치에서의 함수 비와 모관흡수력을 측정하였다(Li 등 2005). 그림 2(a)와 2(b)는 공통적으로 강우가 집중되는 기간 동안 현장지반의 흡수력이 습윤경로에 집중된 것을 나타내고 있다.
한편 이승래 등(2006년)이 실시한 현장 도로절토사면 대상 실험에서 그림 3과 같이 비식생 및 식생 지역에 관계없이
20~80kPa 정도의 흡수력을 유지하는 것으로 관측되었다. 대
체적으로 일정 깊이 이하에서는 20kPa 흡수력을 보이고 있 으며 강우가 그치거나 일정 강우강도 이하로 되면 지반의 모관흡수력은 다시 회복되는 현상을 보이는 것으로 보고되 고 있다. 이는 그림2(a)에서와 같이 사면하부 40cm 깊이에 서 흡수력대가 10~30kPa 정도에서 변동하고 있어 그림 3에 서의 T3자료와 유사한 흡수력대를 보여주고 있다.
4. 시료조건및 실험 결과
본 실험에 사용된 시료는 경기도 북부 지역의 절토 사면 부에서 채취한 편마풍화토이다. 시료의 특성을 알아보기 위 해 입도 분석을 실시하였고 그 결과 통일분류법(USCS)상 SW계열의 흙으로 판단되었다. 일반적으로 방향성이 뚜렷한 편마암을 모암으로 하는 편마풍화토는 풍화가 진행된 이후 라 하더라도 모암의 이방성을 유지한다(권오순, 2001). 따라 서 이러한 성격을 가진 편마풍화토는 상대적으로 등방적인 성격의 화강풍화토에 비해 표 1에서와 같이 다소의 점착력 을 확인할 수 있었으며 이는 시료내의 실트질 세립분의 영 향 때문이라 추정 하였다 .
그림 1. 함수특성곡선에서의 이력현상(Redrawn from Bear 1979)
그림 2. 현장사면흡수력및함수량관측사례
그림 3. 비식생 지역의 깊이별 모관흡수력 변화(이승래 등, 2006)
불포화토의 흡수력을 측정하기 위하여 Null-Type 압력장치 를 활용하였다. 그림 4는 흡수력 측정 장치로 기존의 압력 판 시험의 특징을 응용하여 축변환 기법의 원리에 따라 각 각의 흡수력에 대한 함수량을 구할 수 있고 한 시료만으로 도 함수특성곡선을 구할 수 있는 장점을 가지고 있기 때문 에 각 흙에 대한 함수특성곡선의 산정에 있어 번거로움을 크게 개선한 실험 장치이다. 여기서 셀 내부로 주입되는 압 력을 제어하여 에너지의 평형에 의해 각 흡수력 당 변화되 는 함수량을 구할 수 있다.
표 2와 같이 Brooks and Corey (1964), van Genuchten
(1980), 그리고 Fredlund and Xing(1994) 등이 제안한 경
험식을 이용하였다. 그림 5와 6은 대상시료에 대한 함수특성 이력을 고려한 건조 및 습윤경로의 실험결과를 맞춤곡선화 하여 나타낸 것이다. 그 결과 Fredlund와 Xing에 의한 모
형식이 합리적으로 판단되어 본 논문의 해석시 활용하였다.
표 3과 4는 그림 5와 6에서 나타낸 건조 및 습윤의 함수 특성곡선의 모델 별 계수를 나타낸 것으로 함수특성곡선에서 a는 공기함입치, n은 기울기, m은 잔류량과 관련된 계수이다.
