A Study on Pore Water Pressure Behavior of Fill Dam with Water Level Raising using Centrifugal Model Tests

DOI:http://dx.doi.org/10.5389/KSAE.2013.55.2.087

원심모형실험에 의한 수위상승시 필댐의 간극수압 거동 연구

A Study on Pore Water Pressure Behavior of Fill Dam

with Water Level Raising using Centrifugal Model Tests

이충원

․장동수

․박성용

․김기성

․김용성

Lee, Chung-Won․Chang, Dong-Su․Park, Sung-Yong․Kim, Ki-Sung․Kim, Yong-Seong

ABSTRACT

The aim of this study is to examine the behavior of reservoir fill dam with the water level raising by use of the centrifugal model test and the numerical simulation. In this study, LIQCA2D-SF based on the cyclic elasto-plastic constitutive model proposed by Oka et al. (1999) is applied for numerical simulation. In order to investigate the displacements and the pore water pressures in the fill dam due to the water level raising velocity, three model tests in centrifugal field of 50g for fill dams were conducted. A comparison between the test result and the simulation result has provided the influence on the displacement and the pore water pressure of the fill dam with increasing up of the water level.

Keywords: reservoir; fill dam; LIQCA2D-SF; water level raising; seepage analysis

I. 서 론^*

우리나라의 자치단체 소관 저수지 총 14,328개소 중 87.9 % 에 해당하는 저수지가 70년대 이전 개발 성장기에 건설되어 노 후가 심하거나 내구성이 취약하며, 축조된 지 60년 이상 경과된 노후 저수지가 전체의 56.5 %를 차지하고, 시간이 경과할수록 노후화로 인한 제체의 붕괴위험, 토사 축적에 따른 유효저수량 감소 등 안전 및 기능상 문제점을 안고 있다. 자치단체 소관 저 수지의 제체 구조는 전체 14,328개소 중 14,087개소 (98.3 %) 가 월류시 붕괴위험이 높은 흙댐 구조로 되어 있고, 241개소 (1.7 %)가 콘크리트 구조로 되어 있으며, 홍수조절방식도 95 % 이상이 여수토를 통한 자연월류식으로 되어 있어 홍수기를 대 비한 제한수위 운영이 불가능하다. 또한, 다음 해의 생활용수 및 농업용수 확보를 위해 만수위를 유지하려는 저수지 관리기관의 관습과 더불어 최근의 범지구적 이상기후 현상에 의한 집중호우

* 강원대학교 석재복합건설신소재연구소 연구원

** 강원대학교 대학원 지역건설공학과

*** 강원대학교 농업생명과학대학 지역건설공학과 교수

****강원대학교 농업생명과학대학 지역건설공학과 부교수

† Corresponding author Tel.: +82-33-250-6463 Fax: +82-33-251-6463

E-mail: [email protected] 2013년 2월 26일 투고

2013년 3월 25일 심사완료 2013년 3월 26일 게재확정

는 수위 급상승에 따른 저수지 제체의 붕괴위험을 증가시켜 이 에 대한 대책 마련이 시급한 실정이다. 이에 따라 저수지 수위증 가에 따른 제체의 거동을 명확히 할 필요가 있으며, 실증적인 접 근방법으로서 원심모형실험을 활용할 수 있다.

토목공학에서 원심모형실험에 대한 최초의 언급은 1869년 프 랑스의 기술자 E. Phillips가 원심모형실험을 이용한 교량의 안 정성 검토를 제안한 것이 시초였으며, 탄성체의 힘의 평형관계 식과 상사법칙을 적용하여 원형과 모형이 역학적으로 동일하게 거동한다는 이론을 제시하였으나, 당시로서는 무거운 하중을 고 속으로 회전시킬 수 있는 동력원을 구할 수 없었으므로 실행으 로는 연결되지 못하였다. 지반공학 분야에서 원심모형실험이 최 초로 이용된 것은 1931년 미국 Columbia University의 P. B.

