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근영 호
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1 大韓土木學會論文集 pp. 1~9 地盤工學 지속강우특성에따른불포화풍화토사면의안정성분석 Stability Analysis of Unsaturated Weathered Soil Slopes Considering Rainfall Duration 정상섬 * 최재영 ** 이재환 *** Jeong, Sang-Seom Choi, Jae-Young Lee, Jae-Hwan Abstract In this study, the influence of wetting band depth by continuous rainfall and the magnitude of wetting front suction on the stability of slopes in weathered soils were investigated by using finite element programs SEEP/W and SLOPE/W. Three different intensities of rainfall (10mm/hr, 30mm/hr, 50mm/hr) were chosen, and the total duration of rainfall was 96 hours. Three infinite slopes with the inclination of 1:1.5 and 1:1.8, 1:2.0 were considered and the typical properties and the shear strength parameters of the weathered soil were applied. It is shown that rainfall duration plays an important role in slope stability. Based on the analytical results, it is found that as the rainfall duration increases, the wetting band depth also increases. Also, the increasing rate of the wetting band depth was decreased as the soil density was increased. These results come from the decrease of the coefficient of permeability and the increase of the soil suction. Finally, it is also shown that the safety factors of slopes by unsaturated analysis are mostly larger than those by saturated analysis. Therefore, commonly used saturated analysis may substantially underestimate the degree of safety factor in realistic situations. Keywords : stability analysis, unsaturated soil, rainfall duration, soil suction, safety factor 요 지 본연구에서는국내풍화토사면에서의일반적적용경사기준인 1:1.5, 1:1.8, 1:2.0 경사에대하여함수특성과투수특성을고려한강우시사면의침투거동특성을 SEEP/W 로평가하였고, 그결과를활용하여 SLOPE/W 로간극수압의변화에따른무한사면거동을분석하였다. 또한기존이론인 Fredlund and Xing을이용하여함수특성곡선을결정하고강우강도에대하여지속시간이달라지는경우화강풍화토사면의지반조건을변화시켜포화깊이, 안전율변화를수치해석적으로접근하여검토하였다. 본연구결과강우의지속시간이증가함에따라포화심도가증가하는것을볼수있었고, 사면의기울기가완만해짐에따라포화심도가증가하는것으로나타났으며, 지속강우특성을고려한해석을통해안전율의경향을확인할수있었다. 