향상된 해석기법에 의한 기존댐 내진성능평가 (Ⅲ) K-water 연구원 2015-WR-RR-7-16 FinalReport 향상된해석기법에의한기존댐내진성능평가 (Ⅲ) AStudyontheAdvancedSeismicEvaluation ofexistingdams(Ⅲ) 2014.12 KOREA WATER RESOURCES CORPORATION K-water 연구원
향상된해석기법에의한기존댐내진성능평가 (Ⅲ) A StudyontheAdvancedSeismicEvaluationofExistingDams (Ⅲ) 2014.12 K-water 연구원
제출문 사장 귀하 이보고서를 2014 년도 K-water 연구원기반시설연구소에서수행한 향상 된해석기법에의한기존댐내진성능평가 의 3 차년도최종연구보고서로제 출합니다. 2014.12.31 연구책임자 :K-water 연구원 책임연구원 박동순 연구수행자 :K-water 연구원 책임연구원 임정열 K-water 연구원 책임연구원 정우성 K-water 연구원 선임연구원 김남룡 겸직연구원 : 댐 유역관리처토목 3급 채병수 댐 유역관리처선임위원 강기천 - i -
연구개발결과활용보고서 [2015-WR-RR-7-16] (1) 연구과제명향상된해석기법에의한기존댐내진성능평가 (Ⅲ) (2) 수행부서 (4) 연구기간 K-water 연구원 기반시설연구소 ( 총기간 ) 2012.05.14. ~ 2014. 12. 31 ( 총 2 년 7 개월 ) ( 당해년 ) 2014.01.01. ~ 2014.12.31. (12 개월 ) (3) 연구책임자 (5) 총연구개발비 성명박동순 소속 기반시설연구소 전화번호 042) 870-7611 E-mail 총액 (6) 협동기관 ( 천원 ) 정부 fulgent@kwater.or.kr 407,964 천원 ( 총액 ) 235,000 천원 ( 당해년 ) (7) 참여기업기업 (8) 기술분야 P. 건설교통 - 구조물지반공학기술 - 내진 / 내풍구조물기술 (N82) (9) 참여연구원 7 명 1. 연구 총괄 (10) 연구개발목표 ( 전체목표 ) 보다강화된지진계수와고급화된평가기법을적용하여우리공사관리중인 34개다목적댐, 용수전용댐등내진성능평가및연구성과실용화 ( 당해년목표 ) 향상된고급해석기법적용, 기존 13 개댐 ( 다목적댐 4개, 용수전용댐 4, 홍수조절용댐 2개및낙동강하굿둑 ) 내진성능평가연구및성과실용화 (11) 주요연구내용 변경기준적용해석적기존댐내진성능평가연차별추진 -기존댐본체총 34 개 ( 다목적 17, 용수전용 14, 홍수조절용 2, 하굿둑 1) -2012 년 (1 차년도 ): 시범대상 5개댐 ( 소양강, 횡성, 밀양, 충주, 운문댐 ) 우선평가 -2013 년 (2 차년도 ): 단계적 9개용수전용댐,5 개다목적댐 ( 필댐 ) 및 3개콘크리트댐평가 -2014 년 (3 차년도 ):6 개다목적댐,4 개용수전용댐,2 개홍수조절용댐본체, 낙동강하굿둑 연차별연구결과실용화 ( 실무자를위한댐타입별내진안정성평가절차서등 3차년까지 6개 ) 동적물성현장조사 / 실험및실내실험은사업부서관련과업과연계한학술 / 기술용역으로시행 국내외댐내진기술공조및국제적성과홍보추진 민감도분석연구수행 ( 지진가속도계수, 입력지진파, 동적물성, 구성모델, 해석기법별평가결과에미치는영향연구 ) - ii -
(12) 연구결과의활용 (2 차년도 ) 2. 연구성과활용유형및주요연구성과 구분 실용화완료 기술실용화 실용화추진중 실용화보류 ( 중단 ) 선행연구 설계기준, 교육및지도정책활용시방서, 지침에활용 기타를선택한경우구체적활용실적기재. 닥터컨퍼런스 1 회, 해외사업지원 2 건 (13) 주요연구성과및기술개발단계 기술명 : - 연구성과실용화 2 건완료 * 실무자를위한댐타입별내진안정성평가요령 * 조지아 Nenskra 댐내진안정성검토 - 기술지원 2 건, 논문게재 1 건, 발표 3 건 - 닥터컨퍼런스 1 회 - 해외사업 Risk 경감지원 2 건 기술특성 : - 실용화, 논문게재, 학술기고, 논문발표, 해외사업지원등 (14) 현장적용실적 1 공사현장 정보 공사명 공사기간 기타 기술의완성도기초, 탐색연구단계 ( ), 응용연구단계 ( ), 개발연구단계 ( ) 기업화준비단계 ( ), 상품화완료단계 ( ) 기술수명주기기술개념정립기 ( ), 기술실험기 ( ) 기술적용시작기 ( ), 기술적용성장기 ( ) 기술적용성숙기 ( ), 기술적용쇠퇴기 ( ) 물량 R&D ( 총물량 ) 발주기관시공기관 참여자역할 가. 현장명 구분 기존 (A) 개선 (B) 단위효과 (C=A-B) 현장총물량 (D) 향상도적용현장 A - B A X 10 0 ) 총효과 (C D) 3. 경제적 효과 2 공사 현장별 적용효과 공사비 ( 백만원 / m2 ) 1) 유지관리비 ( 백만원 / m2 ) 1) 기타비용절감 ( 백만원 / m2 ) 1) 사고율 ( 명 /UC) 고용 ( 명 /UC) 공기 ( 일 /UC) 내구성 ( 年 ) - iii -
(15) 기술개발목표달성도 구분 기술 성능 지표 지표명 ( 단위 ) Newmark 내진평가 댐의 Newmark 변형해석 개발전 국내수준 초보적 초보적 당개발사업 최종목표치자체프로그램 code 보유 해석기법의지침화 개발결과 실제달성치 프로그램 code 개발완료 성과실용화를통한지침제시 현재국내 세계최고 기술수준기술수준다양한기초단계프로그램상용화다양한중급단계프로그램상용화 4. (16) 산업재산권 ( 발명특허 실용신안 의장 s/w ) 기술적구분명칭출원국출원및출원등록효과등록자출원일출원번호등록일등록번호 (17) 건설신기술지정 명칭출원일고시일보호기간지정번호 (18) 기타등록및지정현황 ( 상품, 서비스등록, KT 마크등 ) 명칭출원일고시일보호기간기타 5. 학술적 효과 (19) 국내외전문학술지게재 구분논문제목학술지명국명통권, 호년, 월 SCI 학술지 일반학술지 Newmark 기반변형해석에의한국지진공학회 한필댐의내진저항성연구 (20) 학술회의발표 논문집 18 권 4 호 2014.07 논문제목학술회의명칭국명연도 호 Seismic evaluation of inclined core type rockfill dam under aging The 8 th East Asian Area Dam Conference KNCOLD 외 2014.10.20 물리탐사에기반한코어형필댐의전단파속도주상도고찰 대댐의지진안전성시사점 한국지진공학회가을학술발표회 ( 사 ) 한국대댐회방재기술산업전 2014.09.26 2014.05.27 - iv -
(21) 법 제도 ( 설계기준, 시방서, 지침 ) 등에활용 구분명칭및조항 1) 시행일시기존내용신규내용 법 규정 / 지침 기준 시방서 (22) 정책수립에활용 정책명 정책추진실적 정책추진일시 담당부처 팀 기대효과 6. 공공적효과 (23) 교육및지도에활용 구분교육명교육내용교육대상교육시간교육인원교육회수 교육훈련 기술상담 현장기술지도 (24) 사회적성과 -댐내진해석분야국내최고의기술력보유, 원천기술의확보 -효과적이고선제적인지진에대한댐안전관리구현 -자체기술적용, 국가적선도기술확보로정책수행능력및내진분야대외신인도향상 -자체연구투자를통한내부인건비활용으로막대한비용절감 ( 외부수탁시전댐내진평가수행에약 31 억원소요 약 27 억원예산절감 ) -필리핀 Angat 댐내진안전성조사 / 평가수행 ( 향후결과에따라내진보강소요예산막대한절감가능 ) -신규 Nenskra 댐사업수주시, 지진안정성검토를통한댐단면확정으로단면확장리스크변동액약 2백억원절감예상 - v -
요약문 1. 연구제목 향상된해석기법에의한기존댐내진성능평가연구 (Ⅲ) 2. 연구기간 2014. 01. 01 ~ 2014. 12. 31 3. 연구목적 본연구과제의실용적인측면에서최종목표는보다강화된지진계수 (0.22, 0.176, 0.154g) 와고급화된 (Advanced) 평가기법 (Newmark 변형해석, 유체 - 구조물상호작용고려 콘크리트댐내진해석 ) 을적용하여유지관리중인 34 개다목적댐및용수전용댐내진성 능평가를수행하고연구성과를실용화 (6 건이상 ) 하는데있다. Table 1-1 은연도별연구목표및내용이며, 2014 년은전체연구의최종년도에해당한 다. Table 1. 기존댐내진성능평가연구연차별연구목표 구분연구개발목표연구개발전략 1 차년도 (2012) 2 차년도 (2013) 3 차년도 (2014) ㅇ 5 개댐본체내진성능평가및실용화 ㅇ 9 개노후화용수전용댐 + 8 개다목적댐 ( 필댐 5, 콘크리트댐 3) 내진성능평가, 기술향상및실용화 ㅇ기존 6 개다목적댐 + 4 개용수전용댐 + 2 개홍수조절댐본체 + 낙동강하굿둑내진성능평가연구및실용화 ㅇ개정기준에의거, 5개댐 ( 소양강, 충주, 횡성, 밀양, 운문댐 ) 시범적내진성능평가ㅇ연구성과실용화 ( 필댐의 Newmark법에의한내진평가요령제시 ) ㅇ해석기법의다변화연구및가속도계수에따른민감도분석연구ㅇ동적물성자료 D/B화ㅇ해외연구개발동향파악ㅇ 14개필댐 ( 다목적 5, 용수전용 9) 현장동적물성조사및시험ㅇ개정기준에의거, 14개필댐내진성능평가ㅇ유체-구조물상호작용고려 3개콘크리트다목적댐내진성능평가ㅇ연구성과실용화 ( 기존댐내진평가를위한동적물성조사실무지침서 ) ㅇ Newmark 기법적용, 지진시사면의소성변형계산프로그램코드개발ㅇ동적물성의불확실성등민감도분석및영향연구 ㅇ필댐현장동적물성조사및시험용역 ( 도면표준화포함 ) ㅇ 6 개다목적댐, 4 개용수전용댐, 2 개홍수조절용댐, 내진성능평가ㅇ낙동강하굿둑, 대청, 군남내진평가ㅇ민감도분석 ( 프로그램별, 지진가속도, 입력지진파, 물성, 구성모델별 ) ㅇ코어재지진거동분석ㅇ평가결과내진안정성분석, 필요시보강안제시ㅇ연구성과실용화 ( 실무자를위한댐타입별내진안정성평가절차서외 ) - vi -
4. 연구결과 연구완료 ( 연차 ) 보고서 연구과제명 향상된해석기법에의한기존댐내진성능평가연구 (3 차년최종 ) 연구기간 2014.01.01~ 2014.12.31(12 개월 ) 시행방법 자체 ( 위탁 ) 총연구참여자 내부 :5 명 ( 책임자 : 박동순 ) 외부 ( 위촉연구원 ):- 명 당해연도당해연도예산현황예산 ( 천원 ) 집행액 ( 천원 ) 외부수행분 ( 천원 ) 235,000 167,093 163,498 ( 기존 ) 문제점개선된사항ㅇ개정시특법 (2014.07) 시행으로 20 년이상댐내진평가의무화ㅇ지진재해대책법 (2014.08) 시행으로댐지진안정성확보는법적인책무 ㅇ내진안전성은해외高지진대위치댐사업의유력한 Risk 항목대두ㅇ댐설계기준내진평가 (2011) 개정및강화된지진력도입에따른전면적기존댐재평가필요ㅇ사내전문가소수, 동적물성탐사기술정립미흡, 댐내진해석용수치도면화미흡, 극대지진에대한기존댐안전성미평가등기술수요증대 ㅇ ICOLD 및 FEMA 기준분석, 국제전문가교류등을통한국제적기술기준확보ㅇ선도적물리탐사기법 (SBF 등 ) 적용,22 개필댐동적물성 DB 확보ㅇ 34 개전댐수치해석용도면 ( 단면도, 평면도등 )AutoCad 표준화완료ㅇ 29 개필댐내진성능평가완료, 개정설계성능목표에대해내진안정성확보ㅇ 6 개콘크리트댐내진성능평가및상세비선형손상해석완료, 내진성미확보댐거시적보강안제시ㅇ입력지진파, 동적물성, 해석기법영향분석및민감도해석완료ㅇ연구성과실용화 2 건 (2014 년 ) 개선에따른기대성과 댐내진해석분야국내최고의기술력보유, 원천기술의확보 효과적이고선제적인지진에대한댐안전관리구현 자체기술적용, 국가적선도기술확보로정책수행능력및내진분야대외신인도향상 자체연구투자를통한내부인건비활용으로막대한비용절감 ( 외부수탁시전댐내진평가수행에약 31 억원소요 약 27 억원예산절감 ) 필리핀 Angat 댐내진안전성조사 / 평가수행 ( 향후결과에따라내진보강소요예산막대한절감가능 ) 신규 Nenskra 댐사업수주시, 지진안정성검토를통한댐단면확정으로단면확장리스크변동액약 2백억원절감예상주요실용화 2건 / 댐유역관리처, 해외기획처논문발표논문게재 1편, 학술발표 3건추진성과기술지원 2건지식재산권 ( 당해기준 ) 기타닥터컨퍼런스 1회, 해외사업지원 2건 외부기관수행내역 ㅇ ( 위탁 ) 필댐동적물성탐사및 RoundRobin 시험용역, 중앙대 + 중원대ㅇ ( 위탁 ) 콘크리트댐내진안전성평가및대책용역, 한국지진공학회ㅇ ( 위탁 ) 수치해석용기존댐도면표준화용역, 지토피아 ( 주 ) - vii -
(1) 연구배경및필요성ㅇ최근사례및법령 -최근개정시행된시설물의안전관리에관한특별법 (2014.07.15.) 제7조에의거, 준공이후 20 년이상경과시설내진성능평가의무화 -댐시설물의지진안정성은지진재해대책법 (2014.08.07) 제3조에의거법적인책무ㅇ대내외적현실 -해외댐사업진출시높은지진대에위치한댐의내진검토가유력한 risk 항목으로대두 -댐은지진으로인한기능상실시예측불가의경제적, 산업적피해를입힐수있음 -최근대댐의내진안전성은국정감사등에서자주현안사항이되고있는추세ㅇ개정된기준과전략과의연계성 -개정된댐설계기준 (2011) 에의거, 강화된지진계수의도입과, 개정해석기법을적용한내진평가의필요성이절실 -댐유역관리처방침 ( 댐유역관리처 -938,2012.03.22.), 댐안전중장기실행계획 (2013.11)2-3 추진과제 (2) 주요연구수행내용 ㅇ 3 차년도계획대비실적 ( 요약 ) 계획 ㅇ내진해석국제기준연구및지진시댐거동사례조사ㅇ현장동적물성조사및분석 ㅇ수치해석용도면표준화 ㅇ필댐내진성능평가연구 ( 재해석포함 20 개댐 ) ㅇ콘크리트댐내진성능평가연구 (3 개소 ) ㅇ민감도해석및내진평가영향인자분석ㅇ연구성과실용화 ( 실무자를위한댐타입별내진안정성평가요령개정 ) 실적 ㅇ국제시장에서가장공신력있는 ICOLD 및 FEMA 등기술기준의분석요약정리ㅇ최신선도물리탐사기법 (SBF,Seismic Reflection) 적용,5 개댐전단파속도조사완료 * 댐체적용가능한최적동적물성탐사방법제안및코어 / 쉘재물성분리기법최초개발ㅇ관리대상 34 개기존댐에대한수치해석용도면 ( 단면도, 평면도등 )AutoCad 표준화완료ㅇ 20 개필댐등가정적해석, 유한요소해석, Newmark 변형해석수행완료, 기존총 29 개필댐내진안정성종합평가완료 * 개정설계성능목표에대해필댐은내진안정성확보ㅇ 3 개콘크리트댐 ( 대청, 군남, 낙동강하굿둑 ) 신규내진성능평가완료및기존해석댐 ( 대청, 합천, 충주 ) 비선형손상해석완료 * 극대지진시대청, 충주댐월류부피어 - 위어접합부손상예측 * 거시적보강안검토 ( 댐퍼, 단면증가, 앵커 ) ㅇ표준단면에대한입력지진파, 동적물성, 해석기법영향분석및민감도해석완료ㅇ연구성과실용화 ( 실무자를위한댐타입별내진안정성평가요령 ) 완료 (12 월 ) ㅇ연구성과추가실용화 ( 조지아 Nenskra 댐지진안정성검토 ) 완료 ( 해외기획처,10 월 ) - viii -
ㅇ ( 최종연구목표달성 ) 보다강화된지진계수와고급화된평가기법을적용하여 우리공사관리중인 34 개기존댐내진성능평가및연구성과실용화 (3) 연구성과및보고서의구성 ㅇ (1 장 ) 서론 - 연구목적, 배경, 내용, 전차년도연구성과요약등 ㅇ (2 장 ) 내진해석국제기준및지진시댐거동사례조사정리 -ICOLD 및 FEMA 등의내용을중심으로앞선연구논문들을광범위하게분석하여내진해석국제기준과개정댐설계기준 (2011) 내용을요약, 정리 -2014 년 6월댐내진관련닥터컨퍼런스및해외자문 (Dr.Matsumoto,Dr.Wieland) 내용요약을통한국제무대기술경쟁력확보 -지진시댐거동에관한광범위한경험적연구사례수집및분석, 정리 - 최근발생한지진 - 일본 Tohoku 대지진 (M9.0) 및중국 Wenchuan 대지진 (M7.9) 시댐의피해사례를집중적으로조명, 분석, 향후우리공사의기술적시사점을제시하였음 -모든제반분석및시사점자료를현업 ( 댐 유역관리처 ) 과공유, 적극적환류체계마련 ㅇ (3 장 ) 현장동적물성조사및분석 - 국내선도기술적용 (SBF,CAP SASW, 탄성파반사법 )12 개댐에대한동적물성조사완료 ( 전차년도 7개댐, 금회 5개댐 ) -사연, 구천, 감포댐의경우 Round RobinTest 수행 ( 다운홀,MASW,SBF, 반사법탄성파 ) 으로최적댐체동적물성조사절차정립및코어재와쉘재의물성분리안국내최초개발 (12 월 ) -금번과제를통해물성파악이미진했던 22 개필댐에대한새로운동적물성탐사수행및 DB 구축 ㅇ (4 장 ) 수치해석용도면표준화 -관리대상 34 개전댐에대한 2차원수치해석용 AutoCad 표준도면복원완료 *( 과거 ) 노후댐전자도면부재, 기존전자도면축척, 제원, 도면스타일등상이 ( 개정 ) 전댐 AutoCad 도면복원, 동일 dimension 및스타일로구성하여수치해석용표준도생성 ( 단면도, 평면도는전부복원, 일부종단도및 station 별횡단도복원병행 ) - ix -