Bucky가 광산공학에 도입한 이후 1936년 1차 국제지반공학회 에서 지반응력 및 변형의 측정결과를 발표한 것으로, 이후 미국 과 일본을 중심으로 영국, 호주 및 스위스 등에서 연구에 활용 되고 있다.

흙의 거동이 지반의 응력수준에 직접적으로 영향을 받는다는 사실은 널리 알려져 있다. 원심모형실험은 1/N로 축소한 모형을 Ng의 원심가속도장에서 회전시키면 지반이 받는 응력은 실제와 등가가 되며, 이로 인해 현장의 조건을 동일하게 모사함과 동시 에 장시간이 요구되는 실험을 상대적으로 짧은 시간에 수행할 수 있다는 장점을 가지고 있다. 따라서 점토지반의 압밀거동이 나 오염물질의 지반 내 이동 검토, 교량의 안정성 검토 등에 이

용되며 이론적인 접근방법으로 발견하지 못했던 부분도 대형의 구조물을 소형의 모형으로 해석함으로써 찾아낼 수 있다는 이점 이 있다 (Lee, 2012). 국내에서는 강원대학교, 충북대학교, 대우 건설 기술연구소, 카이스트, 수자원공사에서 운영되고 있으나 그 수는 외국에 비해 매우 적으며, 현재까지도 연구실적은 제한적 이다.

따라서 본 연구에서는, 수위 급상승에 대한 저수지 필댐의 안 정성을 검토하기 위하여 50 g의 원심가속도장에서 1/50으로 축 소한 필댐 모형에 대하여 원심모형실험을 수행하고, 이를 흙-간 극유체의 연성 (Coupling)을 고려한 수치해석 결과와 비교 분석 하고자 한다.

II. 적용 구성모델 1. 개요

모래의 거동을 표현하는 구성식에는 여러 가지 종류가 제안 되고 있으며, 반복재하중에 발생하는 어느정도의 변형률 레벨 (여기서는 전단변형률의 10 % 정도)까지를 재현하는 모델이 필 요하다. 본 연구에서는 이러한 조건을 만족하는 구성모델로서, Oka et al. (1999)의 반복 탄소성모델을 사용한다. 본 구성모델 은 다양한 모래의 반복거동을 재현하기 위하여 Taguchi et al.

(1995)이 제안한 방법에 여러 가지의 확장을 행한 것이다. 이 구성식은 응력파라미터로서 상대응력비를 일반화한 회전경화를 사용하고 있어, 주응력의 회전 등의 다차원응력상태를 고려할 수 있으며, 비선형이동경화법칙을 사용하고 있어, 반복 재하시의 응 력반전시에 경화파라미터를 초기화할 필요가 없고, 과압밀 경계 면의 도입으로 변상응력을 결정하여 다일레이턴시량의 감소 등 을 표현할 수 있다. 또, 일반화된 유동법칙을 사용하기 때문에, 여러 종류의 모래가 보유하고 있는 응력-다일레이턴시 특성을 고려할 수 있다.

2. 탄소성 구성식의 정식화

탄소성 구성식의 정식화는 다음과 같은 가정에 근거한다.

(1) 미소변형율 이론을 적용한다.

(2) 탄소성이론에 근거한 변형율 증분의 가법성을 가정한다.

(3) 일반화된 비관련유동법칙을 적용한다.

(4) 과압밀경계면을 도입한다.

(5) 비선형이동경화법칙을 적용한다.

본 연구에서는 포화모래의 구성식을 불포화 모래로 확장하기 위하여, 응력변수로서 골격응력 ′_를 사용한다. 골격응력은 다 음의 식 (1)과 같다.

′_ _ ^_ (1)

여기에서, _는 전응력 텐서, ^는 평균 간극압력, _는 Kronecker's delta이다. 평균간극압력 ^는 아래의 식 (2)로 표 시된다.

^_^  _^ (2)

여기에서, _는 포화도, ^, ^는 각각 액상, 기상에 가해지는 압 력이다.