실제의사면거동을좀더정확히모사하기위해서는지속강우특성을고려한불포화토해석을통해간극수압분포를산정한후사면안정해석을실시하는것이필요하다고판단된다. 핵심용어 : 안정해석, 불포화토, 지속강우특성, 안전율, 침투해석, 포화심도, 함수특성곡선 1. 서론최근전세계적으로이상기후현상에의한집중강우의발생빈도가증가되고있으며, 국토면적의약 70% 가산지인우리나라의경우도이러한이상기후현상에의해강우가집중되는 6~9월에사면붕괴등의자연재해발생이점차증가하면서, 사면안정및보강대책에대한관심이고조되고있는실정이다. 또한, 국내자연사면의대부분은화강풍화토, 편마암토등으로지속적인강우에의한지반포화와전단강도저하로인한사면파괴보다는불포화사면의강우침투로인해임계의포화깊이에도달하여얕은파괴가발생하게된다 ( 조성은등, 2000; 김재홍, 2002). 즉, 포화깊이의변화에의 해사면의파괴가일어나게되는데, 사면의전단강도를증가시키는지표면에서의음의간극수압 (suction) 의감소로인한강도저하가얕은사면파괴의주요원인인것으로알려져있다 (Ng and Shi, 1998). 국내사면의거동을현장상태에보다가깝게이해하기위해서는무엇보다도국내지반특성에맞는불포화거동과강우특성에대한연구가필요하다. 지반의불포화거동을파악하기위해서는함수특성곡선, 침투수의이동속도, 포화깊이, 강우전지반의함수조건, 지하수위위치등이중요하다. 예를들어함수특성곡선을얻게되면, 이를통해불포화지반의전단강도를예측할수있고 (Fredlund and Rahardjo, 1993; Vanapalli et al., 1996; Kim et al., 2004), 포화투수 * 정회원 교신저자 연세대학교공과대학토목공학과교수 ( soj9081@yonsei.ac.kr) ** 정회원 동부엔지니어링 ( 주 ) 지반공학부부장 *** 연세대학교공과대학토목공학과석사과정 1

2 계수와함수특성곡선을이용하여불포화지반의투수계수도예측할수있다 (Marshall, 1958; Mualem, 1976; 이규현, 2007). 이러한이유로, 보다합리적인실제지반거동에대한연구를위해서는불포화토에대한기본적인이해와무한사면의안정성에대해연구하는것이필요하다. 기존의강우시사면안정성분석은지하수위를기준으로, 저면부는포화상태로지하수위위는완전불포화로가정한후주로한계평형법을이용하여해석한다. 그러나이러한연구에서는국내토사사면파괴의주된원인이되는영향인자들을적절히고려할수없을뿐아니라침투로인한불포화사면지반거동의변화를보다합리적으로고려하기가어렵다. 따라서, 최근에는불포화토의특성을잘나타내는함수특성곡선실험을통해사면안정성을평가한연구들이수행되고있다 ( 유남동, 2003; 이성진등, 2005; 이규현, 2007). 하지만, 사면파괴에대한보다적절한대책이이루어지기위해서는불포화사면지반의거동특성과지속강우특성을고려함으로써이에따른주어진사면의강우특성및시간에의존적인사면붕괴에대한보안대책을마련할수있는체계적인방법이필요하다. 본연구에서는실제의사면거동특성반영에적합하도록일반적인국내풍화토사면 ( 사면경사 1:1.5, 1:1.8, 1:2.0) 에서의지속강우특성과투수특성을고려하여강우시사면의침투거동특성을평가하고그결과를활용하여강우시사면의침투거동을좌우하는간극수압의변화에따른무한사면거동에대해연구하였다. 또한국내의화강풍화토를대상으로기존이론인 Fredlund and Xing와 van Genuchten 의방법을통해함수특성곡선을결정하고, 재현기간에대한강우강도 -지속시간을달리하는강우특성에따라포화강도정수, 흡수력에따른불포화강도정수를이용해간극수압의변화에따른불포화사면거동을분석하였다. 2. 함수특성곡선이론함수특성곡선 (soil-water characteristic curve) 은불포화지반의고유특성이며, 지반의강도와거동특성을결정하는매우중요한기본물성이라할수있다. 일반적으로함수특성곡선은흙이갖고있는물의양과모관흡수력, 즉 matric suction과의관계로정의된다. 흙속의수분의양은중량함수비, 체적함수비그리고포화도로표현할수있으나, 침투해석을위해서는, 불포화지반의구성요소인흙입자, 물, 공기의세가지구성성분으로고려되어져야한다. 이러한특징때문에포화지반해석에서사용되는함수비 (W w /W s ) 보다는간극공기를고려하는체적함수비 (V w /V) 개념으로설명된다. 