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1. 서론

Korea Institute of Civil Engineering and Building Technology, KICT(2004)는 1987년~2003년까지의 제방붕괴에 대한 통계자료에 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. 이러한 하천제방의 붕괴에 대한 안정성은 설계단계에서 검토하고 있다.

Korea Water Resources Association, KWRA(2009)와 Korea Geotechnical Society, KGS(2009)에서는 하천제방의 지반공학적 안정성은 침투현상과 밀접한 관련을 가지고 있으며 침투해석을 통해 파이핑에 대한 안정성을 검토하고 이와 연계된 비탈면 안정해석을 수행하도록 제시하였다. 특히, 수위 상승시 침윤면에 의해 포화대가 발달하면 제체 비탈면의 활동파괴가 발생할 수 있고 기초지반의 제체에서는 누수로 인한 파이핑(progressive backward erosion)이 발생할 수 있다(KGS, 2012).

하천제방의 파이핑에 대해서는 수치해석과 실험적 연구가 진행되었으며 최근에는 원심모형실험을 통해 연구되고 있다(Ozkan, 2003; Jin, et al., 2011). Kohno, et al. (1987)는 하천제방의 파이핑에 의한 붕괴와 방지 대책에 대해 수치해석과 실험적 연구를 수행하였다. 유한요소해석과 실험결과를 비교분석하여 제방 붕괴의 방지대책과 기법을 제안하였다. 하천제방에 대한 수치해석적 연구는 일반적인 제방보다는 침투류의 흐름변화를 발생시키는 구조물이 있을 경우를 대상으로 진행되었다. Kim, et al. (2000)은 2차원 침투해석을 이용하여 하천제방의 배수통문의 안정성을 평가하였다. 배수통문이 있을 경우에는 기초지반의 파이핑에 대한 안전율이 불안정해지는 것으로 나타났다. Kwon(2007)은 3차원 침투해석에 의한 하천제방 배수통문 설계 개선방안에 대해 연구하였다. 침투해석의 영향인자에 대해서도 검토하였으며, 분할요소의 크기에 따라 해석결과로 산정된 동수경사가 달라지며, 경사도가 1 : 3인높이 10.0 m의 표준제방은 분할요소의 크기가 1/10에서 해석결과가 수렴됨을 제시하였다. 또한, 제체(k₁)와 기초지반(k₂)의 투수계수비(k₁/k₂)에 따른 영향성을 분석하였으며, 기초지반의 투수계수가 클수록 정상상태에 쉽게 도달하는 것으로 나타났으며, 유출 동수경사도 크게 산정되어 파이핑에 취약한 것으로 나타났다.

하천제방의 유지관리에서는 정기적으로 정밀안전진단을 수행하며 현장점검을 통해 제방의 상태를 평가하게 된다. 상태평가에 대한 조사항목은 제체의 침하, 활동, 누수, 세굴 및 침식, 훼손, 수목의 식생 등이며, 호안의 기초세굴과 비탈덮기의 활동과 손상, 호안머리보호공의 손상, 하상부의 세굴과 퇴적에 대해 조사한다. 하지만, 각 조사항목에 대한 영향성과 평가기준은 Korea Infrastructure Safety and Technology Corporation, KISTEC(2012)에 제시되어 있지만, 정량적인 자료가 아닌 점검자의 주관적 판단에 의해 결정된다.

하천제방은 세굴 및 침식과 비탈덮기와 호안머리보호공의 손상으로 인해 노후화되어 훼손된다. 특히, 강우에 의한 세굴이 주로 발생되며 Nakajima(2003)은 Fig. 1과 같이 비탈면 세굴 메커니즘을 규명하였다. 하지만, 세굴과 침식 등으로 인해 발생되는 제체 훼손에 대한 영향성이 검토되지 않았다. 또한, KICT(2004)에 의해 제시된 바와 같이 하천제방의 붕괴유형을 고려하면 제체의 세굴 및 침식에 의한 침식(39.6%)과 제체불안정(11.5%)이 가장 큰 비중을 차지하지만, 이에 대한 연구는 미흡한 실정이다.