ㅇ (5 장 ) 기존 29 개필댐 (ECRD 19,EF 2,CFRD 8) 본체내진성능평가완료 - 개정기법을도입한 3 차년도계획분 13 개댐 + 전차년도댐재해석분 7 개댐 ( 총 20 개필댐 ) 내진안전성해석완료 -Newmark 변형해석기반의상세동해석연구결과, 현재평가대상필댐모두설 계성능목표지진력에안전 댐 Newmark 변형해석 항복가속도계수 k y 소성변위 (cm) 평균소성변위 (cm) 허용변위 (cm) 판정 댐 Newmark 변형해석 항복가속도계수 k y 소성변위 (cm) 평균소성변위 (cm) 허용변위 (cm) 소양강 0.200 7.5-17.0 15.9 30 OK 연초 0.180 4.6-15.8 9.7 30 OK 횡성 0.196 1.7-8.3 5.3 30 OK 구천 0.238 0.6-2.2 0.7 30 OK 안동 0.170 4.3-20.9 8.2 30 OK 수어 0.154 6.4-16.1 7.1 30 OK 임하 0.190 13.9-25.4 19.6 30 OK 평림 0.214 2.4-6.3 3.1 30 OK 대청 ( 사력 ) 0.192 1.8-4.0 3.0 30 OK 안계 0.210 1.9-10.1 3.0 30 OK 주암 ( 본댐 ) 0.193 13.5-35.4 24.7 30 OK 선암 0.179 0.0-0.9 0.2 30 OK 주암조절지 0.185 0.0-1.5 0.6 30 OK 남강 0.610 0.1-0.2 0.1 30 OK 보령 0.234 11.6-29.5 21.1 30 OK 밀양 0.360 1.3-5.7 4.0 30 OK 광동 0.197 2.9-7.6 5.0 30 OK 군위 0.500 0.1-0.2 0.1 30 OK 달방 0.178 1.0-3.1 1.7 30 OK 용담 0.370 0.0 0.0 30 OK 영천 0.177 1.0-9.8 2.1 30 OK 부안 0.370 0.0 0.0 30 OK 감포 0.180 1.8-5.7 3.3 30 OK 장흥 0.270 1.0-2.9 2.0 30 OK 운문 0.206 7.9-27.8 10.5 30 OK 대곡 0.459 0.0-0.1 0.1 30 OK 사연 0.143 5.8-12.7 11.0 30 OK 평화의댐 0.370 0.0-0.2 0.1 30 OK 대암 0.202 9.3-28.5 10.2 30 OK * 댐설계기준 (2011) 에서손상을동반한허용가능변위로 60cm 를, 전혀문제없는수준을 30cm 로지정 판정 ㅇ (6 장 )6 개콘크리트댐내진성능평가완료 - 당해신규수행분 ( 대청, 군남, 낙동강하굿둑 )+ 전차수행분비선형손상해석 ( 충주, 합천 ) 완료 ( 섬진강댐은전차에수행안정으로판정완료 ) - 강화된지진력과유체-구조물상호작용을고려한상세동해석시행결과, 취약부상세비선형손상해석결과제시및보강안거시적제시 -극대지진에대한콘크리트댐종합안전성요약 - x -
검토항목 PGA (g) 동적전도동적활동월류부월류부 3D 안정성안정성지지력접속부비선형편심비동적인장응력균열해석인장강도안전율동적전단강도 대청댐 0.176 안전안전안전안전안전응력초과손상가능 판정 피어 - 위어접속부손상예측 합천댐 0.176 안전약간초과안전안전안전응력초과손상미미안전 섬진강댐 0.176 안전안전안전안전안전안전 - 안전 피어 -위어접속부충주댐 0.176 안전안전안전안전안전응력초과손상가능손상예측군남 0.22 안전안전안전안전안전안전 - 안전홍수조절지낙동강하굿둑 0.224 안전안전안전안전안전안전 - 안전 ( 구 ) * 댐축방향지진력작용시내하력부족현상은이전의댐설계기준 (2005 년 ) 에서댐축 방향의지진력미고려로이에대한설계가그간이루어지지않음에따른현상임 ㅇ (7 장 ) 민감도해석및영향인자분석 - 표준단면에대한입력지진파, 동적물성등영향분석및민감도해석완료 ㅇ (8 장 ) 연구성과실용화 2건 -실무자를위한댐타입별내진안정성평가절차서개정 ( 댐 유역관리처,12 월 ) 완료 - 조지아 Nenskra 댐지진안정성검토 ( 해외기획처긴급요청으로 10 월수행완료 ) 3. 개발기술의파급효과ㅇ기술적파급효과 -현업의 NEED 를적극반영, 과제진행과결과를능동적이고모범적인현업환류로시행 -댐내진해석분야국내최고의기술력보유, 원천기술의확보 -효과적이고선제적인지진에대한댐안전관리구현 - 자체기술을적용한국가적선도기술확보로정책수행능력및내진분야대외신인도향상 ㅇ경제적파급효과및시장경쟁력 ( 정량적산출근거제시 ) -자체연구투자를통한내부인건비활용으로막대한비용절감 ( 외부수탁시전댐내진평가수행에약 31 억원소요 약 27 억원예산절감 -본연구성과실용화로 Angat 댐내진안전성조사 / 평가수행 ( 향후결과에따 - xi -
라내진보강소요예산막대한절감가능 ) - 신규 Nenskra 댐사업수주시, 지진안정성검토를통한댐단면확정으로 단면확장리스크변동액약 2 백억원절감예상 ㅇ향후실용화계획 - 콘크리트댐내진안전성검토및내진성능향상방안제시 ( 댐유역관리처,2015) 4. 주요추진성과ㅇ실용화 2건 - 실무자를위한댐타입별내진안정성평가절차서개정 ( 댐 유역관리처,12 월 ) 완료예정 -조지아 Nenskra 댐지진안정성검토 ( 해외기획처,10 월완료 ) ㅇ논문발표 ( 게재 1건, 학술발표 3건 ) -논문게재,Newmark 기반변형해석에의한필댐의내진저항성연구, 한국지진공학회논문집,2014.07 - 국외논문발표,Seismicevaluationofinclinedcoretyperockfildam underaging, EADC,2014.10 -국내논문발표, 물리탐사에기반한코어형필댐의전단파속도주상도고찰, 한국지진공학회가을학술발표회,2014.09 -국내논문발표, 대댐의지진안정성시사점, 한국대댐회, 기후변화방재산업, 2014.05.27 ㅇ기술지원 -수어댐하류사면저부지진계위치검토 ( 여수권관리단,2014.03) -용담댐지진계위치이설검토 ( 용담댐관리단,2014.09) 5. 특별추진성과ㅇ노후댐안전관리및댐내진안전성관련닥터컨퍼런스 / 기술토론회개최 (2014.06) -국내외전문가초청댐내진해석기법, 평가, 보강등포괄적인기술토론 -해외자문시행 ( 일본 Dr.Matsumoto, 스위스 Dr.Wieland), 국제기술경쟁력강화ㅇ필리핀 Angat 댐정밀안전진단및댐내진보강사업지원 -연구성과실용화일환으로댐내진안전성 1차조사결과공유, 필리핀정부와의기술교섭지속, 정밀안전진단착수 (2014.10) 에따른해외사업지원ㅇ조지아 Nenskra 수력발전용댐건설신규사업내진안전성검토지원 (1 차완료,2014.10) - xii -
5. 초록 본연구과제의최종목표는보다강화된지진계수와고급화된 (Advanced) 평가기법을적용하여우리공사에서관리중인 34개다목적댐및용수전용댐본체에대한내진성능평가를시행하고다양한댐내진관련연구성과를실용화하는데에있다. 3차년도 (2014) 연구는유한요소해석과 Newmark 변형해석을통하여 20개필댐 ( 기존댐재해석포함 ) 에대한내진평가를수행하고, 유체-구조물상호작용을고려하여 5개콘크리트댐 ( 기존댐심화해석포함 ) 에대한내진평가를수행하였으며, 연구개발내용을바탕으로성과를실용화하였다. 필댐의중요한동적물성인전단파속도측정을위한다양한현장물리탐사기법들 (Downhole, SASW, MASW, SBF, Seismic Reflection) 을적용, 물성 DB를구축하고코어재와쉘재에서의최신동적물성탐사의적용성과유의점을연구하였다. 이를바탕으로, 극대지진에대한기존댐내진안전성평가결과, 29개콘크리트댐은모두 2400년재현주기의평가지진력 ( 내진특등급댐 0.22g, 내진일등급댐 0.154g) 에대해안전성을확보하는것으로나타났으며, 6개콘크리트댐은선형유한요소해석결과대체로양호한내진성능을나타냈다. 그러나대청댐및충주댐의월류부피어-위어접속부에서순간적으로허용응력을초과하는손상이발생가능한것으로판단되어, 취약부에대한거시적인보강공법안을제시하였다. 또한민감도분석을통하여최대전단탄성계수, 입력지진파, 최대지반가속도가댐의지진응답과 Newmark 소성변위에미치는영향을연구하여제시하였으며, 지진시필댐사면의소성변형예측프로그램코드를제시하고, 간편하게이용할수있도록절차를설명하였다. 연구성과는댐타입별내진안정성평가절차서, 필리핀 Angat댐내진안전성평가와동적물성조사요령등 6건의실용화를통하여성과확산에기여하였다. - xiii -
SU M M A R Y 1. Project Title/Subtitle A Study on the Advanced Seismic Evaluation of Existing Dams (Ⅲ) 2. Research Period 2014. 01. 01 ~ 2014. 12. 31 3. Outline of Research Recent devastating earthquakes occurred in Japan (2011 Tohoku earthquake, M 9.0 and 2008 Wenchuan earthquake, M 7.9) and associated damages in existing dams have facilitated a research need for seismic performance of dams under strong motions. A research project titled as "A Study on the Advanced Seismic Evaluation of Existing Dams" was launched in the need of re-evaluation of dams using higher design PGA and revised numerical approaches specified in the design code in Korea. The ultimate purpose of the research project is to re-evaluate seismic performance of 34 existing dams under the management of K-water using revised design criteria and to develop relevant working-level guidelines to put to practical use. Among a total research period of 2.5 years, the final 3 rd year of research was successfully finished up from 1/01/2014 to 12/31/2014. The goals of the 3 rd year research was to perform seismic evaluation of 20 selective dams (including re-evaluation of dams aimed in the previous year) and to investigate the seismic safety under the design PGA (Peak Ground Acceleration) of 0.22g. Subjected to the national law of earthquake disaster prevention as well as a new seismic design code for dams, Newmark sliding block analysis based dynamic analysis was adopted in addition to the pseudo-static limit equilibrium analysis and finite difference dynamic analysis. For concrete dams, advanced finite element methods were adopted with the consideration of fluid-structure interaction as well as in conjunction with detail safety evaluation for overturning, sliding, and bearing capacity. - xiv -
4. Content, Scope and Method of Research Year Goal Strategy 1st (2012) ㅇ Seismic evaluation for selective 5 dams and manual development ㅇ Seismic performance evaluation for 5 selective dams with upgraded standard and code ㅇ A manual development - seismic evaluation of fill dams using Newmark sliding block analysis ㅇ Diversification study of analysis methods and sensitivity analysis for PGA ㅇ Establish database of dynamic soil properties ㅇ Analysis of abroad research trend 2nd (2013) 3rd (2014) ㅇ Seismic evaluation for 17 dams and practical applications ㅇ Seismic evaluation for 13 dams and practical guideline development ㅇ Seismic performance evaluation for 14 fill dams with upgraded standard and code ㅇ A manual development - Site investigations for dynamic soil properties ㅇ A advanced Newmark type program code development ㅇ In-situ site investigations for dynamic soil properties ㅇ A study on concrete dam analysis considering fluid-structure interaction ㅇ Uncertainty research for dynamic soil properties ㅇ Seismic performance evaluation for 12 dams including Nakdong estuary structures with upgraded standard and code ㅇ A guideline development about upgraded seismic evaluation procedure for dams ㅇ In-situ site investigations for dynamic soil properties ㅇ Sensitivity analysis (PGA, input motions, constitutive models, soil properties) ㅇ Recommend reinforcement methods if required 5. Research Result A research project titled as "A Study on the Advanced Seismic Evaluation of Existing Dams (Ⅲ)" was conducted for seismic evaluation of 20 existing fill dams and 5 concrete dams (including re-evaluated dams in the previous year) using higher design PGA and revised numerical approaches specified in the design code in Korea. In total 2.5 year of research period, seismic evaluation was performed for 29 fill dams using finite element and Newmark type deformation analyses and for 6 concrete dams using finite element method with the conjunction of fluid-structure interaction. - xv -