그러므로, 불포화지반의함수특성곡선은체적함수비와모관흡수력과의관계로곡선을나타낸다. 전형적인함수특성곡선의모양은그림 1과같이표현된다. 초기상태인포화된지반의간극은모관흡수력이증가하여도지반특성의고유수치인공기함입값 (air-entry-value) 을초과할때까지는흙속의간극은밖으로물이유출되지않는다. 여기에나타나는공기함입값은포화된지반에처음으로공기가간극으로유입되기시작하는압력이다. 흙속의간극으로공기가계속유입되면서물이유출되어지반의모관흡수력은증가한다. 함수특성곡선에서가장중요한요소이며, 지반의고유한특징인곡선의경사가정해진다. 곡선의경사는공기함입값 (air-entry-value) 과잔류함수비 (residual water content) 를결정짓는중요한요소가된다. 흙속으로공기의흡입이계속되면모관흡수력이지속적으로증가한다. 그러나, 어느정도의모관흡수력이증가하여도더이상의물이추출되지않는함수비가존재하게된다. 이때의함수비를잔류함수비 (residual water content) 라한다. Mualem(1976) 은함수특성곡선으로부터불포화투수계수를유도해내려는연구를수행하였고, Vanapalli et al.(1996) 은함수특성곡선과포화전단강도정수들사이의관계식을제안하였다. 또한, 함수특성곡선은모관흡수력 (matric suction) 변화에따른지반의체적함수비변화를결정한다. 모관흡수력변화에따른물리적변화의계수는함수특성곡선의경사에의해좌우된다. 기존의함수특성곡선방정식은일반식으로여러지역의지반특성에맞는함수특성곡선유형으로제안되었다. 전형적인모래질흙, 실트질흙그리고점토질흙에대한함수특성곡선유형은그림 2와같다. 즉, 함수특성곡선으로부터규정되어진몇가지의변수들이다양한곡선들에게도규정된다 ( 포화체적함수비 θ s, 잔류체적함수비 θ r, 공기함입값또는기포압 ψ 그리고잔류공기량 θ a ). 많은함수특성곡선이제안되어져왔으며거의모든함수특성곡선은다음식 (1) 과 그림 1. 실트질흙의전형적인함수특성곡선 2 大韓土木學會論文集

3 그림 2. 전형적인모래질, 실트질그리고점토질흙에대한함수특성곡선 (Fredlund and Xing, 1994) 같은일반식에서유도된다. a 1 Θ b 1+ a 2 exp( a 3 Θ b 1) = a 4 S b 2+ a 5 exp( a 6 S b 2) + a 7 여기서, a 1, a 2, a 3, a 4, a 5, a 6, a 7, b 1, 그리고 b 2 = 상수여기서, S = 모관흡수력여기서,Θ = 표준화된체적함수비 (1) 즉, Θ(normalized volumetric water content) 는 (θw-θr)/ (θs-θr) 으로표현되며, 여기서 θ w 는체적함수비이다. 식 (1) 과같은함수특성곡선방정식의일반식으로많은사람들이여러지역의지반특성에맞는함수특성곡선유형에따라방정식을간편화시켜제안하였다. a와 b에관련된상수들을가정하여여러연구자들이각각의대상시료에맞게제안한간편식들을표 1로정리하였다. 표 1. 여러지반에대한함수특성곡선방정식의제안식들 제안한사람 제안식 비고 Gardner(1958) Θ = as n a 1 =a 7, a 2 =a 5 =0, a 4 /a 1 =a, b 1 =1, b 2 =n, a=n= 상수 S b λ Brooks and Corey(1964) Θ = λ ---- a 2 =a 5 =a 7 =0, b 1 =1, b 2 =-λ, a 4 /a 1 =S b S McKee and Bumb(1984) Θ = Aexp( a 6 S B) a 2 =a 4 =a 7 =0, b 1 =b 2 =1, a 5 /a 1 =Aexp(-B), A=B= 상수 1 McKee and Bumb(1987) Θ = Aexp( a 6 S B) a 2 =a 4 =0, a 1 =a 7, b 1 =-1, b 2 =1, a 5 /a 1 =Aexp(-B), A=B= 상수 1 van Genuchten(1980) Θ = m a 2 =a 5 =0, a 1 =a 7, a 4 /a 1 =α n, b 1 =n, a=n=m= 상수 1+ ( as) n 1 Fredlund and Xing(1994) Θ = a 7 /a 2 =e, a 4 /a 2 =(1/a) b2, b 2 =n b 1 =-1/m, a=n=m= 상수 ln[ e+ ( S a) n ] m 그림 3. 함수특성곡선방정식의예전형태 3