Fig. 1

Mechanism of slope scouring

기존 연구들에서는 하천제방의 파이핑과 비탈면 안정성에대한 실험과 수치해석적 연구가 수행되었다(Kohno, et al.,1987; Ozkan, 2003; Jin, et al., 2011). 이러한 연구들 외에는 배수통문이 있을 경우에 대한 하천제방의 안정성에 대한 연구들이다(Kim, et al., 2000; Kwon, 2007). 하지만 KICT(2004)에 의해 보고된 바와 같이 제체의 침식과 훼손에 의한 제방붕괴가 큰 비중을 차지함에도 이에 대한 연구는 진행되지 않고 있는 실정이다.

따라서, 본 연구에서는 하천제방의 제내지 비탈면의 훼손으로 인해 발생되는 침투거동의 변화와 이와 연계된 비탈면 안정성을 평가하였다. 먼저 문헌연구와 설계기준을 검토하여 제방의 표준단면을 선정하고 수위조건을 결정하였다. 제방의 단면은 높이 10.0 m, 경사도는 1 : 3이다. 수위조건은 고수위 지속조건과 수위변화 조건을 모두 고려하였다. 제외지의 홍수위(HWL, high water level)은 18.0 m이며, 제내지와의 수위차는 8.0 m이다.

제내지 비탈면의 훼손에 따른 영향성을 평가하기에 앞서 설계기준에서 제시된 제방의 토사 재료와 제체(k₁)와 기초(k₂)의 투수계수비(k₁/k₂)에 따른 침투거동을 평가하였다. 이 후 실트질 모르래를 대상으로 제내지 비탈면의 훼손에 따른 영향성을 평가하였다.

훼손영역은 Nakajima(2003)가 제시한 세굴 발생메커니즘을 토대로 타원형으로 선정하였다. 제내지 비탈면의 훼손으로 인해 발생되는 침투거동의 변화는 1)훼손영역의 형상 및 위치, 2)수위조건, 3)제체(k₁)와 기초(k₂)의 투수계수비(k₁/k₂)에 따라 평가하였다. 침투해석은 부정류 조건으로 수행하고 산정된 유출 동수경사의 변화로 훼손영역에 의한 영향성을 정량화하였다. 또한, 이와 연계된 비탈면 안정해석을 수행하여 비탈면 안전율의 변화를 평가하였다.

2. 제방의 안정해석

3. 해석조건

3.1 제방단면과 요소망의 크기

본 연구의 제방단면은 하천설계기준을 만족하는 높이 10.0 m의 대표단면으로 해석을 수행하였다(Fig. 2). 둑마루의 폭은 4.0 m이며, 비탈면 경사도는 1 : 3이다. 제외지의 최대수위(HWL, high water level)는 8.0 m이며, 여유고는 2.0 m이다. 이때 발생되는 제내지와의 수위차는 8.0 m이다.

Fig. 2

Section of embankment

파이핑은 제체와 기초지반의 투수계수 차이에 의해서도 영향을 크게 받는다. 제체보다 기초지반의 투수계수가 클 때 유출 동수경사와 침투속도가 크게 증가되는 것으로 알려져 있다(Kwon, 2007). 따라서, 본 연구에서도 제체(k₁)와 기초(k₂)의 투수계수비(k₁/k₂)를 1.0, 10.0 0.1의 세 가지 조건으로 고려하였다.

부정류 조건과 같이 시간에 따른 침투수의 흐름현상이 달라지는 경우에는 요소망의 분할크기가 해석결과에 큰 영향을 미친다. Ministry of Construction(2000)에서는 제체에 대한 분할요소의 최대 크기를 제방 높이의 1/10 이하로 제한 적용하도록 하고 있으며, 따라서 본 연구에서도 분할요소의 크기를 제방높이의 1/10로 Fig. 3과 같이 생성하였다. 침투해석 결과는 제내지 비탈면의 뒷비탈 기슭의 유출 동수경사를 산정하였다.

Fig. 3

Geometry of embankment

3.2 훼손영역

훼손영역은 Fig. 4와 같이 제내지 비탈면에 타원형으로 산정하였다. 타원형은 Nakajima(2003)가 제시한 비탈면 세굴 발생메커니즘에 의한 훼손영역에 가장 유사한 기하형상이기 때문이다.

Fig. 4

Damaged area of embankment

훼손영역은 제내지 비탈면에서의 위치와 장변의 길이, 깊이를 달리하였다. 위치는 제내지 비탈면의 머리를 기준으로 상부, 중간부 그리고 하부에 선정하였으며, 장변길이(a)는 10.0, 20.0 그리고 30.0 m, 깊이(d)는 1.0, 2.0 그리고 3.0 m로 형성하였다(Table 1).