In oder to strengthen research foundation, case histories about seismically damaged dams were investigated and their implications were suggested. In terms of innovative in-situ Vs profile measurements of fill dams, a detailed applicability and pros and cons were studied using the Downhole, SASW, MASW, SBF, and Seismic reflection survey. A unified AutoCad format of dam drawings for 34 existing dams were re-constructed for numerical applications. Consequently, all fill dams were estimated in safe under the design standard PGA in Korea, assuming globally reasonable material properties in each zone. For concrete dams, finite element analyses with fluid-structure interaction was initially performed using linear dynamic analyses. Then, in case of lack of seismic safety, a detailed nonlinear dynamic analyses were conducted by introducing damage variable concept. Accordingly, for some concrete dams, tensile stresses can be exceeded the allowable stress level in the local area of interface between pier and weir structures of overflow section, and seismic reinforcing method is tentatively provided. Sensitivity analyses were performed in order to investigate the effect of maximum shear modulus of shell zone, input motions, and peak ground acceleration. A simple program code for Newmark deformation analysis is developed and suggested with other probabilistic and semi-empirical programs. Finally, a relevant working-level guideline and one site specific seismic evaluation were suggested to put to practical use - a guideline for updated seismic evaluation procedure depending on dam type, and a seismic evaluation of proposed dam section under high seismicity area in Georgia. - xvi -
목차 제출문 1 요약문 6 목차 17 제 1 장. 서론 1 1.1 연구목차 1 1.2 연구배경 1 1.3 연구개발내용 4 1.4 추진전략및방법 5 1.5 기대효과 6 1.6 (2차년) 연구성과 7 제 2 장. 댐내진해석국제기준 12 2.1 배경 12 2.2 ICOLD의기준및동향 12 2.2.1 대댐에대한통합적인내진안정성관리기법 12 2.2.2 댐내진설계및성능평가의발전 13 2.2.3 지진위험 : 대댐의복합적위험 (Multi-Hazard) 14 2.2.4 대댐의통합적안전개념 16 2.2.5 대댐과부속구조물의내진설계기준 17 2.2.6 내진성능기준 (Seismic Performance Criteria) 19 2.2.7 콘크리트댐및필댐의내진설계 20 2.2.8 최근지진에서의교훈 22 2.2.9 기존댐의내진안정성평가 23 2.2.10 결론 23 2.3 FEMA 댐내진기준 24 2.3.1 제정배경 24 2.3.2 설계및안정성평가지진 25 2.3.3 지진구조적 (Seismotectonic) 연구수행 26 2.3.4 부지지반운동의정의 (characterizing) 28 2.3.5 내진해석 31 2.4 현행국내기준및본연구에의적용 38 2.4.1 해석기법및절차 38 - xvii -
2.4.2 안전성평가기준 41 2.5 해외전문가자문성과 44 2.5.1 개요 44 2.5.2 Dr. Matsumoto ( 일본, JCOLD) 44 2.5.3 Dr. Wieland ( 스위스, Pöyry) 50 제 3 장. 현장동적물성조사연구 62 3.1 개요 62 3.1.1 배경및목적 62 3.1.2 3차년도물성조사내용 63 3.2 표면파시험에서코어재전단파속도분리방법연구 65 3.2.1 배경및목적 65 3.2.2 코어재내부에작용하는심도별평균주응력평가 66 3.2.3 표면파탐사에서발진원-감진기위치의영향인자연구 71 3.2.4 추천사항 76 3.3 전단파속도탄성파탐사의적용 77 3.3.1 개요 77 3.3.2 SBF탐사 78 3.3.3 SASW탐사 87 3.3.4 고분해능탄성파시험 92 3.4 탄성파탐사기법의비교분석 107 3.4.1 개요 107 3.4.2 감포댐코어층전단파속도측정결과의비교 108 3.5 댐별대표전단파속도주상도 111 3.6 결론 118 제 4 장. 수치해석용도면표준화 120 4.1 개요 120 4.1.1 배경및목적 120 4.1.2 도면표준화내용 120 4.2 수치모델용표준화도면 123 4.2.1 소양강댐 123 4.2.2 충주댐 124 4.2.3 횡성댐 125 4.2.4 안동댐 126 4.2.5 임하댐 127 4.2.6 합천댐 128 4.2.7 남강댐 129 - xviii -
4.2.8 밀양댐 130 4.2.9 군위댐 131 4.2.10 부항댐 132 4.2.11 대청댐 133 4.2.12 용담댐 134 4.2.13 섬진강댐 135 4.2.14 주암댐 ( 본 ) 136 4.2.15 주암댐 ( 조 ) 137 4.2.16 부안댐 138 4.2.17 보령댐 139 4.2.18 장흥댐 140 4.2.19 광동댐 141 4.2.20 달방댐 142 4.2.21 영천댐 143 4.2.22 안계댐 144 4.2.23 감포댐 145 4.2.24 운문댐 146 4.2.25 대곡댐 147 4.2.26 사연댐 148 4.2.27 대암댐 149 4.2.28 선암댐 150 4.2.29 연초댐 151 4.2.30 구천댐 152 4.2.31 수어댐 153 4.2.32 평림댐 154 4.2.33 낙동강하굿둑 155 4.2.34 평화의댐 156 4.2.35 군남댐 157 제 5 장. 필댐내진성능평가연구 158 5.1 평가개요 158 5.1.1 평가대상댐 158 5.1.2 과거댐안전성평가이력 160 5.1.3 해석기법및절차 163 5.1.4 입력물성조사 167 5.1.5 입력지진파 169 5.1.6 안전성평가기준 172 5.2 안동댐내진성능평가 175 - xix -
5.2.1 댐개요 175 5.2.2 물성조사 175 5.2.3 등가정적해석 ( 진도법 ) 180 5.2.4 상세동해석 (FEM) 184 5.2.5 Newmark 변형해석 189 5.2.6 결론 192 5.3 임하댐내진성능평가 193 5.3.1 댐개요 193 5.3.2 물성조사 193 5.3.3 등가정적해석 ( 진도법 ) 199 5.3.4 상세동해석 (FEM) 203 5.3.5 Newmark 변형해석 208 5.3.6 결론 211 5.4 소양강댐내진성능평가 ( 재해석 ) 212 5.4.1 댐개요 212 5.4.2 물성조사 216 5.4.3 등가정적해석 ( 진도법 ) 218 5.4.4 상세동해석 (FEM) 224 5.4.5 Newmark 변형해석 230 5.4.6 결론 233 5.5 횡성댐내진성능평가 ( 재해석 ) 234 5.5.1 댐개요 234 5.5.2 물성조사 237 5.5.3 등가정적해석 ( 진도법 ) 239 5.5.4 상세동해석 (FEM) 245 5.5.5 Newmark 변형해석 251 5.5.6 결론 254 5.6 대청댐사력부내진성능평가 255 5.6.1 댐개요 255 5.6.2 물성조사 258 5.6.3 등가정적해석 ( 진도법 ) 263 5.6.4 상세동해석 (FEM) 268 5.6.5 Newmark 변형해석 273 5.6.6 결론 276 5.7 감포댐내진성능평가 277 5.7.1 댐개요 277 5.7.2 물성조사 278 5.7.3 등가정적해석 ( 진도법 ) 282 - xx -
5.7.4 상세동해석 (FEM) 287 5.7.5 Newmark 변형해석 293 5.7.6 결론 296 5.8 안계댐내진성능평가 297 5.8.1 댐개요 297 5.8.2 물성조사 301 5.8.3 등가정적해석 ( 진도법 ) 306 5.8.4 상세동해석 (FEM) 311 5.8.5 Newmark 변형해석 316 5.8.6 결론 319 5.9 평림댐내진성능평가 320 5.9.1 댐개요 320 5.9.2 물성조사 321 5.9.3 등가정적해석 ( 진도법 ) 323 5.9.4 상세동해석 (FEM) 328 5.9.5 Newmark 변형해석 333 5.9.6 결론 336 5.10 남강댐내진성능평가 337 5.10.1 댐개요 337 5.10.2 물성조사 340 5.10.3 등가정적해석 ( 진도법 ) 345 5.10.4 상세동해석 (FEM) 350 5.10.5 Newmark 변형해석 356 5.10.6 결론 359 5.11 부안댐내진성능평가 360 5.11.1 댐개요 360 5.11.2 물성조사 362 5.11.3 등가정적해석 ( 진도법 ) 364 5.11.4 상세동해석 (FEM) 370 5.11.5 Newmark 변형해석 376 5.11.6 결론 378 5.12 용담댐내진성능평가 ( 재해석 ) 379 5.12.1 댐개요 379 5.12.2 물성조사 382 5.12.3 등가정적해석 ( 진도법 ) 388 5.12.4 상세동해석 (FEM) 391 5.12.5 Newmark 변형해석 397 5.12.6 결론 400 - xxi -
5.13 장흥댐내진성능평가 ( 재해석 ) 401 5.13.1 댐개요 401 5.13.2 물성조사 402 5.13.3 등가정적해석 ( 진도법 ) 405 5.13.4 상세동해석 (FEM) 408 5.13.5 Newmark 변형해석 414 5.13.6 결론 417 5.14 밀양댐내진성능평가 ( 재해석 ) 418 5.14.1 댐개요 418 5.14.2 해석적용입력물성 423 5.14.3 등가정적해석 ( 진도법 ) 428 5.14.4 상세동해석 (FEM) 433 5.14.5 Newmark 변형해석 439 5.14.6 결론 442 5.15 군위댐내진성능평가 443 5.15.1 댐개요 443 5.15.2 물성조사 443 5.15.3 등가정적해석 ( 진도법 ) 445 5.15.4 상세동해석 (FEM) 448 5.15.5 Newmark 변형해석 453 5.15.6 결론 456 5.16 대곡댐내진성능평가 457 5.16.1 댐개요 457 5.16.2 물성조사 458 5.16.3 등가정적해석 ( 진도법 ) 461 5.16.4 상세동해석 (FEM) 463 5.16.5 Newmark 변형해석 469 5.16.6 결론 472 5.17 평화의댐내진성능평가 473 5.17.1 댐개요 473 5.17.2 물성조사 477 5.17.3 등가정적해석 ( 진도법 ) 483 5.17.4 상세동해석 (FEM) 486 5.17.5 Newmark 변형해석 491 5.17.6 결론 494 5.18 필댐내진해석결론 495 - xxii -
제 6 장. 콘크리트댐내진성능평가 49 6.1 평가개요 499 6.1.1 대상댐 499 6.1.2 평가기준 500 6.1.3 전년도 (2013년) 평가결과요약 501 6.1.4 2014년내진평가개요 503 6.2 군남홍수조절지내진성능평가 504 6.2.1 댐개요 504 6.2.2 평가지진력 504 6.2.3 해석조건 506 6.2.4 고유치해석 525 6.2.5 변위응답 528 6.2.6 내진안전성평가 533 6.3 낙동강하굿둑내진성능평가 568 6.3.1 시설개요 568 6.3.2 해석조건 573 6.3.3 해석결과 591 6.3.4 결론 608 6.4 대청댐 ( 콘크리트부 ) 내진성능평가 609 6.4.1 댐개요 609 6.4.2 적용물성 611 6.4.3 대청댐콘크리트부수치모델링 614 6.4.4 대청댐콘크리트부내진해석 623 6.4.5 대청댐콘크리트부내진해석결과요약 638 6.5 대청댐 ( 콘크리트부 ) 취약부손상해석 641 6.5.1 개요 641 6.5.2 해석조건 642 6.5.3 비선형손상해석평가결과 655 6.5.4 대청댐비선형손상해석결론 667 6.6 합천댐취약부손상해석 668 6.6.1 개요 668 6.6.2 해석조건 669 6.6.3 비선형손상해석평가결과 680 6.6.4 합천댐비선형손상해석결론 686 6.7 충주댐취약부손상해석 687 6.7.1 개요 687 6.7.2 해석조건 688 6.7.3 비선형손상해석평가결과 698 - xxiii -
6.7.4 충주댐비선형손상해석결론 704 6.8 콘크리트댐내진성능평가결과 ( 요약 ) 705 6.8.1 콘크리트댐내진성능평가기준 705 6.8.2 콘크리트댐내진성능평가결과 706 6.9 콘크리트댐내진보강방안 725 6.9.1 개요 725 6.9.2 콘크리트댐내진성능향상공법 725 6.9.3 콘크리트댐내진보강공법결론 736 제 7 장. 민감도분석 737 7.1 개요 737 7.2 필댐지진민감도분석 737 7.2.1 민감도분석모델링 737 7.2.2 동적물성민감도분석 739 7.2.3 입력지진파민감도분석 744 7.2.4 지진가속도민감도분석 750 7.2.5 지진에대한필댐민감도분석결론 752 7.3 콘크리트댐민감도분석 753 7.3.1 입력지진파민감도분석개요 753 7.3.2 입력지진파민감도분석결과 756 제 8 장. 결론 759 8.1 (2장) 댐내진해석국제기준 759 8.2 (3장) 현장동적물성조사연구 760 8.3 (4장) 수치해석용도면표준화 761 8.4 (5장) 필댐내진성능평가연구 762 8.5 (6장) 콘크리트댐내진성능평가연구 766 8.6 (7장) 민감도분석 768 8.7 ( 부록 ) 연구성과실용화 768 REFERENCES 769 - xxiv -