4 그림 4. 함수특성곡선방정식의 S 자형태 오래전부터함수특성곡선의방정식들대부분은함수특성곡선의실험값들이이루는형태를바탕으로경험적으로표현되었다. 그후, 계속적인실험으로근래에는일반적인함수특성곡선의형태는 S자모양을이루고있다. 초창기에제안되었던식들중 Gardner(1958), Brooks and Corey(1964), McKee and Bumb(1984) 들이제안한식들은그림 3과같이 S자형태의곡선을이루지못하고, 근래에발표된 McKee and Bumb(1987), van Genuchten(1980), Fredlund and Xing(1994) 등이제안한식들은그림 4 처럼 S자형태의함수특성곡선방정식을보여주고있다. 더욱이 Fredlund and Xing(1994) 은흙의입도분포곡선을고려하여함수특성곡선방정식의이론적인기초를세웠다. 여러제안식들가운데, 다양한흙에대한함수특성곡선의유형을방정식으로표현하는데있어서 van Genuchten과 Fredlund and Xing의제안식이여러흙들에게이용되며방정식의검증으로이용되고있다. 3. 강우특성에따른포화깊이산정강우특성은비탈면안정성에많은영향을미친다. 특히건조사면의강우에대한불포화토흐름특성상강우에의한 포화심도의증가는비탈면안정성의결정적영향을미친다. 본연구에서는강우강도에대한지속시간의변화에따른비탈면안정성변화양상을분석하였다. 3.1 수치해석개요불포화풍화토사면의안정성분석의해석단면은그림 5 와같이높이 14m, 폭 100m 사면의 1:1.5(33 o ) 기울기로모델링하였으며, 사면의기울기및지반조건, 투수계수, 강우강도등의매개변수들을변화시켜가며해석을수행하였다. 표 2에서와같이불포화풍화토사면의안정성분석에대한해석을위해매개변수를설정하였다. 불포화풍화토사면의포화깊이산정및안정성분석에서는표 2와같이지속시간을총 12단계로나누어수행하였다. 이는지속시간에따른포화깊이및안전율의거동이변화하는양상을비교적상세하게관찰하기위하여충분히검토시간을세분화한것이다. 사면의기울기는표준기울기를기준으로 1:1.5(33 o ), 1:1.8 (29 o ), 1:2.0(26 o ) 에대하여해석을실시하였다. 현재국내설계기준에따르면풍화토깎기사면의표준기울기는 H=0~5m 까지는 1:1.2로, 그이후로는 1:1.5를적용토록한다. 이때기준안전율을만족하지못하면공사부지여건을고려하여 그림 5. 해석단면 4 大韓土木學會論文集

5 표 2. 해석조건 변화인자 변화값 비고 지속시간 사면의기울기 지반조건 투수계수 강우강도 구분 느슨한지반 조밀한지반 단위중량 (kn/m 3 ) 1:1.8 내지 1:2.0의사면기울기로완화하여적용한다. 따라서이러한국내설계현황을고려하여본연구의사면기울기는풍화토사면의일반적기울기기준인 1:1.5와완화경사인 1:1.8 및 1:2.0의 3가지를선정하였다. 지반의강도정수는표 3에서와같이기존문헌에서제시하고있는국내화강풍화토의일반적인강도정수값중느슨및조밀한 2가지조건을선정하여적용하였으며, 지반의투수계수는 10-5 m/sec, 10-6 m/sec, 10-7 m/sec, 10-8 m/sec를적용하여국내풍화토지반의느슨 ~ 조밀한상태의투수계수를모사하였다. 3.2 강우강도선정 3, 6, 12, 24, 36, 48, 60, 72, 78, 84, 90, 96hr 1:1.5 1:1.8 1:2.0 느슨한지반 조밀한지반 10-5 m/sec 10-6 m/sec 10-7 m/sec 10-8 m/sec 10mm/hr ( m/sec) 30mm/hr ( m/sec) 50mm/hr ( m/sec) 표 3. 지반물성치 점착력 (kn/m 2 ) 내부마찰각 (Φ, Φ b ) 포화 불포화 강우의재현빈도는강우강도및지속시간에영향을미치는인자이며재현빈도가높을수록강우강도가높다. 동일한재현빈도내에서는강우강도가높을수록지속시간이짧다. 따라서합리적인강우강도및지속시간의선정은중요한요소이며, 본연구에서는일상에서자주발생되는강우 (10mm/hr) 및산사태를유발할가능성이큰집중호우 (30mm/hr, 50mm/hr) 에해당하는강우강도를적용하였다. 