Table 1

Geometric conditions of damaged area

3.3 지반특성

하천설계기준(KWRA, 2009)에서는 제방의 재료는 일반적으로 흙을 사용하며, 재료의 취득성과 경제성 등을 종합적으로 고려하여 선정하도록 제시하였다. 일반 도로의 경우와 달리 흙의 전단강도 측면뿐만 아니라 물의 침투방지를 고려하여 투수특성을 충분히 고려해야 한다.

제방재료는 통일분류법상 GM, GC, SM, SC, ML, CL 등과 같은 일정 정도 점토(C) 및 실트(M)와 같은 세립분을 함유해야 한다. 또한, 제방 재료의 최대치수는 100 mm 이내이며, 투수계수가 10^-3 cm/sec 이하인 것이 적당하다. 누수에 대한 저항성은 빈입도일수록, 저소성(nonplastic or low plastic)의 재료일수록 취약하다. 저소성의 재료는 누수에 대한 저항능력이 근본적으로 작을 뿐만 아니라 다짐이 불량할 경우 제방의 하류 기슭에서 대규모 누수영역을 형성할 수 있으며, 빈입도의 재료일수록 포화대를 크게 형성하는 경향이 우세하다(KGS, 2012; Sherard, 1953).

본 연구에서는 제내지 비탈면의 훼손에 대한 영향성을 평가하기에 앞서 설계기준에 제시된 다양한 지반재료에 대해 침투해석을 먼저 수행하였다. 그리고 기존 연구사례들과 달리 토사의 불포화 물성을 고려하여 보다 엄밀하게 침투거동을 평가하였다.

Table 2는 침투해석에 적용된 흙의 종류별 불포화 물성치를 나타낸 것이다. 통일분류법상 세립분이 포함된 사질토(SM)부터 고소성의 점성토(CH)까지 지반조건을 적용하였으며 삼각좌표분류법(triangular classification)을 적용하여 총 11가지의 지반재료로 세분화하여 해석에 적용하였다. 해석에서는 기초와 제체의 지반재료와 불포화물성은 동일하게 적용하였다.

Table 2

Unsaturated soil properties using seepage analysis(Carsel and Parrish, 1988)

불포화 물성은 Carsel and Parrish (1988)에 의해 제시된 값을 인용하였다. 표에 제시된 물성치에서 k_s는 포화투수계수(cm/sec)이며 나머지 물성치는 함수특성곡선(SWRC, soil water retention curve)의 곡선맞춤계수이다. 각 계수값들의 정의는식 (5)에서 자세히 설명하였다.

함수특성곡선은 Van Genuchten(1980)이 제시한 식 (5)를 이용하였다.

(5)θ−θrθs−θr=[11+{α(ua−uw)}n]m

여기서, θ_s는 포화 체적함수비(cm³/cm³), θ_r는 잔류 체적함수비(cm³/cm³), α는 공기함입치(air-entry value)의 역수(1/cm), n은 함수특성곡선의 기울기와 관련된 계수, m은 모관흡수력이 높은 수준에서 기울기와 관련된 계수로 통상 m=1−1/n을 적용한다.

불포화 투수계수는 함수특성곡선과 동일하게 Van Genuchten(1980)이 제안한 식 (6)을 적용하였다. 불포화 투수계수는 모관흡수력에 대한 함수가 된다.

(6)kr=[1−((αh)n−1)((1+(αh)n)−m)]2[1+(αh)n]m/2

여기서, h는 음의 간극수압(모관흡수력)의 수두(m)를 나타낸 것이며, α, n, m은 곡선맞춤계수를 나타낸다.

제방의 제내지 비탈면 안정해석은 실트질 모래이며, 통일분류법(USCS, Unified Soil Classfication System)에서는 SM으로 분류되고 삼각좌표분류에서는 Sandy loam으로 분류된다. 통일분류법의 SM에 대한 강도정수는 NAVFAC(1982)의 설계지침 7.2를 인용하였으며 그 값은 Table 3과 같다.