표목차 Table 1-1. Yearly scope of research project 4 Table 1-2. A summary of dynamic analyses of four concrete dams 10 Table 2-1. 사면활동에대한최소안전율 (KISTEC 2012) 41 Table 3-1. 연구대상 4개필댐에서의현장시험내역과측정물성 77 Table 3-2. 감포댐코어매질의대표전단파속도 82 Table 3-3. 안동댐코어매질의대표전단파속도 84 Table 3-4. 군위댐코어매질의대표전단파속도 86 Table 3-5. 임하댐탄성파속도평가값및 Vs/Vp 비율 97 Table 3-6. 부안댐에대한탄성파속도평가값및 Vs/Vp 비율 101 Table 3-7. 감포댐정상부탄성파속도평가값및 Vs/Vp 비율 106 Table 3-8. 각기법의대표적인장점과단점 110 Table 3-9. 감포댐코어매질의대표전단파속도 111 Table 3-10. 감포댐사력재의전단파속도 112 Table 3-11. 안동댐코어매질의대표전단파속도 113 Table 3-12. 안동댐사력재의전단파속도 114 Table 3-13. 군위댐코어매질의대표전단파속도 115 Table 3-14. 부안댐코어매질의대표전단파속도 116 Table 3-15. 임하댐코어매질의대표전단파속도 117 Table 4-1. 도면표준화댐대상현황 122 Table 5.1-1. Status of yearly seismic analyses for existing dams of K-water 160 Table 5.1-2. In-depth diagnosis history for multi-purpose dams (K-water 2013) 161 Table 5.1-3. In-depth diagnosis history for water supply dams (K-water 2013) 162 Table 5.1-4. In-depth diagnosis history for other existing dams (K-water 2013) 163 Table 5.1-5. 사면활동에대한최소안전율 (KISTEC 2012) 172 Table 5.2-1. Survey location of electric resistivity and surface wave survey for Andong dam (KISTEC 2011) 176 Table 5.2-2. Permeability coefficient for seepage analysis of Andong dam (KISTEC 2011) 178 - xxv -
Table 5.2-3. Material properties used in the analysis of Andong dam safety (KISTEC 2011) 178 Table 5.2-4. Material properties applied in the analyses of Andong dam 179 Table 5.2-5. Static and pseudo-static slope stability analyses for Andong dam 181 Table 5.2-6. A result of dynamic FE analyses for Andong dam 185 Table 5.2-7. A result of Newmark deformation analysis for Andong dam 190 Table 5.3-1. Survey location of electric resistivity and MASW for Imha dam (KISTEC 2007) 194 Table 5.3-2. Permeability coefficient for seepage analysis for Imha dam (KISTEC 2012) 195 Table 5.3-3. Material properties used in the analysis of Imha dam safety (KISTEC 2012) 195 Table 5.3-4. Material properties applied in the analyses of Imha dam 198 Table 5.3-5. Static and pseudo-static slope stability analyses for Imha dam 200 Table 5.3-6. A result of dynamic FE analyses for Imha dam 204 Table 5.3-7. A result of Newmark deformation analysis for Imha dam 209 Table 5.4-1. Maximum water level, inflow, and outflow for Soyanggang dam (K-water 2013) 214 Table 5.4-2. Flood control record for Soyanggang dam (K-water 2013) 214 Table 5.4-3. Material properties applied for the slope stability analysis of Soyanggang dam 216 Table 5.4-4. Material properties applied for the seepage and dynamic analyses of Soyanggang dam 217 Table 5.4-5. Static and pseudo-static slope stability analyses for soyanggang dam 220 Table 5.4-6. A result of dynamic FE analyses for soyanggang dam 225 Table 5.4-7. A result of Newmark deformation analysis for soyanggang dam 230 Table 5.5-1. Material properties applied for seepage analysis in Hoengseong dam 238 Table 5.5-2. Material properties applied for dynamic analysis in Hoengseong dam 239 Table 5.5-3. Static and pseudo-static slope stability analyses for Hoengseong dam 241 Table 5.5-4. A result of dynamic FE analyses for Hoengseong dam 246 Table 5.5-5. A result of Newmark deformation analysis for Hoengseong dam 251 Table 5.6-1. Survey location of electric resistivity and MASW for Daecheong and regulation dam (KISTEC 2011) 258 - xxvi -
Table 5.6-2. Permeability coefficient used in the seepage analysis of Daecheong dam safety (KISTEC 2011) 259 Table 5.6-3. Material properties used in the slope stability analysis of Daecheong dam safety (KISTEC 2011) 259 Table 5.6-4. Material properties used in the stress-strain analysis of Daecheong dam safety (KISTEC 2011) 260 Table 5.6-5. Material properties applied in the analyses of Daecheong dam 262 Table 5.6-6. Static and pseudo-static slope stability analyses for Daecheong dam 264 Table 5.6-7. A result of dynamic FE analyses for Daecheong dam 269 Table 5.6-8. A result of Newmark deformation analysis for Daecheong dam 274 Table 5.7-1. Material properties of Gampo dam (K-water 2006) 278 Table 5.7-2. Material properties applied in the analyses of Gampo dam 281 Table 5.7-3. Static and pseudo-static slope stability analyses for Gampo dam 283 Table 5.7-4. A result of dynamic FE analyses for Gampo dam 288 Table 5.7-5. A result of Newmark deformation analysis for Gampo dam 293 Table 5.8-1. Main features of Angye dam 297 Table 5.8-2. Dam management and remediation work history in Angye dam 300 Table 5.8-3. Fundamental properties of Angye dam materials (In-depth diagnosis, 2002) 302 Table 5.8-4. Material properties used in the deformation analysis (In-depth diagnosis 2002) 302 Table 5.8-5. Material properties applied in the analyses of Angye dam 305 Table 5.8-6. Static and pseudo-static slope stability analyses for Angye dam 307 Table 5.8-7. A result of dynamic FE analyses for Angye dam 311 Table 5.8-8. A result of Newmark deformation analysis for Angye dam 316 Table 5.9-1. Material properties applied in the analyses of Pyunglim dam 322 Table 5.9-2. Static and pseudo-static slope stability analyses for Pyunglim dam 324 Table 5.9-3. A result of dynamic FE analyses for Pyunglim dam 328 Table 5.9-4. A result of Newmark deformation analysis for Pyunglim dam 333 Table 5.10-1. Layout of electrical resistivity survey and MASW survey for Namgang dam (KISTEC 2010) 340 Table 5.10-2. Material properties used in the slope stability analysis of Namgang dam safety (KISTEC 2010) 343 Table 5.10-3. Material properties applied in the analyses of Namgang dam 344 - xxvii -
Table 5.10-4. Static and pseudo-static slope stability analyses for Namgang dam (without face slab) 346 Table 5.10-5. A result of dynamic FE analyses for Namgang dam (without face slab) 351 Table 5.10-6. A result of dynamic FE analyses for Namgang dam (with face slab) 351 Table 5.10-7. A result of Newmark deformation analysis for Namgang dam (without face slab) 356 Table 5.11-1. Material properties used in the analysis of Buan dam safety (KISTEC 2012) 362 Table 5.11-2. Material properties applied in the analyses of Buan dam 363 Table 5.11-3. Static and pseudo-static slope stability analyses for Buan dam 365 Table 5.11-4. A result of dynamic FE analyses for Buan dam (without face slab) 371 Table 5.11-5. A result of dynamic FE analyses for Buan dam (with face slab) 371 Table 5.11-6. A result of Newmark deformation analysis for Buan dam (without face slab) 376 Table 5.12-1 General features of Yongdam dam 379 Table 5.12-2. Material properties used in the FEM analysis for Yongdam dam (K-water 2001) 382 Table 5.12-3. Material properties used in the limit equilibrium analysis for Yongdam dam (K-water 2001) 383 Table 5.12-4. Surface wave survey layout for Yongdam dam (KISTEC 2012) 383 Table 5.12-5. Material properties applied in the analyses of Yongdam dam 387 Table 5.12-6. Static and pseudo-static slope stability analyses for yongdam dam (without face slab) 389 Table 5.12-7. A result of dynamic FE analyses for yongdam dam (without face slab) 392 Table 5.12-8. A result of dynamic FE analyses for yongdam dam (with face slab) 392 Table 5.12-9. A result of Newmark deformation analysis for upstream slope of yongdam dam (without face slab) 397 Table 5.12-10. A result of Newmark deformation analysis for downstream slope of yongdam dam (with face slab) 398 Table 5.13-1. Material properties used in the limit equilibrium analysis for Jangheung dam (K-water 2005) 402 Table 5.13-2. Material properties applied in the analyses of Jangheung dam (without face slab) 404 - xxviii -
