1. 서 론
국내 저수지 17,047개소 중 80년 이상 경과된 저수지는 8,635개소(50.65%), 50년 이상은 14,967개소(87.80%), 30년 이상은 16,420개소(96.32%)로 저수지 노후화가 심각한 상황임을 나타낸다(MAFRA, 2023; MAFRA and KRC, 2024). 특히 우리나라 저수지의 99%가 필댐(earth fill dam)으로 구성되어 있어, 과거 강우량을 기준으로 설계된 노후 저수지는 극한호우 발생 시 월류에 의한 붕괴 위험이 증가하고 있다. 2000년부터 2020년까지의 장마철 강우량 및 저수지 붕괴 통계(Fig. 1)에 따르면, 2020년 장마철(7~9월) 연평균 강우량은 676 mm (파란색 추세선: 강우량 평균)로 2006년과 유사한 수준이었지만, 당시 6건의 붕괴 건수와 비교할 때 2020년은 약 3.7배 증가한 22건의 붕괴 건수(적색 추세선: 저수지 평균)를 나타내었다. 이는 단순한 강우량 증가뿐만 아니라, 저수지 노후화가 붕괴를 가속화시키는 주요 요인임을 시사한다.
국외 필댐 붕괴 통계에서는 월류(35.9%)와 파이핑(30.5%)이 주요 원인으로 보고되었으나(Foster et al., 1988; Foster et al., 2000), 국내 2010~2020년 사이에 발생한 104건의 사고 분석에서는 복통 노후화로 인한 결함 및 파이핑이 11% (11개소), 여수토 경계부 붕괴, 월류, 사면파괴 등이 87% (90개소)를 차지하여 강우에 의한 피해가 지배적임을 알 수 있다(Lee, Lee, Heo et al., 2022; Lee, Lee, Lee et al., 2022; Lee et al., 2023; Lee et al., 2024).
일반적으로, 월류로 인한 제방 붕괴는 경사진 하류 사면을 따라 급격한 유속 증가와 소류력에 의해 침투나 세굴보다 빠르게 진행된다. 이에 따라 제체 다짐도, 구성 재료, 댐마루 폭, 사면 경사도 등 다양한 요인이 복합적으로 작용하며 붕괴 메커니즘이 결정된다. 단기 및 장기적으로 제체의 안정성 확보를 위해서는 적절한 보강 방법을 적용하여 붕괴 진행을 지연시키는 것이 필요하다(Lee and Noh, 2014a; Lee, Lee et al., 2019; Lee, Lee, Heo et al., 2020).
이러한 붕괴 사고 및 피해를 방지하기 위해 국내외에서는 다양한 제체 보호 및 보강공법 등이 활용되고 있다.
국내에서는 Riprap, Gabion, 식생피복공법, 고성능 잔디매트, 바이머폴리머 등의 방법을 통해 상하류 사면 보강이 시도되었으며(Lee and Noh, 2014b; Ko and Kang, 2019; Lee, Lee et al., 2019; Lee, Lee, Ryu et al., 2020; Lee et al., 2024), 국외에서는 Riprap, 보강 콘크리트 블록, Roller Compacted Concrete (RCC), Gabion 공법 등이 세굴 방지에 적용되었다(Helper et al., 2012; FEMA, 2014; Li et al., 2014; USBR and USACE, 2019). 또한 일부 국외 사례에서는 제체 보호를 위한 홍수방지벽 구조물이 설치되기도 하였다.
그러나 이러한 사면보호 공법들은 단기적 효과는 우수하지만, 내부균열은 육안 관측이 어려워 월류 시 유실로 인해 저수지 붕괴로 이어질 위험이 존재한다(Lee, Lee et al., 2019). 2022년 9월, 태풍 힌남노로 인한 시간당 90 mm (누적 312 mm)의 강우로 경주시 왕신저수지에서 발생한 월류 및 제체 붕괴 사례(Fig. 2)는 필댐형식의 농업용 저수지가 월류에 취약하고 인명피해로도 발전할 수 있는 잠재적 위험성을 보여주는 사례로 볼 수 있다.