표 1. 편마풍화시료의기본물성 USCS
기본물성 SW
통과 중량 백분율 10% 입경(mm) D10 0.18 통과 중량 백분율 30% 입경(mm) D30 0.62 통과 중량 백분율 60% 입경(mm) D60 1.20
균등계수 Cu 6.67
곡률계수 Cc 1.78
비중 Gs 2.676
No.200체 통과량(%) 2.1
액성한계(LL, %) 29.55 소성한계(PL, %) 9.99 투수계수 (Ks, cm/sec) 5.12×10-4
점착력 (C, kPa) 0.98 내부마찰각(φ, °) 32.97
그림 4. 함수특성곡선측정장치
표 2. 불포화함수특성곡선모형계수 Brooks and Corey (BC)
(1964년) van Genuchten (VG)
(1980년) Fredlund and Xing (FX)
(1994년)
Θ Sb ---S
⎝ ⎠⎛ ⎞λ
=
Θ 1
1+( )aSn --- m
=
Θ 1
ln e[ +(S a⁄ )n] ---
⎩ ⎭
⎨ ⎬
⎧ ⎫m
=
그림 5. 편마풍화시료의함수특성곡선(건조경로)
그림 6. 편마풍화시료의함수특성곡선(습윤경로)
표 3. 건조과정계수 Brooks &Corey
(1964)
van Genuchten (1980)
Fredlund & Xing (1994)
λ 0.595 a 0.075 a 13.255
Sb 5.550 n 2.157 n 1.956
- - m 0.536 m 1.350
R2 0.988 R2 0.989 R2 0.993
표 4. 습윤과정계수 Brooks &Corey
(1964)
van Genuchten (1980)
Fredlund & Xing (1994)
λ 1.125 a 0.143 a 6.233
Sb 5.550 n 2.175 n 2.256
- - m 0.540 m 1.350
R2 0.960 R2 0.992 R2 0.987
또한 실험값을 기준으로 하여 건조와 습윤 곡선을 Fredlund
& Xing(1994)의 함수특성곡선 모형과 포화투수계수를 이용하
여 그림 7과 같이 불포화 투수계수를 추정하였다.
(1)
여기서, Kr = 포화 투수계수에 대한 불포화 투수계수에 대 한 비(Kr= Kw/Ks)
Ks =포화 투수계수 Kw=불포화 투수계수 Θq(ψ) =보정계수
b = ln(106)
θ' =불포화 체적함수비(θ)를 모관흡수력(ψ)에 대 해 미분한 값
y =모관흡수력(ψ)을 대수(logarithm)로 나타낸 변수 θs =포화 체적함수비
ψaeu =공기함입치(Air Entry Value)
사면 안정 해석을 위한 지반의 강도정수를 구하기 위하여
별도의 삼축압축실험(CU)을 실시하였다. 더불어 불포화 해석 을 위한 강도정수는 흡수력에 의한 내부마찰각 φb를 고려해 야 한다. 불포화전단강도를 결정하는 방법으로 독립상태변수
(independent state variable)를 이용한 접근방법이 있으며
Fredlund & Morgnstern(1978)은 순연직응력(σu-ua)과 모관 흡수력(ua-uw)을 서로 독립적인 상태변수(state variable)로 사 용하여 불포화토에 적용할 수 있는 전단강도 식 (2)를 제안 하였다.
(2)
여기서, 불포화토의 전단강도는 유효점착력 c', 유효마찰각 φ', 파괴면의 순연직응력(σn-ua)에 대한 마찰력과 모관흡수력 (ua-uw)에 의한 겉보기 마찰각, φb으로 구성되어 있다. 식 (2)는 suction이 증가해도 내부마찰각은 변화하지 않고,
suction의 증가에 의한 겉보기 점착력의 증가로 선형적인 전
단강도의 증가를 의미한다. 하지만, φb를 결정하는데 시간소 모가 많은 실내시험이 불가피하며, 또한 이후 연구결과 겉보 기 내부마찰각 φb는 흡수력에서 따라 비선형적 거동을 보임 에 따라 실무에 적용이 다소 어려운 상황이다. 따라서
Vanapalli et al.(1996)은 식 (3)을 통해 함수특성곡선과 포
화시의 전단강도로 불포화 전단강도를 간단히 예측하수 있 으며 흡수력의 증가에 따른 전단강도의 비선형적인 증가를 고려할 수 있는 모델을 제안하였다. 여기서, θs는 포화체적함 수비, θr는 잔류체적함수비를 말하며, θw는 각 흡수력에서의 체적함수비이다.
(3) 시료의 불포화 강도 정수에 대한 결과는 표 5와 같다.