3. 과압밀 경계면의 도입

과압밀 경계면은 정규압밀영역 _≥ 과 과압밀영역 _ 

과의 경계를 표시한다. Fig. 1은 과압밀경계면의 개념을 나타내 며, 식으로 표현하면 다음 식 (3)과 같다.

_ _^_^_{ln }

_′

_′

  (3)

여기서, ^_^는 상대응력비로 정의되며 다음 식 (4)와 같다.

_^^

 _{}^ _^ _{}^ ^{ (4)}

여기에서, _^는 응력비텐서 (_^  __′), _{}^ 는 압밀종료시 의 _^의 값, _는 편차응력텐서 (_ _′  __′), _^은 변 상응력비 (전단변형 가정에서 최대체적압축변형율이 발생하는 시점에서의 응력비 ^의 값, ^ _^_^^이다.

Fig. 1 Overconsolidation boundary surface (Oka et al., 1999)

4. 정적 항복함수

Oka (1992)는 비선형 이동경화법칙을 고려하여 정적항복함수

_를 다음의 식 (5)로 가정하였다.

_^ _^_^ _^^{    (5)}

여기서, _^는 _^와 같은 차원의 응력비로 _^를 추종하며 Back stress라고도 불리운다. _^는 Chaboche and Rousselier (1983) 의 연구를 참고로 비선형이동경화법칙을 따르는 것으로서 아래 의 발전법칙으로 규정된다고 가정하고, k는 탄성영역을 나타내 는 파라미터이다. 이동경화텐서 _^의 발전법칙은 다음과 같은 식 (6)으로 나타낼 수 있다.

_^ ^^_^ _^^ (6)

여기서, _^는 소성 편차변형률 증분텐서이고 ^는 소성 편차 변형률 증분텐서의 제2불변량, 즉 ^ _^_^^이다. ^,

^는 재료상수로서 ^_^이고 ^는 소성전단변형율의 축적 에 의하여 저하한다고 정의되고 있으며, 식 (7)에서 나타내는 관 계를 사용하여, 응력경로의 변상선 도달에 관계없이, 반복재하의 과정에 있어 경화함수중의 파라미터를 소성변형율량에 따라 저 감한다. 또, 변상선 도달 이후에는 식 (7)의 _max^ 를 소성편차변 형율량의 쌍곡선관계를 사용하여 식 (8)과 같이 저감한다 (Tateishi et al., 1995 ; Taguchi, 1997 ; Oka et al., 1999).

^ _max^ _^exp_⋅_^ _^ (7)

_max^ _{ }

  _max^ _^

_^

(8)

여기에서, _^는 ^의 초기치, _^는 응력반전시로부터 누적된

^의 값, _max^ 는 과거의 반복재하에서의 _^의 최대치, _^

는 기준변형율이다. 그리고, _max^ 의 하한치는 _^으로 한다. 또, 탄성전단계수에 대해서도 식 (8)과 같은 관계를 적용하며, 탄성 계수용의 기준변형율 _^를 사용한다. 또한 본 구성모델에서는 소성전단계수를 석션의 함수로 설정하여, 석션의 변화에 따른 토 립자골격의 강성변화를 표현한다. 식 (6)으로부터 ^는 이동경 화의 속도를 조정하는 파라미터이며, 이 값이 클수록 경화가 촉 진된다. 여기서, 석션의 영향에 의한 강도변화를 다음 식으로 표

현한다.

_^ _^









_^

 





여기에서, _는 전체 석션 해방후의 강도저감율, _는 초기 석션작용시의 강도증가율, _는 강도변화속도를 조절하는 파라 미터, _^는 초기석션, ^는 현재의 석션이다. _^ 대신에 _^ 을 사용함에 의해, 석션에 의한 토립자골격의 강성의 강도변화가 표현된다.

마. 소성포텐셜함수

Fig. 2는 소성포텐셜함수의 개념도이다. 소성포텐셜함수는 식 (10)과 같다.