본 연구에서는 월류방지구조물이 설치된 국내 농업용 저수지의 현장 시공 사례를 조사하고자, 지방자치단체(Local)와 한국농어촌공사(KRC)에 정보공개를 요청하여 자료를 수집하였다. 그 결과, 총 17,047개소의 저수지 중 농어촌공사 관리 19개소와 지자체 관리 15개소를 포함한 총 34개소(0.2%)에서 월류방지구조물이 설치되어 있음을 확인하였다.
월류방지 구조물이 설치된 저수지의 현장 답사 결과, 월류방지구조물의 규모, 형태, 설치 위치, 상류 수위 조건, 매설 심도, 기존 제체와 구조물 접합부에서의 누수 특성, 침윤선 및 공극수압 분포, 침하 및 변형 특성 등에 대한 별도의 수치해석이나 모형실험을 통한 안정성 평가 없이 시공된 사례가 다수 발견되었다. 이는 시공 과정에서 체계적인 사전 검토가 부족했음을 보여주며, 잠재적 구조적 취약성을 초래할 수 있음을 시사한다.
월류방지구조물은 월류를 차단하는 기능을 수행함에 따라 저수용량이 증가하고 상류에서 제체로의 침투압이 상승하게 된다. 이때, 침투를 억제하는 코어재의 존재 여부나, 차수재 및 필터재의 설치 여부에 따라 제체 하류부의 공극수압 특성이 달라질 수 있다(Lee, Park et al., 2019). 이러한 요인들은 제체 안정성에 직접적인 영향을 미치며, 별도의 안정성 평가 없이 구조물을 설치할 경우에는 보강 효과가 저하될 가능성이 존재한다. 특히, 현장 적용 시, 설계상의 작은 결함이나 시공 오류가 치명적인 댐 붕괴로 이어질 수 있다(FEMA, 2015; KRC, 2020). 따라서 침투거동, 침하, 변형특성에 대한 정밀한 안정성 평가와 함께 실제 현장에서 적용 가능한 방법인지를 실험적 검증을 통해 실증적 근거를 마련할 필요가 있다(Lee, Lee et al., 2019).
이러한 배경으로부터 본 연구는 노후 저수지에 최적화할 수 있는 L형 옹벽 구조물의 설계구조의 활용성을 확립하는데 목적을 두었다.
L형 옹벽 구조물 적용은 여수토 방수로의 확장 없이 수문학적 문제를 해결할 수 있으며, 기존 저수지 사면을 최대한 보존하면서도 구조물 자중과 압성효과에 의해 제체 안정성을 높이는 효과를 기대할 수 있다. 또한 높은 경제성과 단기 시공이 가능하다는 장점이 있다.
이와 같은 장점을 활용하여 노후 농업용 저수지의 월류로 인한 붕괴를 방지하고자 댐마루 상부에 L형 옹벽을 이용한 월류방지구조물을 설치하고, 구조물의 매설 깊이 및 수위 변화에 따른 대형 실내 모형실험으로 평가하였다. 이를 통해 L형 옹벽 구조물이 댐마루에 적용되었을 때의 침투특성, 변형거동, 공극수압 분포, 변위 분포 등을 비교⋅분석하여 구조물의 안정성을 검증하고, 현장 실용화 방안을 마련하고자 한다.
2. 재료 및 방법
2.1 대상저수지 선정 및 사용시료
연구대상 저수지인 공주시 소재의 계룡저수지는 Zoned-Fill-Type 형식이며, 축조 후 50년 이상(1964년, 높이: 15.2 m) 경과 된 노후 저수지이다. 대상저수지는 2011년 저수지 둑 높이기 사업으로 홍수방어 및 저수량 증대를 위해 제체고 1.9 m 덧쌓기가 진행된 이력이 있다.
연구대상저수지로 선정한 배경은 월류방지구조물을 통해 월류로 인한 저수지 붕괴를 방지하고, 노후 제체의 안정성 증대를 목적으로 하고 있으므로, 월류방지구조물 설치 조건에 적합하다고 판단되어 대상저수지로 선정하였다.
