본 연구에서는 월류에 의한 붕괴 메커니즘의 규명을 위해 모형제방(제방고 0.4~0.8m)과 실물제방(제방고 1.0m)을 대상으로 월류 붕괴실험을 수행하였다. 월류에 의한 제방붕괴는 1단계에서는 월류에 의해 비탈표면에서 세굴이 발생되었으며, 월류의 유속은 완만히 증가되었다. 2단계에서는 붕괴단면이 커지고 유속도 급격히 증가되었다. 3단계에서는 월류에 의해 제방 단면이 완전히 붕괴되고 붕괴면적이 넓어져 유속이 상대적으로 감소되었다. 월류에 의한 제방의 붕괴각(${\theta}$)은 큰 자중, 감소된 전단저항력 및 월류의 흐름에 의한 추가 소류력으로 인해 랭킨토압의 사면붕괴각보다 크게 나타났다. 제방고(H)가 증가될수록 월류에 의한 제방의 월류 유속(${\upsilon}$)이 증가되었으며, 이로 인해 소류력이 추가로 작용되어 제방의 붕괴각(${\theta}$)과 붕괴면적(A)이 함께 증가되었다. 모형실험과 실물실험에 사용된 모래 시료가 동일한 입경크기로 한계세굴유속이 같아 월류 유속변화에 의해 세굴 특성이 지배되는 것으로 나타났다.
본 연구에서는 월류에 의한 붕괴 메커니즘의 규명을 위해 모형제방(제방고 0.4~0.8m)과 실물제방(제방고 1.0m)을 대상으로 월류 붕괴실험을 수행하였다. 월류에 의한 제방붕괴는 1단계에서는 월류에 의해 비탈표면에서 세굴이 발생되었으며, 월류의 유속은 완만히 증가되었다. 2단계에서는 붕괴단면이 커지고 유속도 급격히 증가되었다. 3단계에서는 월류에 의해 제방 단면이 완전히 붕괴되고 붕괴면적이 넓어져 유속이 상대적으로 감소되었다. 월류에 의한 제방의 붕괴각(${\theta}$)은 큰 자중, 감소된 전단저항력 및 월류의 흐름에 의한 추가 소류력으로 인해 랭킨토압의 사면붕괴각보다 크게 나타났다. 제방고(H)가 증가될수록 월류에 의한 제방의 월류 유속(${\upsilon}$)이 증가되었으며, 이로 인해 소류력이 추가로 작용되어 제방의 붕괴각(${\theta}$)과 붕괴면적(A)이 함께 증가되었다. 모형실험과 실물실험에 사용된 모래 시료가 동일한 입경크기로 한계세굴유속이 같아 월류 유속변화에 의해 세굴 특성이 지배되는 것으로 나타났다.
This research conducted the two types of model tests to examine the failure parameters by levee overflow, those were the pilot-scale levee (model height 0.4~0.8 m) and real scale levee (model height 1.0 m). The procedure of levee failure by overflow was succeeded to the following three steps: At fir...
This research conducted the two types of model tests to examine the failure parameters by levee overflow, those were the pilot-scale levee (model height 0.4~0.8 m) and real scale levee (model height 1.0 m). The procedure of levee failure by overflow was succeeded to the following three steps: At first step, the local scouring on levee slope was happened and the overflow velocity was increased slowly. At second step, the enlarged scouring surface and the rapid overflow velocity were succeeded. At last, the levee section was broken totally and the overflow velocity was decreased because of the wide failure surface of levee. The levee failure angle (${\theta}$) was appeared bigger than slope failure angle of Rankine earth pressure. The enlarged levee height (H) made the faster overflow velocity (${\upsilon}$) of the levees, therefore additional tractive force was applied to it, futhermore the failure angle (${\theta}$) and failure surface (A) were enlarged. Because the sand sample for pilot-scale and real scale tests had the same diameter, the critical scouring velocity of each type was also the same, and the scouring properties were governed by variation of overflow velocity.
This research conducted the two types of model tests to examine the failure parameters by levee overflow, those were the pilot-scale levee (model height 0.4~0.8 m) and real scale levee (model height 1.0 m). The procedure of levee failure by overflow was succeeded to the following three steps: At first step, the local scouring on levee slope was happened and the overflow velocity was increased slowly. At second step, the enlarged scouring surface and the rapid overflow velocity were succeeded. At last, the levee section was broken totally and the overflow velocity was decreased because of the wide failure surface of levee. The levee failure angle (${\theta}$) was appeared bigger than slope failure angle of Rankine earth pressure. The enlarged levee height (H) made the faster overflow velocity (${\upsilon}$) of the levees, therefore additional tractive force was applied to it, futhermore the failure angle (${\theta}$) and failure surface (A) were enlarged. Because the sand sample for pilot-scale and real scale tests had the same diameter, the critical scouring velocity of each type was also the same, and the scouring properties were governed by variation of overflow velocity.