3.3 강우강도 - 지속시간에따른포화깊이산정 12 단계 3case 2case 4case 3case 투수계수 (m/sec) o 6.6 o o 9.1 o 본연구에서는 Geo-Slope사의 SEEP/W를이용하여불포화토해석을실시하였다. 불포화토흐름의특성상시간에따른부정류해석이며함수특성곡선은함수특성곡선방정식을이용하여산정하였다. 강우시포화깊이를해석하기위한경계조건으로강우지속 그림 6. SEEP/W 해석결과시간은 3, 6, 12, 24, 36, 48, 60, 72, 78, 84, 90, 96시간으로 12단계의같은조건이며, 강우강도는 10mm/hr, 30mm/hr, 50mm/hr의경우와모든경계조건및사면의기울기는 1:1.5로동일하게적용하였다. 또한지반투수계수는 10-5 m/sec, 10-6 m/sec, 10-7 m/sec, 10-8 m/sec로각각적용하였다. 포화깊이산정에관련된해석시에는전술한바와같이투수계수, 강우강도, 사면의기울기에의한영향이고려되며지반의강도정수는변수로작용하지않는다. 그림 6은 SEEP/W 프로그램에서의대표적인해석결과로서조밀한지반조건에서의투수계수 10-7 m/sec, 강우강도 50mm/hr 적용시의지속시간에따른포화심도이다. 그림 7은 SEEP/W 결과로서불포화토에서강우강도가지속됨에따라포화심도의변화를나타내고있다. 즉, 강우의지속시간이증가함에따라포화심도가증가하는것을알수있다. 지반의투수계수가 10-8 m/sec인경우에는불포화시의투수계수가너무작아하향으로의침투가발생되지않아지속시간에따른포화심도증가양상이나타나지않았으며, 지반의투수계수가 10-7 m/sec인경우에는그림 6에서의 SEEP/W 해석결과와같이강우강도 50mm/hr에서의포화심도변화가비교적미세하게나타났으며, 10mm/hr 및 30mm/hr에서도동일한양상으로나타났다. 지반의투수계수가 10-6 m/sec인경우에는초기포화심도증가가현저히작은것으로나타났다. 강우강도가 10mm/hr 정도로작은경우및강우강도 30mm/hr, 50mm/hr에서도동일한양상으로나타나며, 지속시간이 24시간이될때까지는점진적으로증가하는것을알수있으나그후에는급격히증가하여해석영역전체가포화심도에이르는것을알수있다. 지반의투수계수가 10-5 m/sec인경우에는불포화시의투수계수가매우커서 3시간지속시부터이미큰포화심도를나타내고있으나강우지속시간초기이후에는미약하게강우강도에따라포화심도가변화되고있다. 또한, 투수계수가 10-5 m/sec인경우의 10mm/hr 및 30mm/hr에서포화심도가초기이후에는 10-6 m/sec 보다투수계수가큼에도불구하고낮은심도의경향을보인다. 이는비탈면에서투수계수가클수록포화깊이의증가가예측되는일반적인경향과일치하지않는것으로서투수계수가클경우에는빠르게포화상태에이르게되나일정심도이후에는투수특성보다강우강도 5

6 그림 7. 강우지속시간에따른포화심도변화 및지속시간에보다많은영향을받게되어포화심도증가속도가초기보다급격히감소됨을알수있었다. 이와같이포화심도는강우강도및지반조건에따라그진전상태가매우달라질수있다. 즉포화심도는단지강우강도나지반의투수계수조건에의하여지배되는것이아니라지속강우조건즉강우강도와이에따른지속시간에영향을받으며, 동시에지반의투수계수의크고작음에따라영향을미치는것으로나타났다. 강우강도와지속시간이비교적크고길더라도지반의투수계수가상당히작은경우는강우에대한영향이크지않으나지반의투수계수가비교적큰경우는강우에대한영향에더민감하여일정지속시간이후포화심도가급격히증가하여비탈면이위험상태에이를수있음을알수있었다. 4. 수치해석을통한불포화사면의안정성분석본연구에서수행한수치해석결과를이용하여지속시간과포화심도에따른사면의안전율을검토하였다. 사면의안전율은기존문헌에서제시하고있는지반의강도정수를적용하였으며, 간극수압분포및이에따른비탈면안정해석적용은상용프로그램인 SEEP/W의연동해석으로 SLOPE/W을이용하여산정하였다. 4.1 지속시간에따른사면의안전율검토지속시간에따른사면의안전율을검토하기위하여지반의상대밀도조건을조밀한지반으로하여 c=14.7kn/m 2, Ø= 33 o 를적용하였고, 사면기울기로는풍화토사면에서대표적인 1:1.5(33 o ) 의기울기로동일하게적용하였다. 투수계수및강우강도는기존절과동일하게적용하였으며 ( 표 2 참조 ), 지속시간은앞서수행한바와같이 3, 6, 12, 24, 36, 48, 60, 72, 78, 84, 90, 96시간을적용하여 12단계지속시간변화에따른사면의안전율변화를해석함으로써지속강우조건이불포화토사면에미치는영향을검토하였다. 