2.2 모형축조를 위한 상사법칙
실내모형실험에서 측정된 결과를 원형에 적용하기 위해서는 일반적으로 기하학적 상사(길이비, 면적비, 체적비), 운동학적 상사(가속도비, 시간비, 속도비, 유량비), 동역학적 상사(힘의 비, 질량비)법칙이 적용된다.
실질적인 흙의 거동은 윈심모형실험을 통해 공학적 물리량의 Scaling Factor를 정의할 수 있으나, 모형에서 사용하는 흙이 원형과 동일하고, 흙의 입경이 일정수준 이상 차이를 나타내지 않는다면 입자의 크기는 큰 영향을 주지 않는 것으로 나타난다.
Table 2는 상사법칙에 따른 실험모형과 원형의 관계를 나타낸 것이다. 상사법칙을 만족하기 위한 기하학적 조건은 lm/lp=λ 이고(lm, lp: 모형과 원형길이), 운동학적 상사 조건에서 시간은 tm/tp=λ0.5 로 나타낼 수 있다. 모형 축조 재료가 원형과 동일한 재료이기 때문에 변형률(λε)은 1로 가정하였고, 동일 재료를 사용하여 최대건조밀도 기준 상대다짐도 90% 이상이 되도록 다짐을 실시했기 때문에 밀도(λD)는 0.90으로 가정하였다.
2.3 제체 모형 축조 및 계측기 설치
Fig. 4는 제체 단면과 계측기 매설 위치를 나타낸다. 토조의 전체 규모는 높이(H) 95 cm, 길이(L) 270 cm, 폭(W) 670 cm로 콘크리트, 철제 및 투명 특수강화 재질로 제작하였고, 모형실험 은 전체 토조내에서 구현 가능한 최대크기인 1/30 규모로 축조하였다. 비탈면 경사는 1:2.0 (하류사면), 1:2.5 (상류사면)으로 제작하였다.
50년 이상 경과 된 저수지는 노후화로 인하여 제체 내부의 core와 필터가 기능을 상실한 상태로 안정성에 영향을 주기 때문에 수직 및 수평필터의 설치는 내부침식 방지에 중요한 역할을 한다(Lee et al., 2018; Lee, Park et al., 2019; Lee, Lee, Ryu et al., 2020).
필터가 정상 기능을 할 때의 제체 내부 공극 수압 거동을 확인하고자 수직 필터(두께: 3.5 cm)는 월류방지구조물의 코어 하단까지 설치하고 수평 필터는 쇄석으로 축조된 toe-drain에 연결하였다. 코어는 노후화로 인해 기능이 상실한 것으로 가정하여 월류방지구조물의 하부 매설심도(G.L -7 cm)까지만 축조하고, 수직 필터 부근에 접촉하도록 하여 코어를 통과한 침투수는 필터를 통하여 배수되도록 하였다.
실험 저수지 축조에 사용된 성토재료는 균질한 상태로 포설하기 위하여 4.75 mm체를 통과한 시료만 사용하였고, 최적 함수비 상태에서 기초지반으로부터 약 10 cm씩 포설 후 최대건조밀도를 기준으로 상대다짐도 90% 이상이 되도록 다짐하여 축조하였다.
공극수압계(정격용량: 200 kPa, 허용출력: 0.5~1.6 mV/V, 비직선성: 0.5% R.O, 온도범위: 0~80 ℃)는 기존 댐마루와 구조물과의 접속부에서의 누수 측정을 위해 상류 사면 하부(P1, 매설깊이: 하부에서 25 cm), 제체 중앙 하부(P2, 매설깊이: 하부에서 20 cm), 하류 사면 하부(P3, 매설깊이: 하부에서 5 cm), 코어 하부(P4 및 P6, 매설깊이: 하부에서 44 cm), 하류 사면 상부(P5 및 P7, 매설깊이: 하부에서 38 cm)에 설치하였다. 공극수압계는 측정전에 48시간 동안 수침하고, 케이블에 의해 Data Logger (16 channel)로 연결하여 작동여부를 확인한 후 사용하였고, Computer에 자동 저장하여 분석하였다.