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문제 정의
02에 제시된 제체 재료별 누수에 대한 저항성을 평가하면, 통입분류법에서 SP로 균열에 취약한 흙으로 판정된다. 본 연구에서 모형제방을 균열에 취약한 흙으로 축조한 이유는 월류 붕괴단면의 형성을 유도하기 위함이다. 그리고 Kim et al.
본 연구에서는 월류에 의한 하천제방의 붕괴 메커니즘을 규명하고자, 축소모형과 실물모형의 월류 붕괴실험을 수행하였다. 이를 토대로 월류에 의한 붕괴 메커니즘을 규명하고 매개변수인 붕괴각(θ)과 붕괴율(k)을 산정하였다.
본 절에서는 월류에 의한 제방붕괴 메커니즘의 특성을 규명하기 위해 제방 붕괴폭(B)의 변화와 붕괴 지속시간(T)을 고려하여 제방 붕괴율(k, m/hr)을 검토하였다.
가설 설정
본 연구에서와 같은 제방 모형실험의 흐름상사성은 원형(prototype) 및 모형(model)의 중력(gravity)과 관성력(inertia force)의 비를 일치시키는 플루드(Froude) 상사(λFr=1)를 가정하여 식 (3)과 같이 산정하였다.
제안 방법
그리고 Kim et al.(2015)이 수행한 축소모형제방의 월류 붕괴실험과 달리, 실물제방 실험을 수행하여 축소모형 실험과의 월류 붕괴 메커니즘을 비교분석하였다.
1절에 제시된 낙동강 하상토를 낙하고 80 cm에서 낙사시켜 제체 지반을 조성하고, ② 조성된 제체 지반에 물다짐을 수행하고 1시간 동안 방치하였다. ③ 축조된 지반은 현장단위중량시험을 통해 단위중량과 함수비를 측정하였다. 실험제방의 전체단위중량은 16.
⑤ 월류에 의한 제방 붕괴메커니즘의 규명을 위해 측벽의 붕괴각(θ)와 제방붕괴율(k) 그리고 유속(v)을 측정하였다.
본 연구에서는 월류에 의한 하천제방의 붕괴 메커니즘을 규명하고자, 제방고가 0.4∼0.8 m인 축소모형과 제방고가 1.0m인 실물모형의 월류 붕괴실험을 수행하였다.
상사실험은 실험현장의 조건에 맞게 모형의 길이비를 결정한 후 속도비와 시간비 등을 일치시켜 상사성을 맞춘다.
실험결과를 토대로 월류에 의한 붕괴 메커니즘을 규명하고 매개변수인 붕괴각(θ)과 붕괴율(k)을 산정하였다.
이를 토대로 월류에 의한 붕괴 메커니즘을 규명하고 매개변수인 붕괴각(θ)과 붕괴율(k)을 산정하였다.
대상 데이터
본 실험은 안동지역의 낙동강 하상토를 사용하였으며, 공학적 특성은 Table 1과 같고 Fig. 2는 제방실험에 사용된 흙의 입도분포곡선과 A 다짐에 의한 다짐곡선이다. 통입분류법에 의해 SP로 분류되며, 곡률계수는 0.
균열 영향인자 평가에서는 균열의 정도, 시공법, 지형조건 등이 고려되었으며, 현지 채취시료에 대해 기본적인 물성시험을 실시하여 입도와 소성도를 분석하고 균열저항등급을 제안하였다(Korea Geotechnical Society, 2012). 실험에 사용된 시료는 NAVFAC Manual(1986)의 DM 7.02에 제시된 제체 재료별 누수에 대한 저항성을 평가하면, 통입분류법에서 SP로 균열에 취약한 흙으로 판정된다. 본 연구에서 모형제방을 균열에 취약한 흙으로 축조한 이유는 월류 붕괴단면의 형성을 유도하기 위함이다.
이론/모형
월류에 의한 제방 붕괴단면의 좌우 비탈면의 붕괴각(θ)은 Fig. 12의 비탈면 안정해석을 위한 한계평형법을 이용하여 산정한다.
성능/효과
(2) 월류에 의한 제방의 붕괴각(θ)은 랭킨토압의 붕괴각(θR)보다 크게 나타났다.
(3) 월류에 의한 실물실험 제방의 붕괴율(k)은 제방 붕괴폭(B)이 넓어질수록 감소되었으며, 환산현장실물계보다 모형실험계와 유사한 경향을 보였다. 이러한 원인은 축소모형실험과 실물실험에 사용된 모래 시료가 동일한 입경으로 한계 세굴유속이 같아 유속변화에 의해 세굴특성이 지배되기 때문이다.
이러한 국부적인 세굴이 반복되며, 월류수의 소류력에 의해 붕괴 단면에 확대되며 최종 붕괴단면을 형성하는 것으로 나타났다. 기존 문헌들에서 제시된 월류 붕괴메커니즘은 결과적으로 월류수의 세굴에 의해 붕괴단면과 유로가 발달되며 최종적으로 붕괴단면을 형성하는 것으로 나타났다.
랭킨토압의 붕괴각(θR)에서 산정된 붕괴면적(AR)과 소류력에 의한 붕괴면적(At)의 비율은 제방고가 0.4∼0.8m로 증가될수록 20.5∼38.7% 까지 증가되었다.