Table 5.13-3. Static and pseudo-static slope stability analyses for Jangheung dam (without face slab) 406 Table 5.13-4. A result of dynamic FE analyses for Jangheung dam (without face slab) 409 Table 5.13-5. A result of dynamic FE analyses for Jangheung dam (with face slab) 409 Table 5.13-6. A result of Newmark deformation analysis for upstream slope of Jangheung dam (without face slab) 414 Table 5.13-7. A result of Newmark deformation analysis for downstream slope of Jangheung dam (with face slab) 415 Table 5.14-1. 댐별최고수위 유입 방류량극값 (K-water 댐운영실무편람 2011) 422 Table 5.14-2. 밀양댐홍수조절실적 (K-water 댐운영실무편람 2011) 422 Table 5.14-3. Material parameters applied for static analysis of Milyang dam 424 Table 5.14-4. Material parameters applied for seepage and dynamic analyses of Milyang dam 425 Table 5.14-5. Static and pseudo-static slope stability analyses for Milyang dam (without face slab) 430 Table 5.14-6. A result of dynamic FE analyses for upstream slope of Milyang dam (without face slab) 434 Table 5.14-7. A result of dynamic FE analyses for downstream slope of Milyang dam (with face slab) 434 Table 5.14-8. A result of Newmark deformation analysis for upstream slope of Milyang dam (without face slab) 439 Table 5.15-1. Material properties applied in the analyses of Guinwi dam 444 Table 5.15-2. Static and pseudo-static slope stability analyses for Guinwi dam (without face slab) 446 Table 5.15-3. A result of dynamic FE analyses for Guinwi dam (without face slab) 448 Table 5.15-4. A result of dynamic FE analyses for Guinwi dam (with face slab) 449 Table 5.15-5. A result of Newmark deformation analysis for upstream slope of Guinwi dam (without face slab) 453 Table 5.16-1. Fundamental properties of Daegok dam materials at design stage (K-water 2005) 458 Table 5.16-2. Hyperbolic material properties of Daegok dam for deformation analysis (K-water 2005) 459 Table 5.16-3. Material properties applied in the analyses of Daegok dam 460 Table 5.16-4. Static and pseudo-static slope stability analyses for Daegok dam 462 - xxix -
Table 5.16-5. A result of dynamic FE analyses for Daegok dam 464 Table 5.16-6. A result of Newmark deformation analysis for Daegok dam 469 Table 5.17-1. Construction history of Peace dam 474 Table 5.17-2. Zoning of Peace dam 476 Table 5.17-3. Material properties applied for slope stability analysis in the 1st in-depth diagnosis of Peace dam 477 Table 5.17-4. Result of large-scale triaxial test for Peace dam construction 478 Table 5.17-5. Material properties applied for slope stability analysis in the 2nd in-depth diagnosis of Peace dam 479 Table 5.17-6. Result of large-scale triaxial test for Peace dam during construction 480 Table 5.17-7. Hyperbolic material parameters for Peace dam (Construction history) 480 Table 5.17-8. Material properties applied for stress-strain analysis in the 2nd in-depth diagnosis of Peace dam 481 Table 5.17-9. Material properties applied in the analyses of peace dam 482 Table 5.17-10. Static and pseudo-static slope stability analyses for peace dam 484 Table 5.17-11. A result of dynamic FE analyses for peace dam (without face slab) 487 Table 5.17-12. A result of Newmark deformation analysis for peace dam 492 Table 5.18-1 Status of seismic analyses for existing fill dams of K-water 495 Table 5.18-2. A result of dynamic and Newmark deformation analyses for fill dams (ECRD, EF) 497 Table 5.18-3. A result of dynamic and Newmark deformation analyses for fill dams (CFRD) 498 Table 6.1-1. 기존콘크리트댐내진성능평가현황 499 Table 6.1-2. 2013 년연구수행분콘크리트댐내진성능평가결과 501 Table 6.2-1. 지반의공학적분류 505 Table 6.2-2. 군남홍수조절지콘크리트동적물성 509 Table 6.2-3. 군남홍수조절지콘크리트의동적강도 (unit: MPa) 510 Table 6.2-4. 콘크리트동적강도산정근거 510 Table 6.2-5. 군남홍수조절지기초지반물성 510 Table 6.2-6. 군남홍수조절지내진해석적용하중파라메터산정 514 Table 6.2-7. 군남홍수조절지지반의물성 519 Table 6.2-8. 군남홍수조절지호소적용물성 520 Table 6.2-9. 댐내진성능평가를위한하중조합 (2차원모델 ) 524 Table 6.2-10. 피어부내하력평가를위한하중조합 (3차원수치모형적용시 ) 524 - xxx -
Table 6.2-11. 비월류부고유치해석결과 (EAGD-SLIDE 2차원수치모델 ) 525 Table 6.2-12. 월류부 Type-1 (Roller Gate) 고유치해석결과 (ABAQUS 3차원수치모형 ) 526 Table 6.2-13. 월류부 Type-2 (Radial Gate) 고유치해석결과 (ABAQUS 3차원수치모형 ) 527 Table 6.2-14. 월류부 Type-3 (Roller-Radial Gate) 고유치해석결과 (ABAQUS 3차원수치모형 ) 528 Table 6.2-15. 비월류부모델의최대변위 529 Table 6.2-16. 월류부 Type-1 (Roller Gate) 모델의최대변위 530 Table 6-2.17. 월류부 Type-2 (Radial Gate) 모델의최대변위 531 Table 6.2-18. 월류부 Type-3 (Roller-Radial Gate) 모델의최대변위 532 Table 6.2-19. 비월류부모델의최대편심비 533 Table 6.2-20. 비월류부모델의최대주인장응력 535 Table 6.2-21. 비월류부모델의활동에대한최소안전율 537 Table 6.2-22. 비월류부모델저면의최대전단응력 538 Table 6.2-23. 비월류부모델전체단면의최대전단응력 539 Table 6.2-24. 비월류부모델저면의최대주압축응력 540 Table 6.2-25. 비월류부모델전체단면의최대주압축응력 541 Table 6-2.26. 월류부 Type-1 (Roller Gate) 모델의최대편심비 542 Table 6.2-27. 월류부 Type-1 (Roller Gate) 모델저면에서의최대인장응력 543 Table 6.2-28. 월류부 Type-1 (Roller Gate) 모델전체단면에서의최대인장응력 543 Table 6.2-29. 월류부 Type-1 (Roller Gate) 모델의활동에대한최소안전율 544 Table 6.2-30. 월류부 Type-1 (Roller Gate) 모델저면에서의최대전단응력 545 Table 6.2-31. 월류부 Type-1 (Roller Gate) 모델전체단면에서의최대전단응력 546 Table 6.2-32. 월류부 Type-1 (Roller Gate) 모델저면에서의최대압축응력 547 Table 6.2-33. 월류부 Type-1 (Roller-Gate) 하중조합별최대인장응력 548 Table 6.2-34. 월류부 Type-1 (Roller Gate) 내하력검토조건및 P-M 상관도 549 Table 6.2-35. 월류부 Type-1 (Roller-Gate) 하중조합별최대전단응력 550 Table 6.2-36. 구조물물성치및검토조건 551 Table 6.2-37. 전단철근검토결과 551 Table 6.2-38. 월류부 Type-2 (Radial Gate) 모델의최대편심비 552 Table 6.2-39. 월류부 Type-2 (Radial Gate) 모델저면에서의최대인장응력 553 Table 6.2-40. 월류부 Type-2 (Radial Gate) 모델전체단면에서의최대인장응력 553 Table 6.2-41 월류부 Type-2 (Radial Gate) 모델의활동에대한최소안전율 554 Table 6.2-42. 월류부 Type-2 (Radial Gate) 모델저면에서의최대전단응력 555 Table 6.2-43. 월류부 Type-2 (Radial Gate) 모델전체단면에서의최대전단응력 556 Table 6.2-44. 월류부 Type-2 (Radial Gate) 모델저면에서의최대압축응력 557 Table 6.2-45. 월류부 Type-2 (Radial Gate) 하중조합별최대인장응력 558 - xxxi -
Table 6.2-46. 월류부 Type-2 (Radial Gate) 내하력검토조건및 P-M 상관도 559 Table 6.2-47. 월류부 Type-3 (Roller-Radial Gate) 모델의최대편심비 560 Table 6.2-48. 월류부 Type-3 (Roller-Radial Gate) 모델저면에서의최대인장응력 561 Table 6.2-49. 월류부 Type-3 (Roller-Radial Gate) 모델전체단면에서의최대인장응력 561 Table 6.2-50. 월류부 Type-3 (Roller-Radial Gate) 모델의활동에대한최소안전율 562 Table 6.2-51. 월류부 Type-3 (Roller-Radial Gate) 모델저면에서의최대전단응력 563 Table 6.2-52. 월류부 Type-3 (Roller-Radial Gate) 모델전체단면에서의최대전단응력 564 Table 6.2-53. 월류부 Type-3 (Roller-Radial Gate) 모델저면에서의최대압축응력 565 Table 6.2-54. 월류부 Type-3 (Roller-Radial Gate) 하중조합별최대전단응력 566 Table 6.2-55. 구조물물성치및검토조건 567 Table 6.2-56. 전단철근검토결과 567 Table 6.3-1. 낙동강하굿둑의시설현황 568 Table 6.3-2. 낙동강하굿둑수문부시설제원 571 Table 6.3-3. 활동안정성검토정수 574 Table 6.3-4. 댐의내진등급과설계지진 575 Table 6.3-5. 위험도계수 575 Table 6.3-6. 지반의분류 576 Table 6.3-7. 지진계수 Ca, Cv 576 Table 6.3-8. 콘크리트동적물성치 580 Table 6.3-9. 지진시콘크리트의동적강도 ( 단위 : MPa) 580 Table 6.3-10. 지진시콘크리트의동적강도기준 580 Table 6.3-11. 지반의물성치 581 Table 6.3-12. 강말뚝기초의물성치 581 Table 6.3-13. 하중산정시적용기준 584 Table 6.3-14. 흙의물성치및강도정수 587 Table 6.3-15. 구교량교량받침배치도및교량받침상세 589 Table 6.3-16. 신교량교량받침배치도및교량받침상세 590 Table 6.3-17. 피어부내하력평가를위한하중조합 591 Table 6.3-18. 기초지반고정단모델고유치해석결과 592 Table 6.3-19. 기초지반스프링모형고유치해석결과 594 Table 6.3-20. 기초지반고정단모델의최대변위 597 Table 6.3-21. 기초지반스프링모델의최대변위 598 Table 6.3-22. 지반스프링모델의동적편심비 599 Table 6.3-23. 기초지반스프링모델저면에서의최대인장응력 600 - xxxii -