2.4 월류방지구조물의 설치
월류방지구조물로는 L형 옹벽 형태의 콘크리트 구조물을 설계기준(MOLIT, 2008, 2020; MAFRA, 2019)을 준용하여 모형 제체에 1/30의 축소비를 적용하였고, 증고 높이는 둑 높이기 사업이 완료된 63건의 사례 분석 후 3 m로 결정하였다. 댐마루 상부에 설치한 L형 모형의 치수는 Fig. 4와 같이 높이 12 cm, 너비 8 cm, 두께 3 cm이며, 기초판은 길이 8 cm, 두께 1 cm로 댐마루 상부에 설치하였다.
Fig. 5(a)는 L형 옹벽 설계단면을 보여주며, (b)는 이를 시공 설치하는 과정을 보여준다. 월류 구조물의 매설 심도는 댐마루 중앙을 기준으로 Case 1 (G.L -3 cm) 및 Case 2 (G.L -7 cm)로 각기 다른 조건을 적용하였다.
Fig. 5(c)는 수위 변화에 따른 수직 및 수평 변위(정격용량: 50 mm, 허용출력: 0.9~1.5 mV/V, 비직선성: 0.5% R.O, 온도범위: 0~80 ℃)를 측정하기 위해 구조물 상류측에 H1 및 V1, 하류측에 H2, 댐마루 상부에 V2를 설치하여 변위값을 측정하였고, (d)는 완성된 모형 저수지이다.
2.5 매설심도 및 수위조건 선정
월류방지구조물은 매설심도에 따라 구조물의 규모, 공사기간, 공사비가 결정되는데 국내 현장조사 결과 별도의 모형실험이나 수치해석에 의한 안정성 평가 없이 각각 다른 형태로 설계⋅시공되고 있는 실정이다. 이러한 실정에서 농업용 저수지에 월류방지구조물을 설치 시, 구조물과 제체 사이는 재료성질 및 하중차이로 침하현상을 검토하여야 하며, 수위조건에 따라 접속부에서의 누수 및 침투의 발생여부가 중요한 평가 대상이다.
월류방지구조물의 높이는 극한호우시 가능최대강수량(Probable Maximum Precipitation, PMP)를 고려하여 결정하였고, 매설 심도는 침투수압으로 인한 누수 가능성과 직접적인 연관성이 있기 때문에 Fig. 4와 같이 Case 1은 댐마루 G.L –3 cm (현장: 0.9 m), Case 2는 댐마루 G.L -7 cm (현장: 2.1 m)로 구분하여 매설 심도를 결정하였다.
수위 조건은 단계적으로 홍수위(S1), 댐마루 수위(S2), 월류 수위(S3)로 구분하였다. 수위 조건은 Table 3과 같이 각기 다른 월류방지구조물의 매설심도별로 적용하였으며, 수위 상승은 각 단계에서 P1, P2, P3의 공극수압이 충분히 포화되어 일정한 상태까지 도달한 이후 연속적으로 수위를 증가시키는 방식을 채택하였다.
Table 3
Water Level Condition
3. 결과 및 고찰
3.1 수위 변화에 따른 월류방지구조물의 변형 특성
3.1.1 Case 1 (매설심도 : G.L -3 cm)
댐마루에 구조물 설치시 제체와 구조물 접속부는 수리적으로 매우 취약하므로 3단계 수위변화(홍수위, 댐마루 수위, 월류수위)시 접촉면에서의 침투특성 및 변형거동을 분석하였다.
월류방지구조물 매설심도는 댐마루 G.L -3 cm, 수위는 홍수위(S1: F.W.L 44 cm), 댐마루 수위(S2: D.W.L 51 cm), 월류수위(S3: O.W.L 54 cm)로 변화시키며 변형을 관찰하였다. Fig. 6은 Case 1에 대한 수위별 저수지 상태를 나타낸다.