Table 3

Soil strength properties using slope steability (NAVFAC, 1982)

3.4 수위파형

하천설계기준(KWRA, 2009)에서는 수위파형은 홍수에 의한 설계지점의 수위변화특성을 시간경과에 따라 1) 평수위 상승구간, 2) 홍수위 지속구간, 3) 수위하강구간 등으로 구분하여 해석에 필요한 수위특성을 제시하도록 하였다. 우기시 수위가 상승하여 고수위가 일정시간 지속되면 제체 포화영역의 확대로 안정성이 저하될 수 있다. 특히 고수위가 장기간 지속되면 제체는 침투수 흐름에 의해 활동파괴나 파이핑으로 이어져 붕괴될 수 있다(KGS, 2012; Kwon, 2007).

본 연구에서는 고수위 지속조건과 설계지점의 수위변화 특성을 고려한 수위곡선을 적용하여 2가지 조건에서 해석을 수행하였다(Fig. 5). Fig. 5(a)는 고수위 지속조건을 나타낸 것이다. 100일까지는 제내지의 수위와 동일한 10.0 m로 침투가 발생되지 않도록 하였다. 100일간 제내지와 제외지의 수위를 동일하게 10.0 m로 선정한 것은 정상류 침투상태를 만들기 위해서이다. 100일 때 제외지의 수위를 홍수위(HWL, high water level)인 18.0 m로 200일까지 증가시켰다.

Fig. 5

Water level curve applied to the seepage analysis

다음으로 수위곡선은 Kwon(2007)에 의해 적용되었던 낙동강 제방 관측수위를 이용하였다(Fig. 5(b)). 이는 Kwon (2007)과 동일한 표준 제방단면을 적용하였고 수위조건이 동일하기에 인용할 수 있었다. 차이점은 제방의 재료조건이 다르고 불포화 침투거동까지 고려한 점이다.

4. 제방재료와 투수계수비에 따른 침투거동

본 장에서는 제방의 재료에 따른 침투거동을 평가하였다. Table 2에 제시된 11가지 지반조건을 제체와 기초 지반에 적용하였다. 수위조건은 Fig. 5(a)의 고수위 지속조건을 적용하였으며, 해석시간은 총 200일간으로 비정상류 침투해석을 수행하여 Fig. 3과 같이 제방의 뒷비탈기슭의 수평방향 유출 동수경사(i_H)를 산정하였다. 침투거동은 제체(k₁)와 기초(k₂)의 투수계수비(k₁/k₂)에 영향을 받으므로 k₁/k₂를 1.0, 10.0 0.1로 달리하여 침투해석을 수행하였다.

Fig. 6은 제방의 재료에 따른 수평방향 유출 동수경사의 변화를 나타낸 것이다. 투수계수가 상대적으로 큰 모래인 Sand와 Loamy sand, Sandy loam는 수위가 10.0에서 18.0 m로 증가된 후 약 20일 만에 수평방향 유출 동수경사(i_H)가 정상류상태로 수렴되었다. 투수계수가 상대적으로 작은 실트와 점토에는 수위가 증가되는 100일부터 최종 200일까지 수평방향 유출 동수경사(i_H)는 정상류 상태로 수렴되지 않았다.

Fig. 6

Variation of horizontal hydraulic gradient (i_H) according to embankment materials

Fig. 7은 제체와 기초의 투수계수비(k₁/k₂)에 따른 침투속도벡터를 나타낸 것이다. Fig. 7(a)와 같이 투수계수비가 k₁/k₂=1.0일 때는 제외지의 침투수가 제체와 기초를 통해 동시에 침투가 발생되었다. 그리고 제내지 비탈면의 뒷비탈 기슭에서 나타난 침투속도의 벡터 방향은 상향이였다.

Fig. 7

Seepage velocity vectors according to permeability ratio of enbankment and foundation (k₁/k₂)

Fig. 7(b)와 같이 투수계수비가 k₁/k₂=10.0일 때는 투수계수가 상대적으로 큰 제체로 침투가 발생되었다. 제내지 비탈면의 뒷비탈 기슭에서 나타난 침투속도의 벡터방향이 하향이였다. Fig. 7 (c)와 같이 투수계수비가 k₁/k₂=0.1일 때는 기초를 통해 침투가 발생되었으며 침투속도의 벡터방향이 상향을 나타내었다.