_^ _^_^ _^^{}_{ }

′

_′

   (10)

여기서, ^^은 다음 식 (11)로 정의된다.

^_{ }

ln _′_′ 

 (11)

_′는 과압밀 경계면과 _′축과의 교점으로, 다음 식 (12)에 의해 결정된다.

_′  _′exp







 





Fig. 2 Plastic potential function and overconsolidation boundary surface

여기서, ^





_′는 각각 등방압밀 종료시의 _^와 _′ 값이고 ^^는 현재 응력과 _′에 의해서 결정되는 변수이다. 한편, _′는 소성포 텐셜면 _ 과 이방압밀 종료시의 응력비 일정선과의 교점에 서의 평균유효응력이다.

바. 불포화 침투특성

불포화 침투특성은 압력수두와 체적함수율의 관계 및 체적 함수율과 비투수계수의 관계로 나타내어진다. 본 연구에서는 비 교적 간단하고 적용성이 높다고 알려져 있는 van Genuchten (1980)에 의한 불포화침투모델을 사용하며, 유효포화도 _는 다 음과 같은 식 (13)으로 구성된다.

_





여기서, , ′, m은 형상파라미터이며, ′, m은 다음과 같은 관 계를 가진다.

    ′

 (14)

또한, 유효 포화도는 압력수두 가 0에서부터 무한대까지 수 속포화도의 유한한 범위를 나타내기 위해 사용되는 것으로, 다 음과 같이 정의한다.

_{ }

_ _

  _

 _ _

_ _

(15)

여기서, _는 포화 수분량, _은 고석션시의 잔류 수분량이다. 비 수분용량 및 비투수계수는 다음과 같이 산정한다 (Mualem, 1976;

Brooks and Corey, 1964).

 ′  _ __^ _^^ (16)

Mualem의 식: __^^{   }^^{ (17)}

Brooks and Corey의 식: __^^{   }^′ ⁽¹⁸⁾

여기서, b는 형상파라미터이다. 본 연구에서는 Brooks and Corey 의 식을 해석에 적용하였다.

III. 원심모형실험

1. 원심모형실험의 원리

원심모형실험을 수행하기 위해서는 대상 구조물의 축소모형을 제작할 필요가 있다. 축소모형의 설계에는 상사법칙이 적용되며, 각 실험의 목적이나 방법에 맞추어 적절한 상사법칙을 선정하여 야 한다.

모형과 실물의 상사성은 모형과 실물에서 발생하는 현상에 포 함되어진 변수 전체가 상사 관계에 있음을 의미하나, 실물과 모 형의 완전한 상사관계를 달성하는 것은 불가능하다. 즉, 실물의 크기를 1/N로 축소한 모형이 현장 조건과 같은 응력수준을 유 지하려면 Ng의 원심가속도가 필요하게 되나, 단순히 모형과 실 물의 비례관계를 원심가속도의 비례인자인 N으로만 정의할 수 없으며, 응력 이외에도 모형의 경계조건에 따라 반응특성들이 상 이한 경우가 많기 때문에 비례법칙은 더욱 복잡한 형태가 된다.

그러므로 상사성이란 여타 분야에서와 마찬가지로 지반공학 분 야에서도 요구되는 범위 내에서 요구되는 정도의 현상을 예측하 는데 필요한 것이라고 할 수 있다 (Im et al., 2005).

지반의 역학적 거동은 지반의 응력상태에 따라 크게 변화하기 때문에 실물과 동일한 모형지반의 역학적 특성을 확인하기 위해 서는 식 (19)와 같이 실물과 모형지반에 동일한 응력이 작용하 여야 한다.

_ _ (19)

여기서, 중력상태에서의 가속도 a는 g이고 원심력장에서의 가속 도 a는 ^( 반지름,  각속도)이므로 원심력장의 가속도 와 중력상태의 가속도의 비  ^을 Scale factor라고 하 면, 실물에서의 자중에 의한 응력 _은 식 (20)과 같다.