Table 6.3-24. 기초지반스프링모델전체단면에서의최대인장응력 601 Table 6.3-25. 기초지반스프링모델의활동에대한최소안전율 602 Table 6.3-26. 기초지반스프링모델저면에서의최대전단응력 603 Table 6.3-27. 기초지반스프링모델전체단면에서의최대전단응력 603 Table 6.3-28. 기초지반스프링모델저면에서의최대압축응력 605 Table 6.3-29. 기초지반스프링모델하중조합별최대인장응력 606 Table 6.3-30. 기초지반스프링모델내하력검토조건및 P-M 상관도 607 Table 6.4-1. Material properties of foundation at Daechung dam 612 Table 6.4-2. Dynamic material properties used in the seismic analysis for Daechung dam 613 Table 6.4-3. Dynamic strength of concrete for Daechung dam, unit: MPa 614 Table 6.4-4. A guideline for dynamic strength of concrete 614 Table 6.4-5. Loading values for seismic analysis of Daechung dam 618 Table 6.4-6. Material properties of Daechung reservoir 622 Table 6.4-7. Eigenvalue analysis result for non-overflow section of Daechung dam using EAGD-SLIDE 2D 624 Table 6.4-8. Eigenvalue analysis result for overflow section of Daechung dam using EAGD-SLIDE 2D 626 Table 6.4-10. Maximum seismic displacement for overflow section of Daechung dam using ABAQUS 3D 630 Table 6.4-11. Maximum tensile stress along the interface between pier and overflow weir of Daechung dam by 3D modeling 635 Table 6.4-12. A result of dynamic analysis for non-overflow section of Daechung dam 639 Table 6.4-13. A result of dynamic analysis for overflow section of Daechung dam 639 Table 6.4-14. A result of dynamic analysis of pier-weir structure for overflow section of Daechung dam by 3D modeling 640 Table 6.5-1. 지진시콘크리트의동적강도 ( 단위 : MPa) 646 Table 6.5-2. 지진시콘크리트의동적강도기준 646 Table 6.5-3. 지반의물성치 647 Table 6.5-4. 콘크리트동적물성치 648 Table 6.5-5. 하중산정시적용기준 649 Table 6.5-6. 호소부물성치 652 Table 6.5-7. 피어부내하력평가를위한하중조합 (3차원수치모형적용시 ) 654 - xxxiii -
Table 6.6-1. 지진시콘크리트의동적강도 ( 단위 : MPa) 671 Table 6.6-2. 추정압축강도및추정동적강도 ( ) ( 단위 : MPa) 671 Table 6.6-3. 지진시콘크리트의동적강도기준 672 Table 6.6-4. 지반의물성치 673 Table 6.6-5. 콘크리트동적물성치 674 Table 6.6-6. 하중산정시적용기준 674 Table 6.6-7. 호소부물성치 678 Table 6.6-8. 피어부내하력평가를위한하중조합 (3차원수치모형적용시 ) 679 Table 6.7-1. 지진시콘크리트의동적강도 ( 단위 : MPa) 690 Table 6.7-2. 지진시콘크리트의동적강도기준 690 Table 6.7-3. 지반의물성치 691 Table 6.7-4. 콘크리트동적물성치 692 Table 6.7-5. 하중산정시적용기준 692 Table 6.7-6. 호소부물성치 696 Table 6.7-7. 피어부내하력평가를위한하중조합 (3차원수치모형적용시 ) 697 Table 6.8-1. 기존콘크리트댐내진성능평가최종결과요약 707 Table 6.8-2. 합천댐비월류부에대한내진해석결과 708 Table 6.8-3. 합천댐월류부에서의내진해석결과 709 Table 6.8-4. 합천댐월류부피어-위어접속부에대한 3차원선형내진해석결과 709 Table 6.8-5. 합천댐월류부상세손상해석결과 710 Table 6.8-6. 섬진강댐비월류부에대한선형내진해석결과 711 Table 6.8-7. 섬진강댐월류부에대한선형내진해석결과 712 Table 6.8-8. 섬진강댐월류부피어-위어접속부에대한 3차원선형내진해석결과 712 Table 6.8-9. 충주댐비월류부에대한선형내진해석결과 713 Table 6.8-10. 충주댐월류부에대한선형내진해석결과 714 Table 6.8-11. 충주댐월류부피어-위어접속부에대한 3차원선형내진해석결과 714 Table 6.8-12. 충주댐월류부상세손상해석결과 715 Table 6.8-13. 대청댐콘크리트비월류부에대한선형내진해석결과 716 Table 6.8-14. 대청댐콘크리트월류부에대한선형내진해석결과 716 Table 6.8-15. 대청댐월류부피어-위어접속부에대한 3차원선형내진해석결과 717 Table 6.8-16. 대청댐월류부상세비선형손상해석결과 718 Table 6.8-17. 군남홍수조절지비월류부선형내진안전성평가결과 719 - xxxiv -
Table 6.8-18. 군남홍수조절지월류부 Type-1 (Roller Gate) 선형내진안전성검토결과 720 Table 6.8-19. 군남홍수조절지월류부 Type-1 (Roller Gate) P-M 상관도 ( 축력및모멘트 ) 분석 721 Table 6.8-20. 군남홍수조절지월류부 Type-1 (Roller Gate) 전단에대한내하력검토 721 Table 6.8-21. 군남홍수조절지월류부 Type-2 (Radial Gate) 선형내진안전성검토결과 722 Table 6.8-22. 군남홍수조절지월류부 Type-2 (Radial Gate) P-M 상관도 ( 축력및모멘트 ) 분석 722 Table 6.8-23. 군남홍수조절지월류부 Type-3 (Roller-Radial Gate) 선형내진안전성검토 723 Table 6.8-24. 군남홍수조절지월류부 Type-3 (Roller-Radial Gate) 전단에대한내하력검토 723 Table 6.8-25. 낙동강하굿둑주수문댐체선형내진안전성검토결과 724 Table 6.8-26. 낙동강하굿둑주수문부 P-M 상관도 ( 축력및모멘트 ) 분석 724 Table 6.9-1. 콘크리트구조물의보수, 보강공법 726 Table 6.9-2. 구조와재료에따른콘크리트댐보수보강공법 726 Table 7-1. Applied material properties of a model dam 738 Table 7-2. Estimated Gmax function used in the sensitivity analysis (after Seed and Idriss 1970, Kramer 1996) 740 Table 7-3. A result of shaking (EQ2) response depending on the Gmax function of shell 741 Table 7-4. A result of sensitivity analyses depending on input motions (PGA = 0.22g) 747 Table 7-5. A result of sensitivity analyses depending on PGA of EQ1 750 Table 7-6. 인공지진파제원 753 Table 7-7. 지반의분류 754 Table 7-8 지진계수 Ca, Cv 754 Table 7-9. 댐내진성능평가를위한하중조합 (2차원모델 ) 756 Table 7-10. 인공지진파와하중조합에따른최대편심비와활동에대한최소안전율757 Table 8-1. Status of seismic analyses for existing fill dams of K-water 762 Table 8-2. A result of dynamic and Newmark deformation analyses for fill dams (ECRD, EF) 764 - xxxv -
Table 8-3. A result of dynamic and Newmark deformation analyses for fill dams (CFRD) 765 Table 8-4. 기존콘크리트댐내진성능평가최종결과요약 767 - xxxvi -
그림목차 Fig. 1-1. Lower San Fernando dam before and after the 1971 San Fernando earthquake (M6.6) (DSOD) 2 Fig. 2-1. An example of dynamic analysis of overflow section of concrete dam 47 Fig. 2-2. Plan of faults mapped in dyke foundation during construction 49 Fig. 2-3. An example of dynamic analysis of overflow section of concrete dam 57 Fig. 2-4. Plan of faults mapped in dyke foundation during construction 60 Fig. 3-1. 댐제체의심도별평균주응력평가를위한유한요소모델 68 Fig. 3-2. 댐체구성매질의자중으로인하여형성된댐제체내부의최대주응력분포 69 Fig. 3-3. 댐코어부에서발생하는평균유효응력의깊이별분포 70 Fig. 3-4. 댐코어부에서표면파시험의영향인자평가를위한유한요소모델 71 Fig. 3-5. 발진원이격거리가표면파속도에미치는영향 : 코어영역이포함된무한평면모델 73 Fig. 3-6. 발진원이격거리가역산해석된전단파속도에미치는영향 : 코어영역이포함된 ECRD 모델 75 Fig. 3-7. 발진원이격거리가표면파속도및역산해석된전단파속도에미치는영향 : 코어영역이포함된 ECRD 모델 76 Fig. 3-8. 감포댐에서의현장시험측선위치와대표단면 78 Fig. 3-9. 군위댐에서의현장시험측선위치와대표단면 79 Fig. 3-10. 안동댐에서의현장시험측선위치와대표단면 80 Fig. 3-11. SBF 시험으로평가한감포댐코어영역매질의 2차원전단파속도주상도81 Fig. 3-12. 감포댐코어매질의대표전단파속도 82 Fig. 3-13. SBF 시험으로평가한안동댐코어영역매질의 2차원전단파속도주상도 83 Fig. 3-14. 안동댐코어매질의대표전단파속도 84 Fig. 3-15. SBF 시험으로평가한군위댐의 2차원전단파속도주상도 85 Fig. 3-16. 군위댐코어매질의대표전단파속도 86 Fig. 3-17. SASW 시험이수행된감포댐의하류측사면 88 Fig. 3-18. SASW 시험으로측정한표면파분산곡선과역산해석해상도 89 Fig. 3-19. 감포댐사면에서 SASW 시험으로측정한전단파속도주상도 89 Fig. 3-20. SASW 시험이수행된안동댐의하류측사면 90 - xxxvii -
Fig. 3-21. 안동댐사면에서 SASW 시험으로측정한표면파분산곡선과역산해석해상도 91 Fig. 3-22. 안동댐사면에서 SASW 시험으로측정한전단파속도주상도 91 Fig. 3-23. 임하댐본댐종단도면 ( 상류에서하류방향으로작성 ) 93 Fig. 3-24. 임하댐반사법조사측선위치도및기점부 93 Fig. 3-25. P파기초중합단면 (brute stack section) 95 Fig. 3-26. S파기초중합단면 (brute stack section) 95 Fig. 3-27. 임하댐횡단면도및반사파단면 ( 상단 : S파, 중단 : P파, 하단 : 횡단면도 ) 96 Fig. 3-28. 부안댐종단도면 ( 상류 Face slab, 상류에서하류로본형태 ) 98 Fig. 3-29. 부안댐반사법조사측선위치도및기점부 99 Fig. 3-30. 부안댐 P파반사법기본중합단면 (Brute stack section) 100 Fig. 3-31. 부안댐 S파반사법기본중합단면 (Brute stack section) 100 Fig. 3-32. 부안댐횡단면도와반사법기본중합단면 (Brute stack section) 비교도 101 Fig. 3-33. 감포댐우안부굴착당시모습 (2003년 8월촬영 ) 102 Fig. 3-34. 감포댐좌안부굴착당시모습 (2003년 8월촬영 ) 102 Fig. 3-35. 감포댐종단도면 ( 상류에서하류로본형태 ) 103 Fig. 3-36. 감포댐반사법조사측선위치도및기점부 104 Fig. 3-37. 감포댐반사법중합단면및횡단면도비교검토 105 Fig. 3-38. Round Robin 연구가수행된감포댐의수치지도와코어매질측정을위한탐사측선 107 Fig. 3-39. Round Robin 연구로측정된감포댐코어영역에대한전단파속도의비교 109 Fig. 3-40. 감포댐코어매질의대표전단파속도 111 Fig. 3-41. 감포댐사력재의전단파속도 112 Fig. 3-42. 안동댐코어매질의대표전단파속도 113 Fig. 3-43. 안동댐사력재의전단파속도 114 Fig. 3-44. 군위댐코어매질의대표전단파속도 115 Fig. 3-45. 부안댐코어매질의대표전단파속도 116 Fig. 3-46. 임하댐코어매질의대표전단파속도 117 Fig. 3-47. 필댐코어매질의전단파속도주상도를평가하기위한가이드라인 119 Fig. 4-1. Typical dam drawings edited for numerical modeling (Soyanggang dam) 123 Fig. 4-2. Typical dam drawings edited for numerical modeling (Chungju dam) 124 Fig. 4-3. Typical dam drawings edited for numerical modeling (Hoengseong dam) 125 Fig. 4-4. Typical dam drawings edited for numerical modeling (Andong dam) 126 Fig. 4-5. Typical dam drawings edited for numerical modeling (Imha dam) 127 Fig. 4-6. Typical dam drawings edited for numerical modeling (Hapcheon dam) 128 Fig. 4-7. Typical dam drawings edited for numerical modeling (Namgang dam) 129 Fig. 4-8. Typical dam drawings edited for numerical modeling (Milyang dam) 130 - xxxviii -