5. 사면의시간에따른 안정해석
불포화 사면을 위한 유한요소해석은 SEEP/W를 이용하여 침투 해석을, SLOPE/W를 이용하여 안정해석을 연계로 수 행하였다. 강우 침투시의 사면의 안정성을 분석하기 위하여 임의의 편마풍화사면을 모사하여 그림 8과 같이 일반적인 형태의 1:1.5로 경사진 무한사면의 요소망을 구축하였다. 지 하수위와 표면에서의 침투 효과가 충분히 발현될 수 있을 만한 연직 3m의 사면깊이를 조성하였다. 먼저 침투 해석을 수행하기 위한 강우조건으로, 강우강도 20mm/hr에 따라 1,
2, 3, 6, 9, 12, 그리고 15시간으로 7단계로 나누어 강우에
따른 변화를 살펴보았다. 강우강도를 선정하는 기준으로 편 마 풍화사면의 투수계수와의 관계를 고려하여 Pradel and
Raad(1993)에 연구를 참고하였다. 이에 시간이 지속될수록
그리고 침투효과가 커짐에 따라 포화대가 형성되는 것을 확 인하였다. 이는 사면의 안전율이 시간에 따라 변화하는 근거 라 할 수 있다.
Kr Θq( )ψ
θ( )ey –θ ψ( ) ey
---θ′( )dyey
ln( )ψ
∫b
θ( )ey –θs
ey
---θ′( )dyey
ln( )ψ
∫b
---
=
τf=c'+(σn–uα)tanφ'+(uα–uw)tanφb
τ c′ (σn–ua)tanφ' u( a–uw) (tanφ′) θw–θr θs–θr ---
⎝ ⎠
⎛ ⎞ +
=
그림 7. FX 모형식으로추정된불포화투수계수
표 5. 불포화강도정수
c φ' φb
0.98(kPa) 32.97(o) 18.55(o)
그림 9와 10은 강우의 지속시간이 증가할수록 습윤 곡선 을 적용 시에는 포화대가 사면상부에 잘 드러나는 반면, 건 조곡선 적용 시 부의 간극수압이 작용하는 불포화대가 12시 간 이후로 사라져 지반의 충분한 침투수량에 의해 불포화 영역이 나타나지 않음을 확인할 수 있었다. 또한 습윤경로의 안전율 값이 사면에 대한 일반적인 허용안전율의 범위인 약 1.1에서 1.5의 기준에 만족하는 것으로 나타났다.습윤경로 곡
선으로 산정된 안전율은 건조곡선에 비하여 다소 높은 값을 나타내는데 이는 함수특성곡선상의 이력현상에 의한 공기함 입치와 잔류흡수력의 차이에 기인한다고 할 수 있다.
그림 11은 시간에 따른 안전율의 변화이다. 시간이 지속됨 에 따라 안전율이 전체적으로 감소하는 것을 알 수 있다.
안전율이 무한히 감소하는 것은 아니고 약 15시간 이후부터 약 1.2에 수렴하는 것을 보이고 있다. 또한 초기강우가 시작 되고 약 3시간까지 침투효과가 충분히 발현되지 않은 시간 대로 포화대가 나타나기 전의 상황을 나타내며 완만하게 감 소하는 경향을 보인다. 3시간 이후 안전율은 급격히 감소하 게 되므로 포화대가 나타나기 시작하여 표면으로부터 점점 더 깊이 발전해 가는 것을 알 수 있다.
토사사면에서 침투가 진행됨에 따라 원지반의 흡수력은 점 점 작아지게 되어 결국 포화에 이르게 된다. 이에 따라 강 우가 시작되기 직전의 초기 흡수력은 실제 사면현장에서의 자연환경과 온도 등의 외부 요인에 따라 항상 변화하기 마 련이다. 이를 고려한 불포화 사면의 해석은 매우 중요하다고 판단된다. 초기 흡수력이 크면 클수록 원지반의 상태는 비교 적 건조한 것이고 작을수록 포화에 가깝게 된다. 그러므로 원지반의 초기 흡수력이 작으면 작을수록 같은 강우 조건에 서 비교적 빠른 시간 내에 파괴조건에 이르게 된다. 따라서 언급한 바와 같이 실제 국내사면의 얕은 깊이에서 불포화 흡수력대가 20kPa 정도로 관측됨에 따라 실험으로 구한 편 마풍화토의 함수특성곡선을 기준으로 전이구간의 흡수력을 선정하였다. 그림 11과 같이 편마풍화사면을 초기 흡수력 8,
12, 16, 20kPa의 조건으로 나누어 각각 해석해 본 결과, 강
우 침투가 시작되기 직전의 안전율은 상당한 차이를 보이지 만 시간이 진행함에 따라 이 역시 안전율 약 1.2에 수렴하 는 것으로 나타났다.