_ ⋅_ _⋅⋅_ (20)

또한, 원심가속도장에서의 모형지반의 자중에 의한 응력 _은 식 (21)과 같다.

_ ⋅_ _⋅⋅_ ⋅⋅⋅_ (21)

한편, 투수계수 _는 _⋅_ (여기서, K＝절대투수계 수,  물의 점성계수)와 같이 표현할 수 있으며, 재료정수는 응 력이 달라져도 변하지 않으므로 실물과 모형의 상사성은 식 (22) 의 관계가 성립한다.

__

__

 ⋅__

⋅__

 (22)

또한 실물과 모형지반의 간극수압의 차, 수두차, Darcy의 법칙 을 적용하면 유속은 다음의 식 (23)과 같은 상사성이 성립된다.

__

__

 __⋅__

__⋅__

 (23)

그리고, 침투현상에 있어서의 시간  는 아래의 식 (24) 와 같은 상사관계를 갖는다.

_

_

 ___

___

 

⋅ 

 ^

 (24)

위와 같은 원리가 원심모형실험의 상사법칙으로서 지진, 지반 동역학, 기초, 사면안정, 굴착 및 가시설, 지반환경, 터널 및 지하 구조물, 연약지반에서의 지반개량 및 지반보강, 기타 토목구조물 의 안정성 검토 등에 이용된다.

2. 실험 장비

본 연구에서는 중형의 Beam형 원심모형실험기 (한국과학기술 원 소재, Fig. 3 참조)를 이용하였으며, 회전반경 5.0 m, 유효반 경 4.5 m의 제원을 갖는다. 본 실험기는 최대 2,400 kg의 모형 하중에 대해 100 g까지의 원심재하가 가능하며, 실험 최대용량 은 240 g-ton이다. 모형은 플랫폼 회전팔의 단부에 거치하며, 플랫폼 크기는 1.2 m×1.2 m×1.2 m, 모형 토조의 크기는 1.2 m

×0.45 m×0.7 m이다. 본 실험기는 계측용 컴퓨터를 원심모형

Fig. 3 Geotechnical centrifuge at KAIST

실험기의 중앙부에 설치하여 장비와 함께 회전하도록 구성하였 으며, Fiber Optic Rotary Joint (FORJ)를 이용한 컴퓨터 통신 을 활용함으로써 효과적인 계측을 수행할 수 있고, 실험기 하단 에 Fluid Rotary Joint가 설치되어 원심재하 중에 실험에 필요한 용수, 공압, 유압 등을 모형토조 내로 공급할 수 있다.

3. 저수지 모형 제작

저수지의 필댐에 대하여 1/50의 축소모형을 제작하였으며, 중 심의 코어는 점토 90 %와 벤토나이트 10 %를 혼합하여 제작하 였다. 축조시 변형 및 붕괴가 발생하지 않도록 코어 축조용 목 형을 제작하여 모형축조에 활용하였고, 일정한 밀도를 유지할 수 있도록 10단계로 분할하여 충분한 층다짐을 실시하였다.

Table 1 Material properties

Material Specific

gravity ()

Water content (%)

Unit weight (kN/m³) LL

(%) PI

(%) USCS Permeability (cm/s)

 

Core 2.672 24.7 16.3 19.4 37 12 SC 2.96×10^－7 Shell 2.669 16.1 18.8 20.6 N.P N.P SW 6.11×10^－6

Fig. 4 Model configuration and the sensor locations

Fig. 5 Model fill dam constructed and dummy

Table 3 Material parameters used in the elasto-plastic analysis on unsaturated fill dam

Material e0 λ κ G0/σmo' Mm*

Mf*

B0*

B1*

Cf Cd D0*

n van Genuchten α (1/m) n'