지속시간및포화심도에따른사면의안전율검토에서는조밀한지반의물성치를이용하여해석을실시하였다. 사면의기울기는 1:1.5로적용하였으며, 지속시간에따른포화심도와이에해당하는안전율의변화는그림 8과같이나타나고있다. 해석결과는지속시간이증가함에따라포화심도는증가하고사면의안전율은감소하는경향을나타낸다. 투수계수가 10-8 m/sec인경우에는지속시간에따라포화심도변화가거의없어안전율은일정한양상으로나타났고, 투수계수 10-7 m/sec인경우또한포화심도변화가미미하여안전율의변화는거의없었다. 투수계수가 10-6 m/sec의경우투수계수가비교적크므로강우에따라하향으로의침투가원활하게이루어져지속시간에따른포화심도증가가앞의 2가지경우보다현저하게나타났으며, 투수계수가 10-5 m/sec인경우에도투수계수 10-6 m/sec 경우의안전율감소와동일한경향을나타내고있다. 즉, 사면의안전율은강우조건이나강도정수뿐만아니라사면의투수계수또한큰영향을미치게됨을확인할수있었다. 4.2 사면의기울기에따른안전율검토본연구에서는강우지속시간이증가함에따라포화심도가변화하는과정중에서사면기울기에따른안전율을검토하여기울기에따른안전율의변화를일반적인결과와비교할수있었으며, 기울기에따른안전율은일반적인결과와동일한경향으로나타나는것을알수있었다. 지속시간에따른사면의안전율을검토하기위하여지반의상대밀도조건을조밀한지반으로적용하였으며, 강우강도는 50mm/hr로적용하였다. 투수계수및지속시간은앞서수행 6 大韓土木學會論文集

7 그림 8. 강우지속시간에따른사면의안전율 그림 9. 사면기울기에따른사면의안전율 한바와동일하게적용하였고 ( 표 2 참조 ), 지속시간변화에따른사면의안전율변화를해석함으로써지속강우조건을반영하였다. 사면의기울기는풍화토사면의일반적기울기기준인 1:1.5(33 o ) 와완화경사인 1:1.8(29 o ), 1:2.0(26 o ) 에대하여해석을실시하였다. 그림 9에서안전율변화를전체적으로나타내었다. 사면에서의기울기가 1:1.5에서안전율은기울기 1:1.8과 1:2.0에서의안전율보다명확하게작게나타나는것을알수있으며, 변화하는경향은동일하게나타나고있다. 투수계수가 10-7 m/sec 및 10-8 m/sec인경우에는전술한바와같이 작은투수계수로인한침투감소로지반의포화가거의일어나지않으므로지속시간에따른안전율의변화가미미하다. 또한사면기울기가 1:1.5에서 1:1.8, 1:2.0으로완만해질수록안전율의변화가좀더크게나타나며지속시간의증가에따른안전율의변화양상은사면의기울기에따라비교적동일하게나타남을알수있었다. 4.3 지반조건에따른사면의안전율검토본연구에서는지반조건에따른사면의안전율에대하여검토하였다. 지반의종류는느슨한지반과조밀한지반으로 7

8 그림 10. 지반조건에따른사면의안전율 분류하였으며기존문헌을참고로국내화강풍화토의대표적인값들을이용하여적용하였다. 사면의기울기는풍화토사면의일반적적용기준인 1:1.5로동일하게적용하였으며, 강우강도는 50mm/hr로적용하였다. 투수계수는앞서수행한바와같이 4가지조건으로변화시켜적용하였고, 12단계지속시간변화에따른사면의안전율변화를해석함으로써지속강우조건을반영하였다 ( 표 2 참조 ). 그림 10은지반조건에따른사면의안전율의결과를나타내고있다. 지속시간이증가함에따라안전율은동시에감소되지만일반적으로알수있듯이안전율의절대적인수치는지반조건이조밀한지반에서더크게나타나는것을알수있다. 투수계수 10-5 m/sec, 10-6 m/sec인경우동일한변화양상을나타내었으나, 느슨한지반의경우보다조밀한지반에서의안전율감소폭이더크게나타났다. 이와같은결과는지반조건에서의포화및불포화시강도정수변화에기인하는것으로서사면의안정은강도정수뿐만아니라사면의투수계수와밀접한관계에있다. 침투된강우의거동은투수계수에큰영향을받아지반내간극수압분포를형성하기때문에사면은지반조건및투수계수와강우의지속에따라안전율이변화할수있으므로설계및시공시주의를기울여야할사항임을알수있었다. 투수계수 10-7 m/sec의경우안전율변화폭이미미하며, 투수계수 10-8 m/sec인경우에는낮은투수계수로인해지반조건에관계없이안전율변화가나타나지않았다. 4.4 포화사면의안전율비교사면에서의안전율은강우지속시간이길어짐에따라지표침투에따른포화로인해안전율이급감하게된다. 