6. 영향인자에 대한 민감도분석
강우 침투시 시간에 따른 사면의 안정에는 다양한 인자가 서로 복합적으로 작용하게 된다. 즉 사면에 대한 안전율의 변화는 사면의 기울기, 깊이, 투수계수, 침투와 관련한 강우 그림 8. 무한사면의요소망개념도
그림 9. 누적시간당침투깊이(Zw)
그림 10. 누적시간당안전율
그림 11. 선행강우조건에따른사면안전율의변화
강도와 지속시간 등의 여러 매개변수에 의존한다. 따라서 각 영향인자를 다르게 하여 토사사면의 안정에 대한 이해를 높 이고자 하였다. 기본적으로, 지반의 초기흡수력을 12kPa로 적용하였다. 조성한 사면의 기본 물성과 불포화 정수가 서로 달라 직접 비교하는 것은 한계가 있기 때문에 임의의 적절 한 매개변수를 적용하는데 시행착오법을 이용하였으며 이를 토대로 사면의 기울기, 강우강도, 투수계수, 지반의 이방성 등의 해석을 실시하였다.
그림 12(a)는 사면의 기울기를 달리 조성하여 안전율을 비 교해 나타내었다. 기본사면 기울기인 33.7도와 달리 45도에 서의 전체적인 안전율 값이 더 작은 결과를 나타내어 사면 의 경사가 가파를수록 안전율이 낮은 것을 확인하였다. 그림
12(b)는 강우강도에 따른 안전율의 변화를 나타내었다. 기본
강우강도 조건 20mm/hr 사면에 적용하였고 이를 기준으로 일정하게 작은 강우강도와 큰 강우강도를 서로 비교하여 보 았다. 그러나 예상과는 달리 기준치보다도 큰 강우강도를 적 용했을 경우 큰 변화를 보이지 않았으나 기준치보다 작은 강우강도를 적용했을 경우에는 높은 수치를 나타내었다. 이 는 지반의 투수계수보다 작은 강우강도로 인하여 상대적으 로 안전한 상태, 즉 전체 사면 구간에 대하여 침투 효과가 감소한 것으로 판단된다. 그림 12(c)에서는 투수계수를 달리 적용하여 비교해 보았다. 투수계수가 클수록 안전율이 급격
히 떨어질 것이라는 예측과는 달리, 결과 오히려 안전율의 수치가 상대적으로 크게 나타났다. 이는 일정한 강우강도와 강우시간을 적용했을 경우, 강우 침투에 의해 사면지반에서 형성되는 포화대가 나타나기 시작하는 시점이 서로 다르다.
3시간까지의 구간은 포화대가 생성되기 이전의 상태이다. 그 러나 이후의 안전율은 서로 다른 경향을 보이면서 급격하게 떨어지는데 이는 형성된 포화대의 깊이가 일정한 깊이에 이 르기 까지는 서로 다른 시간차를 보이기 때문이다. 따라서 사면의 투수계수가 침투 깊이에 상당한 영향을 미치는 것으 로 판단된다. 그림 12(d)는 실제 사면 지반의 이방적인 특징 을 달리하여 안전율을 비교해 보았다. 그 결과 수직투수계수 가 수평투수계수에 비하여 작을수록 안전율의 기울기가 완 만한 결과를 나타내었다.
이와 같이 여러 매개변수를 비교해 본 결과, 공통적으로 시간에 따른 안전율이 감소하는 것을 확인하였다. 또한 시간 의 경과에 따른 강우침투가 사면에 진행됨에 따른 안전율의 변화는 사면지반의 투수계수와 강우강도 간의 상호작용에 의 한 포화대의 발달과 관련이 있다고 판단한다.