Core 0.535 0.0804 0.0090 250 1.158 1.158 800 20 600 2,000 0.0 9.0 19.6 1.2

Shell 0.678 0.0250 0.0025 800 1.158 1.158 1,500 20 600 2,000 2.0 2.0 3.0 2.0

(a) centrifugal model test (b) seepage analysis

(A) displacement

(a) centrifugal model test (b) seepage analysis

(B) pore water pressure

Fig. 6 Displacements and pore water pressures (Case 1) 한편, 사력재료는 중심 코어를 한 단계 축조 후 제체용 측벽

거푸집을 이용하여 양쪽에서 동시에 축조를 실시하였으며, 동일 한 다짐 밀도를 나타낼 수 있도록 층별 소요 재료량을 산출하여 함수비를 일정한 수준으로 유지하여 다짐을 실시하였다. 또한, 모형에 대한 수위상승시험시 물이 제체의 측면에 침투되지 않도 록 측면 다짐에 각별히 주의하고, 실리콘 그리스를 도포하여 지 수를 시행하였다.

또한, 제체 내의 간극수압을 측정하기 위하여 간극수압계는 토 조 저면에 5개소를 배치하였으며, 하류측 사면의 변위 측정을 위 해 LVDT를 2개소에 배치하였다. 본 연구에 사용된 재료의 물

성치를 Table 1에, 필댐의 단면 및 계측기 위치를 Fig. 4에, 저 수지 필댐의 축소모형 및 더미 (Dummy)의 형상을 Fig. 5에 나 타내었다.

Table 2 Water level raising velocity on each case

Case Model

(cm/s)

Prototype (cm/s)

1 0.063 1.26×10^－3

2 0.031 6.20×10^－4

3 0.010 2.00×10^－4

(a) centrifugal model test (b) seepage analysis (A) displacement

(a) centrifugal model test (b) seepage analysis

(B) pore water pressure

Fig. 7 Displacements and pore water pressures (Case 2)

4. 실험 절차

원심모형실험은 (1) 저수지 필댐의 모형 축조 (2) 필댐모형의 50 g장에서의 압밀 및 안정화 (3) 제체용 측벽 거푸집 제거 후 사면 다짐 (4) 50 g장에서의 수위변동에 따른 변위 및 간극수 압의 모니터링의 총 4단계로 수행하였다. 즉, 저수지 필댐의 모 형을 축조한 후, 제체용 측벽 거푸집을 제거하지 않은 상태에서 30분간 50 g 조건에서 가속시켜 제체를 안정화 시킨 다음, 제체 용 측벽 거푸집을 제거 후 사면 다짐을 실시하였다. 수위변동 모 사는 원심재하 중에 솔레노이드 밸브를 제어하여 상류측에 홍수 위까지 물을 공급한 후 직각삼각형 형태의 더미 (Dummy)를 수 중에 침수시키는 방법으로 수행하였다. 원심모형실험은 수위상승 속도를 달리하여 3개의 Case를 수행하였으며, 각 Case에 대한 평균 수위상승속도를 Table 2에 나타내었다. 여기서, Prototype 의 수위상승속도는 식 (24)에서 나타낸 침투현상 발생시의 시간 에 대한 상사법칙을 적용하여 계산하였다.

IV. 침투해석

본 연구에서는 Oka et al. (1999)의 반복탄소성모델에 근거한 LIQCA2D-SF를 적용, 각 Case에 대하여 Prototype의 수위상 승속도 (Table 2 참조)를 입력하여 침투해석을 수행하고, 이를 원심모형실험 결과와 비교하였다.

먼저, 저수지 필댐의 형상을 LIQCA2D-SF 프로그램에 입력한 뒤, Table 1의 물성치 및 기존 연구에 의한 유사입도 재료의 물 성치를 근거로 선정한 Table 3의 물성치를 입력하여 침투해석 을 실시하였다. 본 해석에서는 불포화조건을 고려하기 위해, 물 의 체적압축계수 K^f＝2,000 kPa로 설정하였다.