초기수위(a)에서 홍수위(b) 44 cm까지 수위 상승 후 일정하게 유지하는 동안 구조물과 코어의 접속부에서 누수 및 변형 등의 특이점은 관찰되지 않았다. 댐마루 수위(c) 51 cm까지 상승 후 수위를 일정하게 유지하는 기간에도 구조물과 코어의 접속부와 하류사면에서 별도의 누수는 관측되지 않았다.
그러나, 월류수위(d) 54 cm 상태에서는 수위 상승 후 구조물과 코어의 접촉면 일부에서 포화 영역이 관측되었는데, 이는 수위가 최고조(h = 54 cm)까지 상승하면서 댐마루 코어에 침투가 발생했음을 알 수 있다. 그러나, 하류 사면에 누수와 변형 발생에 대한 흔적은 나타나지 않아 얕은 매설심도(G.L -3 cm)에서도 L형 구조물은 수압에 충분한 저항력을 가지고 있는 것으로 평가되었다.
3.1.2 Case 2 (매설심도 : G.L -7 cm)
월류방지구조물 매설심도는 댐마루 G.L -7 cm이며 수위는 홍수위(S1: F.W.L 48 cm), 댐마루 수위(S2: D.W.L 55 cm), 월류수위(S3: O.W.L 58 cm)로 변화시키며 누수, 침하, 변형을 관찰하였다. Fig. 7은 Case 2에 대한 수위별 저수지 상태를 나타낸다. 초기수위(a) 0 cm에서 홍수위(b) 48 cm까지 수위상승 후 일정하게 유지하는 동안 Case 1과 동일하게 구조물과 코어의 접촉면 부분에서 누수 및 변형 등의 특이점은 나타나지 않았다.
댐마루 수위(c) 55 cm까지 상승 후 일정 수위를 유지하는 동안에도 응력에 대한 댐체 변형이나 누수현상이 관측되지 않아 댐마루 수위까지 안정성을 유지하는 것으로 평가되었다.
그러나, 월류수위(d) 58 cm에서는 수위 상승 후 구조물과 코어의 접속부에서 포화 영역이 Case 1보다 넓게 관측되어 매설심도(G.L -3 cm) 조건보다 취약하지만 큰 차이는 없는 것으로 나타났다.
전체적으로 Case 별로 두 비교군 모두 월류 수위에서 포화영역이 발견되었는데, 이는 최고조에서 형성된 수위가 댐마루에 누수와 변형 등의 위험요소가 될 소지가 있음을 나타내는 결과이다. 그럼에도 불구하고, 실험이 종료되는 시간까지 누수나 변형이 없다는 점은 극한 조건에서 월류가 발생한다 하더라도 장기간 수압에 저항할 수 있는 설계구조임을 입증한다. 이는 댐마루 수위에서 월류수위로 상승한 시점에서 댐체 내부의 침투수가 필터에 의해 하류사면 비탈끝에서 배수가 시작되고, 이로 인해 수압이 지속적으로 분산되고 있음을 시사한다.
이러한 결과로부터 L형 월류 방지 구조물의 높이는 가능최대강수량(PMP)에 맞추어 결정해도 큰 영향을 미치지 않는 것으로 나타났다. 또한, 월류방지구조물의 매설심도도 수위 높이에 크게 영향을 받지 않아 잠재적 누수 구간인 댐체와 구조물의 경계부만 철저하게 시공된다면 용이한 시공성과 구조적 안정성을 확보할 수 있는 것으로 평가되었다.
3.2 수위 변화에 따른 공극수압의 거동
3.2.1 Case 1 (매설심도 : G.L -3 cm)
모형실험은 다양한 조건하에서 실험을 진행하여 실증성을 제공해주는 장점이 있으나, 육안 확인이 불가능한 지점을 실시간으로 파악하기 어렵기 때문에 계측기에 의존해야 하는 측면이 있다.
계측 지점 계측값을 바탕으로 실험 전반적인 현상을 설명하는 것은 가능하나, 계측기가 매설되지 않은 비계측 지점에서 특이 현상이 발생되는 경우 계측값에 대한 신뢰성이 낮아지므로 현상에 대한 분석은 육안 관찰과 계측에 의한 결과가 상호 보완될 필요가 있다.