결과적으로 제체와 기초의 투수계수비에 따라서 제외지로부터의 침투수의 흐름이 결정되었다. Fig. 6에서 제체와 기초의 투수계수비에 따른 해석결과는 k1/k2=10.0일 때 수평방향 유출 동수경사(i_H)가 가장 크게 나타났다. 이는 제체의 투수계수가 상대적으로 커서 침투수의 흐름이 집중되었기 때문이다.

Fig. 6에 나타난 바와 같이 수평방향 유출 동수경사(i_H)가 가장 크게 산정된 모래인 Sand와 Loamy sand, Sandy loam에 대해 기초와 제체의 투수계수비(k₁/k₂)에 따른 침투거동을 Fig. 8과 같이 비교하였다. 제체와 기초의 투수계수비가 k₁/ k₂=10.0일 때 가장 큰 수평방향 유출 동수경사(i_H)를 나타내었으며 k₁/k₂=0.1일 때는 가장 작은 값을 나타내었다.

Fig. 8

Variation of horizontal hydraulic gradient (i_H) according to permeability ratio of embankment and foundation(k₁/k₂)

Fig. 9는 Fig. 8과 동일한 조건에서 수직방향 유출 동수경사(i_V)를 산정한 것이다. 수직방향 유출 동수경사(i_V)는 k₁/k₂=10.0일 때 침투수의 침투방향이 하향을 나타내어 음의 값으로 산정되었다. k₁/k₂=1.0과 k₁/k₂=0.1일 때는 침투수의 침투방향은 상향을 나타내어 양의 값으로 산정되었다.

Fig. 9

Variation of vertical hydraulic gradient (i_V) according to permeability ratio of embankment and foundation(k₁/k₂)

수직방향 유출 동수경사(i_V)가 k₁/k₂=10.0일 때 절대값이 가장 크게 산정된 것은 제체의 투수계수가 상대적으로 커서 침투수의 흐름이 집중되고 상대적으로 유선의 길이가 짧기 때문이다. Fig. 7과 같이 비교하면 k₁/k₂=10.0일 때 제외지 수위 경계조건과 제내지 비탈면의 뒷비탈 기슭까지의 거리가 가장 짧은 것을 알 수 있다.

5. 제내지 비탈면의 훼손에 따른 침투거동 및 비탈면 안정성

5.1 고수위 지속조건

5.1.1 누수에 대한 안정성 검토

본 장에서는 제내지 비탈면의 훼손에 따른 침투거동을 평가하였다. 제체와 기초의 재료는 제4장의 침투해석 결과와 설계기준을 고려하여 실트질 모래를 적용하였다. 실트질 모래는 통일분류법에서는 SM이고 삼각좌표분류법으로는 Sandy loam이다. 제내지 비탈면의 훼손영역은 Fig. 4와 Table 1에 제시된 기하형상 조건을 적용하였다. 수위조건은 5.1절에서는 Fig. 5(a)와 같이 고수위 지속조건을 적용하였으며 5.2절에서는 Fig. 5(b)와 같이 수위변화 조건을 적용하였다.

Fig. 10은 앞서 언급된 고수위 조건으로 부정류 상태의 침투해석을 수행한 결과이다. 해석시간은 200일까지이며, 제외지 수위는 10.0 m에서 100일 이후부터 18.0로 변화된다. Fig. 10(a)는 훼손이 없는 정상제방의 수평방향 유출 동수경사(i_H)를 산정한 것이고 Fig. 10(b)는 훼손된 제방의 산정결과이다. 18.0 m의 고수위가 지속되어 투수계수비(k₁/k₂)에 따라 정상류 상태로 수렴되었다. 고수위 지속조건에서 훼손영역으로 인한 동수경사 변화는 정상류 상태로 수렴된 값으로 비교검토 하였다.

Fig. 10

Variation of horizontal hydraulic gradients(i_H) on normal and damaged embankment

Fig. 11은 훼손영역의 위치와 깊이에 따른 수평방향 유출 동수경사(i_H)를 나타낸 것이다. 여기서, Normal은 훼손이 없는 정상제방의 동수경사이며, a는 타원형인 훼손영역의 장변길이(m)이다. 훼손영역이 제체의 침윤선 상부, 즉 불포화 영역에 존재할 경우에는 정상제방의 수평방향 유출 동수경사(i_H)와 비슷한 값을 나타내었으며, 침투거동에 큰 영향을 미치지 않는 것으로 나타났다(Fig. 11(a)와 (b)). 하지만, Fig. 11(c)와 같이 훼손영역이 침윤선 아래에 존재할 경우, 수평방향 유출 동수경사(i_H)가 정상제방와 차이를 차이를 나타내었다.