V. 결과 및 고찰

50g의 원심모형실험 및 침투해석에 의한 Case 1, Case 2, Case 3의 각 지점에서의 변위 및 정규화 간극수압을 Fig. 6∼

(a) centrifugal model test (b) seepage analysis (A) displacement

(a) centrifugal model test (b) seepage analysis

(B) pore water pressure

Fig. 8 Displacements and pore water pressures (Case 3)

Fig. 8에 나타내었다. 여기서 원심모형실험 결과는 Prototype으 로 환산하여 도시하였으며, 정규화 간극수압은 실제 간극수압을 초기 간극수압으로 나눈 값을 의미한다.

모든 Case에서 정규화 간극수압 PWP/PWP(0)는 원심모형실험 에서 1.40∼1.60, 침투해석에서 1.55∼1.60으로 나타나 원심 모형실험 및 수치해석 결과가 유사하게 나타났으며, Core의 우 측에 해당하는 P4와 P5의 간극수압 상승이 대단히 완만하게 나 타난다. 이는 투수계수가 작은 Core에서 수위가 급강하하며 하 류측으로의 유출량이 극히 제한적이기 때문인 것으로 사료된다.

여기서, 침투해석에 비해 원심모형실험에서의 간극수압 증가가 지연됨을 알 수 있는데, 이는 제체가 불포화상태이므로 토립자 내의 공기로 인해 간극유체의 이동이 저해되는 전형적인 불포화 흐름이 발생하기 때문인 것으로 판단되며, 정규화 간극수압이 제 체 심부측으로 갈수록 (P1, P2, P3의 순) 작게 나타나는 현상

또한 동일한 이유로 제체 내에서 간극수압계와 간극유체가 단절 되기 때문인 것으로 사료된다.

또한, 실험 종료시의 변위는 원심모형실험에서 최대 1.0 mm

∼1.5 mm, 수치해석에서 2.3∼2.4 mm가 발생하고 있으며, 간 극수압 안정화 시점까지 변위 증가 및 이후 수렴하는 경향이 모 든 Case에서 유사하게 나타났다. 그러나 최대변위가 발생하는 시점은 Case 1이 가장 빠르며 Case 3에서 가장 느리게 나타나 는데, 이는 수위상승속도가 빠른 경우 제체의 포화도가 급상승하 여 강도 및 강성이 급감하기 때문인 것으로 판단된다.

VI. 결 론

본 연구는 저수지의 필댐에 대해 원심모형실험 및 LIQCA2D- SF를 이용한 침투해석을 수행하여 변위 및 간극수압의 분석을

통해 제체의 거동특성을 고찰하였다. 본 연구에서 얻은 결론은 다음과 같다.

1. 원심모형실험에서의 시간에 따른 간극수압 증가양상은 침 투해석에 비해 지연되었으며, 제체 심부측으로 갈수록 간극수압 이 작게 나타나는 현상이 발생하였다. 이는 불포화상태인 제체의 토립자내 공기로 인해 간극유체의 이동이 저해되는 전형적인 불 포화흐름에 기인한 것으로 사료된다.

2. 제체 내의 간극수압 및 변위는 수위상승속도가 빠를수록 급증하였고, 수위상승속도가 느릴수록 서서히 증가하는 경향을 보이고 있으므로, 수위상승속도가 제체의 안정성에 영향을 주는 인자라 판단된다. 따라서 급격한 집중호우시 제체의 안정성을 저 하시킬 가능성이 있으므로, 실제 저수지의 안정성 확보를 위해서 는 제체 내의 간극수압 및 변위의 지속적인 모니터링이 요구된다.

3. 원심모형실험 및 침투해석에 의해 구해진 지점변위 및 간극 수압은 경향이 유사하게 나타나, 해석적 방법을 통한 저수지 필 댐의 안정성 예측이 가능할 것으로 판단된다.

본 연구는 소방방재청 재난안전기술기반구축사업 (NEMA- 기반-2011-4)의 연구비 지원으로 수행되었습니다.

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