Fig. 8은 Case 1에서 수위 변화에 따른 공극수압 변화를 나타낸 것이다.
상류사면(P1)은 수위 상승에 따라 직접적으로 영향을 받기 때문에 수위단계별로 공극수압이 급격히 상승한 후 일정하게 유지되었고, 월류수위(S3)로 상승 후 소폭 감소하는 거동을 나타내었다.
코어 하부(P4)에서는 구조물과 제체 재료의 이방성으로 인한 상류수의 높은 침투 효과와, 수직필터의 배수작용으로 인해 수위상승에 의한 수압 영향을 직접 받게 된다. 이에, 전반적인 거동 양상은 상류사면(P1)과 동일하게 관측되었다.
제체 중앙 하부(P2)는 초기에 침투수가 도달되지 않아 완만하게 증가하고, 코어 하부(P4)보다 매설 심도가 깊음에도 불구하고 수압이 작게 관측되었다. 이는 구조물과 제체 사이로 침투수가 유입되어 코어 하부(P4)로 모이게 되고 수직필터의 원활한 배수작용으로 제체 중앙 하부(P2)에 수압이 작게 작용한 것으로 판단된다.
특히, 월류수위(O.W.L)로 상숭시 수압이 증가하는 코어 하부(P4)와 비교하여 제체 중앙 하부(P2)는 수압이 일정하게 유지되었다. 이는 침윤선이 제체와 구조물 사이에서 코어 하부(P4) 통과 후 수직 필터로 배수되는 현상을 나타낸 것으로 필터가 월류 수위에서도 원활하게 작동하고 있음을 의미한다.
하류사면 하부(P3)에서는 공극수압이 작고 일정한 패턴을 나타내었는데, 이는 gabion으로 대체된 toe-drain에서 원활한 배수로 공극수압의 증가를 억제하고 있는 것으로 나타났다. 또한, 월류방지구조물과 댐마루 코어의 접촉면에서 누수가 발생되지 않았다는 것을 의미한다.
댐마루와 구조물에 영향을 미치는 위치인 하류사면 상부(P5)에서는 현저히 낮은 수압을 나타내었는데, 이는 코어의 차수효과와 필터를 통한 원활한 배수효과로 인한 현상으로 판단된다.
3.2.2 Case 2 (매설심도 : G.L -7 cm)
Fig. 9는 Case 2에서 수위 변화에 따른 공극수압 변화를 나타낸 것이다.
코어 하부(P6)는 월류수위(O.W.L) 이전까진 제체 중앙 하부(P2)보다 공극수압이 높아 매설심도 G.L. -3 cm 조건과 차이를 나타내었다.
제체 중앙 하부(P2)의 경우, 침투수가 도달되지 않아 case 1과 유사하게 나타났고, 코어 하부(P6)보다 매설 심도가 깊지만 월류수위(O.W.L) 이전까지 코어 하부보다 낮게 나타났다. 이러한 침투의 영향으로 인해 침투수는 댐체와 월류 방지 구조물의 경계를 따라 코어 하부(P6)를 통과하고, 필터로 배수되고 있는 것으로 볼 수 있다.
월류수위(O.W.L) 이후로는 필터를 통해 배출되는 유량보다 댐체에 머무르는 침투유량이 더 많아져 매설심도 G.L -3 cm 조건은 매설심도 G.L -7 cm보다 수압에 취약한 것으로 평가되었다. 이는 수위 상승 후 코어 하부(P6)와 제체 중앙 하부(P2)의 수압이 역전되는 현상과 상류사면(P1)에서 수위가 다소 늦게 하강하는 현상으로 판단할 수 있다.
하류사면 하부(P3)는 Case 1과 유사하게 toe-drain에서 원활한 배수로 공극수압이 작게 나타났고, 댐마루와 구조물에 영향을 미치는 하류사면 상부(P7)는 필터의 배수 능력과 코어의 차수 능력으로 작게 나타났다. 월류수위 상승 이후 큰 폭으로 공극수압이 감소하는 패턴을 나타내었는데, 이는 침투용량보다 배수용량이 크기 때문에 공극수압에 영향을 미친 것으로 판단된다.