따라서본연구에서실시한불포화토침투해석과포화사면의안전율과의비교를위하여통상설계에서적용하고있는우기시의해석을 1:1.5(33 o ) 사면기울기로실시하였다. 포화안정해석결과느슨한지반에서의최소안전율은 F s = 0.333, 조밀한지반에서의안전율은 F s =0.486으로서지표포화시는침투해석을통한지반포화시보다도안전율이작게산정되는것으로나타났다. 실제의사면거동은강우강도와지속시간및사면의강도정수뿐만아니라투수계수와도밀접한관계가있는것으로나타났다. 근본적으로사면안전율의핵심은지반의전단강도와활동력과의대소인데지반의전단강도는오직유효응력에의하여좌우되는값이다. 이러한유효응력에변화를주는것은강우에의한사면내의간극수압분포이므로유입유량 ( 강우 ) 이시간에따라불포화토의투수계수및함수량관계에따라변화하는부정류침투속성을가지며주어진경계조건하에서시간에따라그분포를달리한다. 5. 결론본연구에서는불포화상태의무한사면에침투하는강우에대하여지속강우특성과투수특성을고려하여사면의침투거동특성을상용프로그램인 SEEP/W로서평가하고그결과를활용하여강우시사면의침투거동을좌우하는간극수압의변화에따른무한사면거동에대해분석하였다. 이에국내의화강풍화토를대상으로기존이론인 Fredlund and Xing와 van Genuchten의방법을통해함수특성곡선을결정하고, 재현기간에대한강우강도-지속시간을달리하는강우특성에따라포화강도정수, 흡수력에따른불포화강도정수를이용해 SLOPE/W로간극수압의변화에따른불포화사면거동을분석하였다. 본연구결과, 다음과같은결론을얻을수있었다. 1. 강우지속시간에따른사면포화심도는투수계수 10-6 m/sec 인경우강우강도 10mm/hr, 30mm/hr 및 50mm/hr로지속시간이 24시간이될때까지점진적으로증가하며, 그후에는급격히증가하여해석영역전체가포화심도에이 8 大韓土木學會論文集

9 르는것을알수있었다. 이와같이풍화토사면에서의일반적인투수조건시강우지속시간이 24시간이후에는포화심도가급격히증가하여사면안전율이저하됨을알수있었다. 2. 사면기울기가 1:1.5에서의사면안전율은기울기 1:1.8과 1:2.0에서의안전율보다명확하게작게나타났으며, 사면기울기가 1:1.5에서 1:1.8, 1:2.0으로완만해질수록안전율변화가좀더크게나타났다. 이와같이사면기울기가완만해짐에따라지속강우에의한침투가증가하여포화심도증가또한커졌음을알수있었다. 3. 지반조건에따른사면안전율은투수계수가 10-7 m/sec의경우변화폭이미미하며, 10-8 m/sec인경우에는낮은투수계수로인하여지반조건에관계없이변화가나타나지않았다. 투수계수 10-5 m/sec, 10-6 m/sec인경우동일한변화양상을나타내었으나, 느슨한지반보다조밀한지반에서의안전율감소폭이더크게나타났다. 이와같이사면내침투된강우의거동은투수계수에큰영향을받아지반내간극수압분포를형성하기때문에지반조건및투수계수, 강우의지속에따라안전율이급격히변화할수있음을알수있었다. 4. 실제의사면거동은지속강우및강도정수뿐만아니라투수계수와도밀접한관계가있다. 따라서현행설계및사면안정검토에있어일반적으로적용되는포화해석은지속강우특성이반영되지않은상태이므로불포화해석시보다실제의사면거동을정확히파악할수없는것임을알수있었다. 참고문헌 김재홍 (2002) 강우시불포화풍화토의습윤에의한무한사면안정해석, 석사학위논문, 연세대학교. 유남동 (2003) 점토함유량에따른화강풍화토의불포화특성, 석사학위논문, 연세대학교. 이규현 (2007) 불포화사면안정에미치는세립분의영향분석, 석사학위논문, 연세대학교. 이성진, 이혜지, 이승래 (2005) 화강풍화토에대한함수특성곡선 - 추정방법에대한연구, 한국지반공학회논문집, 한국지반공학회, 제 21 권, 제 1 호, pp 조성은, 이승래 (2000) 강우특성을고려한사면의표면파괴에대한안정성평가, 한국지반공학회논문집, 한국지반공학회, 제 16 권, 제 5 호, pp Brooks, R. H. and Corey, A. T. (1964) Hydraulic properties of porous media, Colorado State University Hydrology Paper, Vol. 3, pp. 27. Fredlund, D. G. and Rahardjo, H. (1993) Soil Mechanics for