Fig. 4-9. Typical dam drawings edited for numerical modeling (Gunwe dam) 131 Fig. 4-10. Typical dam drawings edited for numerical modeling (Buhang dam) 132 Fig. 4-11. Typical dam drawings edited for numerical modeling (Daecheong dam) 133 Fig. 4-12. ypical dam drawings edited for numerical modeling (Yongdam dam) 134 Fig. 4-13 Typical dam drawings edited for numerical modeling (Seomjingang dam) 135 Fig. 4-14. Typical dam drawings edited for numerical modeling(juam dam (Main Dam)) 136 Fig. 4-15. Typical dam drawings edited for numerical modeling (Juam dam (Reg. Dam)) 137 Fig. 4-16. Typical dam drawings edited for numerical modeling (Buan dam) 138 Fig. 4-17. Typical dam drawings edited for numerical modeling (Boryung dam) 139 Fig. 4-18. Typical dam drawings edited for numerical modeling (Jangheung dam) 140 Fig. 4-19. Typical dam drawings edited for numerical modeling (Gwangdong dam) 141 Fig. 4-20. Typical dam drawings edited for numerical modeling (Dalbang dam) 142 Fig. 4-21. Typical dam drawings edited for numerical modeling (Yeongcheon dam) 143 Fig. 4-22. Typical dam drawings edited for numerical modeling (Angye dam) 144 Fig. 4-23. Typical dam drawings edited for numerical modeling (Gampo dam) 145 Fig. 4-24. Typical dam drawings edited for numerical modeling (Unmun dam) 146 Fig. 4-25. Typical dam drawings edited for numerical modeling (Daegok dam) 147 Fig. 4-26. Typical dam drawings edited for numerical modeling (Sayeon dam) 148 Fig. 4-27. Typical dam drawings edited for numerical modeling (Daeam dam) 149 Fig. 4-28. Typical dam drawings edited for numerical modeling (Seonam dam) 150 Fig. 4-29. Typical dam drawings edited for numerical modeling (Yuncho dam) 151 Fig. 4-30. Typical dam drawings edited for numerical modeling (Gucheon dam) 152 Fig. 4-31. Typical dam drawings edited for numerical modeling (Suoh dam) 153 Fig. 4-32. Typical dam drawings edited for numerical modeling (Pyunglim dam) 154 Fig. 4-33. Typical dam drawings edited for numerical modeling (Nakdonggang Estuary dam) 155 Fig. 4-34. Typical dam drawings edited for numerical modeling (Pyeonghwa dam) 156 Fig. 4-35. Typical dam drawings edited for numerical modeling (Gunnam dam) 157 Fig. 5.1-1. Modulus reduction and damping for gravells (Rollins et al. 1998) 168 Fig. 5.1-2. Modulus reduction and damping for clays (Vucetic and Dobry 1991) 168 Fig. 5.1-3. Modulus reduction and damping for sands (EPRI 1993) 168 Fig. 5.1-4. Acceleration time histories of input motions 170 Fig. 5.1-5. Comparison of standard acceleration response spectrum with three kinds of artificial response spectra 171 Fig. 5.1-6. Comparison of standard acceleration response spectrum with measured earthquake response spectra 171 - xxxix -
Fig. 5.2-1. A landscape of Andong 175 Fig. 5.2-2. Conceptual sketch of surface wave survey applied for Andong dam (KISTEC 2011) 176 Fig. 5.2-3. Geophysical survey layout for Andong dam (KISTEC 2011) 177 Fig. 5.2-4. Shear wave velocity profile obtained from MASW and HWAW survey for Andong dam (KISTEC 2011) 177 Fig. 5.2-5. Steady state seepage analysis 180 Fig. 5.2-6. Static slope stability (HWL, DS) 181 Fig. 5.2-7. Pseudo-static slope stability (HWL, DS, kh = 0.154) 182 Fig. 5.2-8. Static slope stability (HWL, US) 182 Fig. 5.2-9. Pseudo-static slope stability (HWL, US, kh = 0.154) 182 Fig. 5.2-10. Transient seepage analysis (rapid drawdown, 0.2 m/hr, HWL -> LWL) 183 Fig. 5.2-11. Fs versus time for rapid drawdown 183 Fig. 5.2-12. Static slope stability analysis for rapid drawdown 183 Fig. 5.2-13. Pseudo-static factor of safety versus rapid drawdown 184 Fig. 5.2-14. Pseudo-static stability analysis with rapid drawdown (kh = 0.077) 184 Fig. 5.2-15. Initial stress condition 185 Fig. 5.2-16. FE dynamic analysis with EQ1 at the end of shaking 186 Fig. 5.2-17. FE dynamic analysis with EQ2 at the end of shaking 186 Fig. 5.2-18. FE dynamic analysis with EQ3 at the end of shaking 186 Fig. 5.2-19. FE dynamic analysis with HOC motion at the end of shaking 187 Fig. 5.2-20. FE dynamic analysis with Gilroy motion at the end of shaking 187 Fig. 5.2-21. FE dynamic analysis with San Gabriel motion at the end of shaking 187 Fig. 5.2-22. Site amplification from earthquake responses 188 Fig. 5.2-23. Acceleration response spectra at different locations in Andong dam (EQ1) 188 Fig. 5.2-24. Amplification ratio between the dam crest and the foundation for various input motions 189 Fig. 5.2-25. Acceleration response spectra at different locations in Andong dam (San Gabriel) 189 Fig. 5.2-26. Newmark deformation for US slope in Andong dam depending on various input motions. 190 Fig. 5.2-27. The variation of factor of safety with respect to time for EQ1 191 Fig. 5.2-28. Average acceleration time histories on the US critical slip surfaces and their yield acceleration 191 Fig. 5.2-29. Variation of factor of safety with average acceleration of slip surface 191 Fig. 5.3-1. A landscape of Imha 193 Fig. 5.3-2. Geophysical survey layout for Imha dam (KISTEC 2007) 194 - xl -
Fig. 5.3-3. Shear wave velocity profile based on the MASW survey for Imha crest (KISTEC 2007) 195 Fig. 5.3-4. A result of MASW survey for Imha crest (KISTEC 2007) 196 Fig. 5.3-5. Shear wave velocity profile based on the MASW survey for Imha dam downstream edge (KISTEC 2007) 196 Fig. 5.3-6. A result of MASW survey for Imha dam downstream edge (KISTEC 2007) 196 Fig. 5.3-7. Steady state seepage analysis 199 Fig. 5.3-8. Static slope stability (HWL, DS) 200 Fig. 5.3-9. Pseudo-static slope stability (HWL, DS, kh = 0.154) 201 Fig. 5.3-10. Static slope stability (HWL, US) 201 Fig. 5.3-11. Pseudo-static slope stability (HWL, US, kh = 0.154) 201 Fig. 5.3-12. Transient seepage analysis (rapid drawdown, 0.2 m/hr, HWL -> LWL) 202 Fig. 5.3-13. Fs versus time for rapid drawdown 202 Fig. 5.3-14. Static slope stability analysis for rapid drawdown 202 Fig. 5.3-15. Pseudo-static factor of safety versus rapid drawdown 203 Fig. 5.3-16. Pseudo-static stability analysis with rapid drawdown (kh = 0.077) 203 Fig. 5.3-17. Initial stress condition 204 Fig. 5.3-18. FE dynamic analysis with EQ1 at the end of shaking 205 Fig. 5.3-19. FE dynamic analysis with EQ2 at the end of shaking 205 Fig. 5.3-20. FE dynamic analysis with EQ3 at the end of shaking 205 Fig. 5.3-21. FE dynamic analysis with HOC motion at the end of shaking 206 Fig. 5.3-22. FE dynamic analysis with Gilroy motion at the end of shaking 206 Fig. 5.3-23. FE dynamic analysis with San Gabriel motion at the end of shaking 206 Fig. 5.3-24. Site amplification from earthquake responses 207 Fig. 5.3-25. Acceleration response spectra at different locations in Imha dam (EQ1) 207 Fig. 5.3-26. Amplification ratio between the dam crest and the foundation for various input motions 208 Fig. 5.3-27. Acceleration response spectra at different locations in Imha dam (San Gabriel) 208 Fig. 5.3-28. Newmark deformation for US slope in Imha dam depending on various input motions. 209 Fig. 5.3-29. The variation of factor of safety with respect to time for EQ1 209 Fig. 5.3-30. Average acceleration time histories on the US critical slip surfaces and their yield acceleration 210 Fig. 5.3-31. Variation of factor of safety with average acceleration of slip surface 210 Fig. 5.4-1. A landscape of Soyanggang dam 213 Fig. 5.4-2. Aerial view of Soyanggang dam 213 - xli -