전반적으로 Case 1 (매설심도 G.L -3 cm) 조건과 Case 2 (매설심도 G.L -7 cm)에서의 공극수압은 유사한 거동을 나타내었지만, 일부 포화영역의 범위와 공극수압의 변화양상을 판단해 볼 때 구조적 안정성을 확보한다는 측면에서 월류방지구조물 시공시 매설심도보다 수위변화를 우선적으로 반영할 필요성이 있는 것으로 판단된다.
3.3 수위 변화에 따른 침하 분포
3.3.1 Case 1 (매설심도 : G.L -3 cm)
Fig. 10(a)는 Case 1에서 수위 변화에 따른 구조물 상류측(H1)의 수평 변위 분포를 나타낸 것이다. 초기 수위 상승에 따라 수압 증가와 댐마루 제체의 포화로 인해 상류측에서 하류측(- 방향)으로 소폭 이동하는 현상이 관찰되었다. 이후 홍수위(S1)부터 댐마루 수위(S2)까지는 수평 변위의 큰 변화 없이 일정하게 유지되었으며, 월류수위(S3) 상승 시 하류측 사면에 미세한 포화영역이 형성되면서 추가적인 하류 방향 이동이 나타났다.
정밀안전진단 기준에 따르면, 필댐 댐마루의 수평 변위가 10 cm 이하일 경우 ‘b’등급 이상, 콘크리트 옹벽의 경우 수평 변위 5 cm 미만(비진행성) 시 ‘a’등급으로 평가한다. 본 실험에서 측정된 최대 수평 변위는 0.07 mm로, 1/30 축소비를 고려하더라도 평가 기준 대비 매우 작은 수치로 나타나 수평 활동에 대한 안정성을 확보한 것으로 평가된다.
한편, 구조물 상단부의 수직 변위(V1)는(Fig. 10(b)) 초기 홍수위(S1) 상승 후 0.08 mm의 침하가 발생한 뒤 일정하게 유지되었다. 필댐 댐마루 침하 상태 평가 기준에서는 침하량 10 cm 이하를 ‘b’등급 이상, 콘크리트 옹벽 침하 기준에서는 5 cm 미만(비진행성)을 ‘a’등급으로 분류한다. 측정된 수직 변위 또한 1/30 축소비를 고려할 경우, 상태평가기준에 비해 매우 작은 수준이었으며, 이에 따라 침하에 대한 안정성도 확보된 것으로 판단된다.
3.3.2 Case 2 (매설심도 : G.L - 7 cm)
Fig. 10(a)는 Case 2에서 수위 변화에 따른 구조물 상류측(H1)의 수평 변위 분포를 나타낸 것이다. 초기 수위 상승에 따른 수압 증가와 댐마루 제체의 포화로 인해 상류측에서 하류측(- 방향)으로 약간 이동하였고, 홍수위(S1)부터 댐마루 수위(S2)까지는 수평 변위의 변화가 거의 없었다. 이후 월류수위(S3) 상승 시, 하류측 사면에 미세한 포화영역이 형성되면서 추가적인 하류 방향 이동이 발생하였다.
본 실험에서 측정된 최대 수평 변위는 0.09 mm로 Case 1과 동일하게 정밀안전진단 기준과 콘크리트 옹벽 기준과 대비하여 매우 작은 수준으로 나타나 수평 활동에 대한 안정성이 확보된 것으로 평가된다.
구조물의 수직변위(V1)는(Fig. 10(b)) 댐마루 수위(S2)에서 약간 증가하였고, 월류수위(S3) 이후 급격히 침하하여 0.14 mm 침하가 발생한 뒤 일정하게 유지되었다. 필댐 댐마루의 침하 평가 기준과 콘크리트 옹벽 기준 대비하여 측정된 수직 변위는 기준치보다 매우 작아 침하에 의한 구조적 안정성 역시 충분히 확보된 것으로 판단된다.