4m의 축소모형 제방에서만 유속변화가 세 단계로 구분되는 것으로 나타났다. 본 연구에서의 제방고 0.4m와 동일하였으며, 제방고가 높아질수록 2단계에서의 유속이 급격히 변화되는 것으로 나타났다. 이는 제방고가 높아져 사각형 형상의 붕괴단면의 크기가 상대적으로 커지기 때문이다.
소류력에 의한 붕괴면적(At)은 0.109m2이고 랭킨토압의 파괴면에서 산정된 붕괴면적(At)과 소류력에 의한 붕괴면적(At)의 비율은 44.9%로 나타났다.
실물실험 제방(제방고 1.0m)의 제방 붕괴특성은 제방 붕괴폭(B)이 0.3∼1.2m로 넓어질수록 제방 붕괴율(k)은 48.0m/hr∼17.9m/hr로 감소되는 것으로 나타났다.
이러한 세굴 및 침식이 점진적으로 발달되면서, 붕괴단면과 유로가 확대 진전되며, 하류측의 둑마루가 붕괴되고 이후 상류측의 둑마루도 붕괴된다. 월류수의 흐름이 증가되며 붕괴 단면이 확대되고 최종 붕괴단면이 형성되는 것으로 나타났다. 국내에서는 Kim et al.
(2015)에 의해 모형제방의 붕괴실험이 수행되었으며, 월류에 의한 비탈면의 국부적인 세굴이 발생되고, 월류 단면에서 직각 형태의 깊은 파괴면이 발달되고 파괴면의 자중에 의해 국부적인 파괴가 발생되는 것으로 보고하였다. 이러한 국부적인 세굴이 반복되며, 월류수의 소류력에 의해 붕괴 단면에 확대되며 최종 붕괴단면을 형성하는 것으로 나타났다. 기존 문헌들에서 제시된 월류 붕괴메커니즘은 결과적으로 월류수의 세굴에 의해 붕괴단면과 유로가 발달되며 최종적으로 붕괴단면을 형성하는 것으로 나타났다.
10은 월류에 의한 제방붕괴 과정에서의 제방고별 유속변화를 나타낸 것이다. 축소모형실험에서 측정된 유속이며, 제방고 0.4m의 최대 유속은 0.81m/sec, 제방고 0.5m은 1.01m/sec, 제방고 0.6m은 1.19m/sec, 제방고 0.7m은 1.45m/sec, 제방고 0.8m은 1.53m/sec로 제방고가 높아질수록 최대유속이 증가되는 것으로 나타났다.
축소모형실험의 소류력에 의한 붕괴면적(At)은 제방고가 0.4∼0.8m 까지 증가될수록 0.008∼0.060m2로 증가되었다.
질의응답
핵심어
질문
논문에서 추출한 답변
제방붕괴의 원인 및 각 원인의 발생건수와 비율은?
Korea Institute of Civil Engineering and Building Technology, KICT(2004)는 1987년～2003년까지의 제방붕괴에 대한 통계자료를 조사하였으며, 노후화 및 이상홍수로 인하여 조사건수 758건 중 침식 300건(39.6%), 월류 295건 (38.9%), 제체 불안정 87건(11.5%), 구조물에 의한 파괴 76건(10.0%) 등으로 인해 발생되는 것으로 나타났다. 이들 중에 월류에 의한 월류 파괴과정은 Nakajima(2003)에 의해 보고되었으며, 먼저 강우 침식에 의한 뒷비탈 포화 및 흙의 강도 저하가 발생되고, 하천수 월류 발생, 월류 수심 증대 및 월류수에 의한 뒷비탈기슭의 세굴 발생된다.
월류에 의한 하천제방의 붕괴메커니즘을 규명하기 위해 중요한 것은?
월류에 의한 하천제방의 붕괴메커니즘을 규명하기 위해서는 월류에 의해 발생되는 제방의 세굴수로(breach channel)의 폭을 결정하는 것이 중요하다. 세굴수로의 폭은 초기 사각형 형상에서 소류력에 의해 사다리꼴 형상으로 변해가는 과정에 따라 결정한다.
월류에 의한 제방붕괴 과정은?
0%) 등으로 인해 발생되는 것으로 나타났다. 이들 중에 월류에 의한 월류 파괴과정은 Nakajima(2003)에 의해 보고되었으며, 먼저 강우 침식에 의한 뒷비탈 포화 및 흙의 강도 저하가 발생되고, 하천수 월류 발생, 월류 수심 증대 및 월류수에 의한 뒷비탈기슭의 세굴 발생된다. 세굴이 점차적으로 진행되면서 비탈어깨까지 세굴이 발생되고 둑마루의 붕괴가 시작된다. 이후 둑마루의 붕괴와 하천수의 유출로 인한 뒷비탈면의 붕괴가 유발된다. 이러한 월류에 의한 흙댐과 제방의 붕괴메커니즘을 규명하기 Mohamed et al.
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