Fig. 11

Variation of horizontal hydraulic gradients (i_H) according to positions and depths of damaged area

Fig. 12는 Fig. 11와 동일한 조건에서 수직방향 유출 동수경사(i_V)를 나타낸 것이다. 훼손영역이 제체의 침윤선 상부인 불포화 영역에 존재할 경우에는 정상제방의 수평방향 유출 동수경사(i_V)와 비슷한 값을 나타내었다(Fig. 12(a)와 (b)). 수직방향과 동일하게 수평방향의 침투거동도 훼손영역에 큰 영향을 받지 않는 것으로 나타났다.

Fig. 12

Variation of vertical hydraulic gradients (i_V) according to positions and depths of damaged area

Fig. 12(c)와 같이 훼손영역이 침윤선 아래에 존재할 경우에는 수직방향 유출 동수경사(i_V)가 정상제방보다 약 2배 이상 크게 산정되었다. 수평방향 유출 동수경사(i_H)와 비교하면 상대적으로 큰 차이를 나타내었다.

5.1.2 비탈면 활동에 대한 안정성 검토

본 절에서는 5.1.1절의 훼손영역의 형상 및 위치에 따른 침투해석을 수행하고 산정된 간극수압의 분포를 고려하여 유한 요소해석을 수행하였다. 유한요소해석에 적용된 물성치는 Table 3과 같다. 유한요소해석에서 산정된 응력 분포를 토대로 한계평형해석과 동일한 가상파괴면을 선정하고 응력해석법으로 안전율을 산정하였다.

Fig. 13은 훼손영역의 위치와 깊이에 따른 비탈면 안전율을 나타낸 것이다. Fig. 13(a)와 같이 훼손영역이 제내지 비탈면의 상부에 존재할 경우에는 정상제방보다 안전율이 증가하는 것으로 나타났다. 이는 한계평형해석의 파괴면에 작용하는 활동력은 상부에 훼손영역으로 인해 감소되었고 저항력은 불포화영역의 모관흡수력이 작용되어 증가되었기 때문이다. 또한, 임계파괴면이 훼손영역의 발생에 따라 변화되었기 때문이다.

Fig. 13

Slope safety factors according to positions and depths of damaged area

Fig. 13(b)와 같이 훼손영역이 제내지 비탈면의 중앙에 존재할 경우에는 정상제방 보다 안전율이 낮게 나타났다. Fig. 13 (c)와 같이 훼손영역이 하부에 존재할 경우에는 정상제방보다 안전율이 크게 감소되었으며 훼손영역의 깊이가 깊어질수록 안전율 감소폭은 증가되었다.

5.2 수위곡선 조건

본 절에서는 Fig. 5(b)의 수위곡선 조건을 적용하였는데 제외지의 수위 10.0 m에서 가로축인 시간 100일부터 증가된다. 훼손영역의 위치와 깊이, 투수계수비에 따라 침투해석을 수행하고 훼손영역에서 발생되는 최대 유출 동수경사를 산정하였다. 부정류 해석으로 120일가지 해석하였으며 해석결과는 90일부터 120일까지 나타내었다. 해석 결과 그래프는 수직방향과 수평방향의 유출 동수경사로 구분하여 제시하였다(Fig. 14, Fig. 15). 여기서, Normal은 훼손되지 않은 정상 제방의 유출 동수경사를 나타내고 d는 훼손영역의 깊이이다.

Fig. 14

Vertical hydraulic gradients (i_V) according to positions and depths of damaged area

Fig. 15

Horizontal hydraulic gradients (i_H) according to positions and depths of damaged area

Fig. 14은 훼손영역의 위치와 깊이에 따른 수직방향 유출 동수경사(i_V)를 나타낸 것이다. Fig. 14(a)와 (b)에 나타난 바와 같이, 훼손영역이 제내지 비탈면의 상부와 중앙에 위치경우에는 훼손 깊이(d)가 2.0 m까지 정상 제방과 동일한 수직방향 유출 동수경사(i_V)가 산정되었다. 하지만, 훼손영역의 깊이가 3.0 m일 때는 정상제방보다 크게 증가되었다. Fig. 14(c)와 같이 훼손영역이 제내지 비탈면의 하부에 존재할 경우에는 훼손 깊이(d)가 증가될수록 정상 제방의 수직방향 유출 동수 경사(i_V)보다 상대적으로 크게 나타났다.