Unsaturated Soils, John Wiley and Sons, Inc. Fredlund, D. G. and Anqing Xing (1994) Equations for the soilwater characteristic curve. Can. Geotech. J., Vol. 31, pp Gardner, W. R. (1958) Some steady state solutions of the unsaturated moisture flow equation with application to evaporation from a water table. Soil Science, Vol. 85, pp Kim, J., Jeong, S., Park, S., and Sharma, J. (2004) Influence of rainfall-induced wetting on the stability of slopes in weathered soils. Engineering Geology, Vol. 75, No. 3-4, pp Marshall, T. J. (1958) A relation between permeability and size distribution of pores. Journal of Soil Science, Vol. 9, pp McKee, C.R. and Bumb, A.C. (1984) The importance of unsaturated flow parameters in designing a monitoring system for hazadouse wastes and environmental emergencies. Proceedings, Hazadouse Materials Control research Institutes National Conference, Houston, TX, pp McKee, C.R. and Bumb, A.C. (1987) Flow-testing coalbed methane production wells in the presence of water and gas. In SPE Formation Evaluation, pp Mualem, Y. (1976) A new model for predicting the hydraulic conductivity of unsaturated porous media. Water Resources Research, Vol. 12, pp Ng, C. W. W. and Shi, Q. (1998) A numerical investigation of the stability of unsaturated soil slopes subjected to transient seepage. Computers and Geotechnics, Vol. 22, No. 1, pp Vanapalli, S. K., Fredlund, D. G., Pufahl, D. E., and Clifton, A. W. (1996) Model for the prediction of shear strength with respect to soil suction. Can. Geotech. J., Vol. 33, pp van Genuchten, M. Th. (1980) A closed form equation for predicting hydraulic conductivity in unsaturated soils. Soil Sci. Soc. Am. J., Vol. 44, pp ( 접수일 : / 심사일 : / 심사완료일 : ) 9

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untitled ª Œª Œ 27ƒ 2B Á 2007 3œ pp. 193 ~ 199 ª ƒ w d w ƒ sƒ Methodology of Drought Assessment Using National Groundwater Monitoring Network Data «x Á½ Kwon, Hyung JoongÁKim, Seong Joon Abstract The objective