Lee et al. (2024)은 저수지 댐마루에 Gabion 옹벽을 이용한 월류방지구조물을 설치하고, 수위변화에 따른 구조물의 변형, 공극수압 분포, 변위거동을 비교 분석한 결과, 누수 및 침식에 효과적으로 예방할 수 있고, 수평변위와 수직변위는 댐 높이의 0.5%, 0.2%로 매우 작아 월류시 저수지 제체의 안정성을 높이는데 매우 효과적인 방법이라고 하였다.
전체적으로 Case 모두 수평변위는 하류방향을 약간 이동하였고, 수직변위는 약간씩 감소하였으며, 평가기준이내에 포함되어 안정한 것으로 평가되었다. 월류수위 단계(S3)에서는 변위가 미소하게 교차하는 원인은 Case 2의 수위가 더 높고 하류측에서 약간의 포화영역 형성 때문에 변화폭이 약간 더 크게 나타난 것으로 판단된다.
수위변화에 따른 수평 및 수직변위를 공극수압과 비교해 보면, 공극수압의 증가에 따라 하류측(-)방향으로 이동량이 증가할 것으로 예측되었지만, Case 모두 0.07~0.14 mm로 매우 작게 나타나 월류방지구조물과 댐마루 접촉면에서 누수에 의한 침하나 전도의 영향은 미미한 것으로 나타났다.
4. 결 론
본 연구에서는 노후 농업용 저수지 월류 붕괴 방지를 목적으로 댐마루에 L형 옹벽과 코어가 결합된 월류방지구조물을 설치하고, 구조물 매설 심도와 수위 변화에 따른 대형 실내 모형 실험을 수행하였다.
모형 실험을 통해 월류방지구조물이 적용된 제체의 침투 특성, 변형, 공극수압, 수직 및 수평 변위 거동을 비교⋅분석하여 다음과 같은 결론을 얻었다.
1. 월류방지구조물이 설치된 제체는 수위 상승에 따라 구조물과 댐마루 경계부 일부에서 포화 현상이 나타났으나, L형 옹벽의 보강 효과, 코어의 차수 기능, 수직 및 수평 필터의 원활한 배수 능력에 의해 접속부 누수는 관측되지 않았다. 이에 따라 구조물과 제체 모두 구조적 안정성을 유지하였다.
2. L형 옹벽은 매설 심도에 따라 구조물 규모, 공사 기간 및 비용이 결정되는데, G.L -3 cm (Case 1) 및 G.L -7 cm (Case 2) 매설 조건을 비교분석한 결과, 변형이나 누수 등의 특이사항이 발생하지 않았다. 이에 따라 최소 매설 심도로도 구조적 안정성이 확보 가능하여 경제적이고 신속한 시공이 가능한 것으로 평가된다.
3. L형 옹벽은 매설심도가 깊은 조건에서 댐체 내 작용하는 공극수압이 높게 나타나 매설심도가 얕은 조건보다 취약한 것으로 나타났다. 그러나, 월류수위가 지속되는 모든 Case에서 침투수가 원활히 배수되어 제체의 안정성이 유지될 수 있는 설계구조임을 나타냈다.
4. 수평 및 수직 변위는 매설심도가 깊은 조건에서 크게 나타났지만, 두 경우 모두 댐마루 및 콘크리트 옹벽 정밀안전진단 상태평가기준 기준치를 초과하지 않았다. 이에 따라 수평 변위로 인한 활동, 제체 포화로 인한 침하 및 전도 위험성 모두 안정한 것으로 평가되었다.
L형 옹벽, 댐마루 코어, 수직 및 수평 필터, 비탈끝 Toe-drain이 결합된 월류방지구조물은 월류수위가 지속되는 조건에서도 제체의 안정성을 유지하였다. 또한, 기존 둑 높이기 공법에 비해 단기간 내 경제적 설치가 가능하여, 향후 방재적 차원에서 극한호우로부터 노후 농업용 저수지의 월류를 효과적으로 차단할 수 있는 유효한 방안이 될 것으로 판단된다.
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