Fig. 15는 Fig. 14과 동일한 조건에서 수평방향 유출 동수경사(i_H)를 산정하였다. 제내지 비탈면의 훼손영역이 상부(Fig. 15(a))와 중앙부(Fig. 15(b))에 있을 경우에는 훼손영역의 깊이(d)에 따른 수평방향 유출 동수경사(i_H)가 정상 제방과 비교하여 차이가 거의 발생되지 않았다.

훼손영역이 Fig. 15(c)와 같이 제내지 비탈면의 하부에 존재할 경우, 훼손영역의 깊이(d)가 1.0 m일 때는 정상 제방과 동일하게 산정되었다. 하지만, 훼손영역의 깊이가 2.0 m와 3.0 m일 때는 정상제방보다 약 1.8배 정도 수평방향 유출 동수경사(i_H)가 증가되었다.

6. 결론

본 연구에서는 하천제방의 훼손으로 인한 영향성을 평가하기 위해, 제내지 비탈면의 훼손으로 인한 침투거동의 변화와 이와 연계된 비탈면 안정성을 평가하였다. 연구결과를 요약정리하면 아래와 같다.

1) 고수위 지속조건에서 제방 재료에 따른 침투해석 결과, 투수계수가 상대적으로 큰 모래인 Sand와 Loamy sand, Sandy loam는 제외지로부터의 침투가 발생된 후 약 20일 만에 수평방향 유출 동수경사(i_H)가 정상류 상태로 수렴되었고 투수계수가 상대적으로 작은 실트와 점토는 100일후에도 수렴되지 않았다. 이는 설계기준에서 제시된 바와 같이 세립분이 많이 포함되어 투수계수가 작은 Silt와 Clay는 투수계수가 상대적으로 작아 누수 저항성이 높음을 의미한다.

2) 제체와 기초의 투수계수비에 의해 제방의 수위차에 의한 침투수의 흐름이 결정되었다. 제체의 투수계수가 클 때는 침투수가 제체로 상대적으로 집중되며 제방의 뒷비탈 기슭에서의 유출 동수경사는 수직보다 수평방향에서 크게 나타났다. 반대로 기초의 투수계수가 클 때는 수직방향의 유출동수경사가 크게 나타났다.

3) 고수위 지속조건에서 제내지 비탈면의 훼손에 따른 침투해석 결과, 훼손영역이 제내지 비탈면의 상부와 중앙부에 존재할 때, 즉 제체의 침윤선 상부에 존재할 때는 유출 동수경사의 변화가 거의 발생되지 않았다. 훼손영역이 하부에 존재할 때, 즉 침윤선 아래에 존재할 때는 유출 동수경사의 변화가 발생되었으며 수평(i_H)보다는 수직방향의 유출 동수경사(i_V)가 크게 증가되었다. 제내지 비탈면의 훼손으로 인해 발생되는 침투거동의 변화는 결국 제체의 침윤선에 대한 훼손영역의 상대적 위치에 의해 지배되었다.

4) 고수위 지속조건에서 제내지 비탈면의 훼손에 따른 침투해석과 연계된 비탈면 안정해석 결과, 훼손영역의 위치에 따라 안전율 변화를 나타내었다. 훼손영역이 제내지 비탈면의 상부, 즉 침윤선 상부에 존재할 경우에는 정상제방보다 안전율이 증가되고 침윤선 아래에 존재할 경우에는 안전율이 감소되었다. 이는 훼손영역이 존재할 때는 파괴면에 작용하는 활동력은 감소하고 저항력은 모관흡수력으로 인해 증가되기 때문이다.

5) 수위변화 조건에서의 제내지 비탈면의 훼손에 따른 침투해석 결과, 훼손영역이 제내지 비탈면의 상부와 중앙에 위치 할 때는 유출 동수경사가 정상 제방과 비교여 큰 차이를 나타내지 않았다. 하지만, 훼손영역이 제내지 비탈면의 하부에 위치할 때는 유출 동수경사가 큰 폭으로 증가되었다.

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