또한, 불포화지반의 거동에 중요한 영향 요소인 함수특성 습윤경로곡선에서의 습윤전면흡수력, 전이구간에 대한 기울 기 그리고 잔류흡수력에 따라 안전율의 변화에 미치는 영향 을 비교하였다. 그림 13(a)는 표 4에서의 결과를 기본으로
그림 12. 매개변수에따른안전율의변화
a계수에 대하여 ±30%의 비교대상을 선정하였으며, 같은 조 건으로 그림 14(a)에서는 n계수를, 그림 15(a)에서는 m계수 를 비교하여 나타낸 함수특성곡선이다.
먼저, 그림 13(a)의 조건에 따라 해석에 적용시켜 본 결과, 강우 침투 효과가 충분히 발현되지 않은 상태의 약 3시간 까지는 큰 차이를 나타내지 않는다. 그러나 3시간 이후 공통 그림 13. 함수특성곡선의 a에따른안전율의변화
그림 14. 함수특성곡선의 n에따른안전율의변화
그림 15. 함수특성곡선의 m에따른안전율의변화
적으로 안전율이 급격이 감소하며 a가 클수록 안전율이 급 격히 감소하는 경향을 나타내었다. 이는 같은 함수특성곡선 의 같은 전이 구간 내에서 a가 커짐에 따라 단위 흡수력 당 급격한 함수비의 변화를 나타내기 때문이다.
n계수에 따라 안전율이 변화하는 경향은 그림 14(b)와 같 다. 이 또한 안전율이 감소하는 전체적인 모습은 나타내고 있고 강우가 시작되고 약 3시간 까지는 별다른 차이가 나타 나지 않고 있지만 약 3시간 이후에 대하여 비교해 본 결과, n이 작을수록 안전율은 급격히 감소하며 수렴하는 것으로 확 인하였다. 그림 15는 습윤에 대한 함수특성곡선이 m에 따라 다른 안전율의 변화를 나타낸 것으로 그림 15(b)의 결과는 그림15(a)를 기본으로 해석한 것이다. 그림 13와 14과 같이 전체적으로 안전율은 감소하며 약 3시간 까지는 큰 변화를 보이지 않는다. 3시간 이후 m이 작을수록 급격한 안전율의 감소를 나타내는데 이는 m이 작을수록 함수특성곡선의 전이 구간에서 보이는 단위흡수력당 함수비가 상대적으로 작아지 기 때문이다.
7. 결 론
본 논문에서는 현장에서 채취한 편마풍화토 시료에 대하여 함수특성곡선, 불포화 강도정수 등의 지반물성 실험과 정수 추정을 수행한 후, 강우침투 조건과 유사한 습윤경로 함수특 성곡선의 이력을 바탕으로 시간을 고려한 침투해석과 안정 해석을 실시한 결과를 종합하면 다음과 같다.
1.함수특성곡선의 이력을 고려하여 강우에 따른 침투해석시 습윤곡선을 적용하는 것은 상위 경계조건의 사면안전률을 보여주고 있으며 국내 풍화사면의 초기흡수력대가 20kPa 미만의 전이구간을 형성하고 있다.
2.침투해석 결과 강우시간이 경과함에 따라 초기흡수력이 빠 른 시간에 감소하면서 포화대가 깊어지는 반면 지하수위 의 변화는 상대적으로 미미하였다. 시간에 따른 강우 침투 시 안전율이 감소하다가 수렴하는 것은 포화대의 발달이 사면내 지반조건인 불포화 투수계수와 외부조건인 강우강 도 또는 침투시간 사이의 관계가 결정적인 영향을 미치는 것으로 나타났다.
3.함수특성곡선의 각 계수에 따른 안정해석 결과 a가 클수 록 안전율의 감소폭은 크며 n과 m이 작을수록 안전율이 급격히 감소하는 것을 알 수 있다. 또한 영향인자를 고려 한 안정해석 결과, 강우강도에 따른 침투 시간과 지반의 불포화투수계수 간 상호작용뿐만 아니라 사면의 기울기, 강우강도, 지반의 불포화 투수계수와 이방적 요소 등이 복 합적으로 작용하여 안전율에 영향을 미치는 것으로 판단 된다.
4.향후, 토사부 사면에 대한 강우에 의한 불포화상태 해석의 신뢰성을 확보하기 위해서는 실질적인 현장계측 자료의 확 보와 이에 따른 역해석 등의 검증과정이 필요하다.
참고문헌
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(접수일: 2009.4.21/심사일: 2009.6.5/심사완료일: 2009.8.4)