Fig. 5.4-3. Flood control record for Soyanggang dam (K-water 2013) 214 Fig. 5.4-4. A typical cross-section of Soyanggang dam 215 Fig. 5.4-5. Vs Profile applied for dynamic analysis of Soyanggang dam 217 Fig. 5.4-6. Steady state seepage analysis 218 Fig. 5.4-7. Static slope stability (HWL, DS) 220 Fig. 5.4-8. Pseudo-static slope stability (HWL, DS, kh = 0.154) 221 Fig. 5.4-9. Static slope stability (HWL, US) 221 Fig. 5.4-10. Pseudo-static slope stability (HWL, US, kh = 0.154) 222 Fig. 5.4-11. Transient seepage analysis (rapid drawdown, 0.2 m/hr, HWL -> LWL) 222 Fig. 5.4-12. Fs versus time for rapid drawdown 222 Fig. 5.4-13. Static slope stability analysis for rapid drawdown 223 Fig. 5.4-14. Pseudo-static factor of safety versus rapid drawdown 223 Fig. 5.4-15. Pseudo-static stability analysis with rapid drawdown (kh = 0.077) 224 Fig. 5.4-16. Initial stress condition 225 Fig. 5.4-17. FE dynamic analysis with EQ1 at the end of shaking 226 Fig. 5.4-18. FE dynamic analysis with EQ2 at the end of shaking 226 Fig. 5.4-19. FE dynamic analysis with EQ3 at the end of shaking 227 Fig. 5.4-20. FE dynamic analysis with HOC motion at the end of shaking 227 Fig. 5.4-21. FE dynamic analysis with Gilroy motion at the end of shaking 227 Fig. 5.4-22. FE dynamic analysis with San Gabriel motion at the end of shaking 228 Fig. 5.4-23. Site amplification from earthquake responses 228 Fig. 5.4-24. Acceleration response spectra at different locations in soyanggang dam 229 Fig. 5.4-25. Amplification ratio between the dam crest and the foundation for various input motions 229 Fig. 5.4-26. Acceleration response spectra at different locations in soyanggang dam 229 Fig. 5.4-27. Newmark deformation for US slope in soyanggang dam depending on various input motions. 231 Fig. 5.4-28. The variation of factor of safety with respect to time for EQ1 231 Fig. 5.4-29. Average acceleration time histories on the US critical slip surfaces and their yield acceleration 232 Fig. 5.4-30. Variation of factor of safety with average acceleration of slip surface 232 Fig. 5.5-1. A landscape of Hoengseong multipurpose dam 234 Fig. 5.5-2. A typical cross-section of Hoengseong dam 235 Fig. 5.5-3. A planveiw of Hoengseong dam 235 Fig. 5.5-4. Reservoir inflow, outflow, and water level relationship of Hoengseong dam 236 - xlii -
Fig. 5.5-5. Reservoir operation curve during intensive rainfall in 2001 for Hoengseong dam 236 Fig. 5.5-6. Gradation curve for each zone of Hoengseong dam (2000.12) 237 Fig. 5.5-7. Vs profile obtained from geophysical survey in Hoengseong dam 238 Fig. 5.5-8. Steady state seepage analysis 240 Fig. 5.5-9. Static slope stability (HWL, DS) 241 Fig. 5.5-10. Pseudo-static slope stability (HWL, DS, kh = 0.154) 242 Fig. 5.5-11. Static slope stability (HWL, US) 242 Fig. 5.5-12. Pseudo-static slope stability (HWL, US, kh = 0.154) 243 Fig. 5.5-13. Transient seepage analysis (rapid drawdown, 0.2 m/hr, HWL -> LWL) 243 Fig. 5.5-14. Fs versus time for rapid drawdown 244 Fig. 5.5-15. Static slope stability analysis for rapid drawdown 244 Fig. 5.5-16. Pseudo-static factor of safety versus rapid drawdown 245 Fig. 5.5-17. Pseudo-static stability analysis with rapid drawdown (kh = 0.077) 245 Fig. 5.5-18. Initial stress condition 246 Fig. 5.5-19. FE dynamic analysis with EQ1 at the end of shaking 247 Fig. 5.5-20. FE dynamic analysis with EQ2 at the end of shaking 247 Fig. 5.5-21. FE dynamic analysis with EQ3 at the end of shaking 248 Fig. 5.5-22. FE dynamic analysis with HOC motion at the end of shaking 248 Fig. 5.5-23. FE dynamic analysis with Gilroy motion at the end of shaking 248 Fig. 5.5-24. FE dynamic analysis with San Gabriel motion at the end of shaking 249 Fig. 5.5-25. Site amplification from earthquake responses 249 Fig. 5.5-26. Acceleration response spectra at different locations in Hoengseong dam 250 Fig. 5.5-27. Amplification ratio between the dam crest and the foundation for various input motions 250 Fig. 5.5-28. Acceleration response spectra at different locations in Hoengseong dam 250 Fig. 5.5-29. Newmark deformation for US slope in Juam dam depending on various input motions. 252 Fig. 5.5-30. The variation of factor of safety with respect to time for EQ1 252 Fig. 5.5-31. Average acceleration time histories on the US critical slip surfaces and their yield acceleration 253 Fig. 5.5-32. Variation of factor of safety with average acceleration of slip surface 253 Fig. 5.6-1. A landscape of Daecheong 255 Fig. 5.6-2. A planview and longitudinal view of Daecheong dam 256 Fig. 5.6-3. A cross-sectional view of Daecheong dam 257 Fig. 5.6-4. Electrical resistivity survey array for Daecheong dam (KISTEC 2011) 258 Fig. 5.6-5. 2D shear wave velocity profile obtained from MASW survey (KISTEC 2011) 259 - xliii -
Fig. 5.6-6. Shear wave velocity profile based on the MASW survey for Daecheong crest (KISTEC 2006) 260 Fig. 5.6-7. Steady state seepage analysis 263 Fig. 5.6-8. Static slope stability (HWL, DS) 265 Fig. 5.6-9. Pseudo-static slope stability (HWL, DS, kh = 0.154) 265 Fig. 5.6-10. Static slope stability (HWL, US) 265 Fig. 5.6-11. Pseudo-static slope stability (HWL, US, kh = 0.154) 266 Fig. 5.6-12. Transient seepage analysis (rapid drawdown, 0.2 m/hr, HWL -> LWL) 266 Fig. 5.6-13. Fs versus time for rapid drawdown 266 Fig. 5.6-14. Static slope stability analysis for rapid drawdown 267 Fig. 5.6-15. Pseudo-static factor of safety versus rapid drawdown 267 Fig. 5.6-16. Pseudo-static stability analysis with rapid drawdown (kh = 0.077) 267 Fig. 5.6-17. Initial stress condition 268 Fig. 5.6-18. FE dynamic analysis with EQ1 at the end of shaking 270 Fig. 5.6-19. FE dynamic analysis with EQ2 at the end of shaking 270 Fig. 5.6-20. FE dynamic analysis with EQ3 at the end of shaking 270 Fig. 5.6-21. FE dynamic analysis with HOC motion at the end of shaking 271 Fig. 5.6-22. FE dynamic analysis with Gilroy motion at the end of shaking 271 Fig. 5.6-23. FE dynamic analysis with San Gabriel motion at the end of shaking 271 Fig. 5.6-24. Site amplification from earthquake responses 272 Fig. 5.6-25. Acceleration response spectra at different locations in Daecheong dam (EQ1) 272 Fig. 5.6-26. Amplification ratio between the dam crest and the foundation for various input motions 273 Fig. 5.6-27. Acceleration response spectra at different locations in Daecheong dam (San Gabriel) 273 Fig. 5.6-28. Newmark deformation for US slope in Daecheong dam depending on various input motions. 274 Fig. 5.6-29. The variation of factor of safety with respect to time for EQ1 275 Fig. 5.6-30. Average acceleration time histories on the US critical slip surfaces and their yield acceleration 275 Fig. 5.6-31. Variation of factor of safety with average acceleration of slip surface 275 Fig. 5.7-1. A landscape of Gampo dam 277 Fig. 5.7-2. A planview of Gampo dam 277 Fig. 5.7-3. Original typical cross-section of Gampo dam 278 Fig. 5.7-4. Vs profiles of core layer measured from downhole survey without casing for Gampo dam 280 Fig. 5.7-5. Steady state seepage analysis 282 - xliv -
Fig. 5.7-6. Static slope stability (HWL, DS) 283 Fig. 5.7-7. Pseudo-static slope stability (HWL, DS, kh = 0.11) 284 Fig. 5.7-8. Static slope stability (HWL, US) 284 Fig. 5.7-9. Pseudo-static slope stability (HWL, US, kh = 0.11) 284 Fig. 5.7-10. Transient seepage analysis (rapid drawdown, 0.2 m/hr, HWL -> LWL) 285 Fig. 5.7-11. Fs versus time for rapid drawdown 285 Fig. 5.7-12. Static slope stability analysis for rapid drawdown 285 Fig. 5.7-13. Pseudo-static factor of safety versus rapid drawdown 286 Fig. 5.7-14. Pseudo-static stability analysis with rapid drawdown (kh = 0.055) 286 Fig. 5.7-15. Initial stress condition 287 Fig. 5.7-16. FE dynamic analysis with EQ1 at the end of shaking 289 Fig. 5.7-17. FE dynamic analysis with EQ2 at the end of shaking 289 Fig. 5.7-18. FE dynamic analysis with EQ3 at the end of shaking 289 Fig. 5.7-19. FE dynamic analysis with HOC motion at the end of shaking 289 Fig. 5.7-20. FE dynamic analysis with Gilroy motion at the end of shaking 290 Fig. 5.7-21. FE dynamic analysis with San Gabriel motion at the end of shaking 290 Fig. 5.7-22. Site amplification from earthquake responses 291 Fig. 5.7-23. Acceleration response spectra at different locations in Gampo dam 291 Fig. 5.7-24. Amplification ratio between the dam crest and the foundation for various input motions 292 Fig. 5.7-25. Acceleration response spectra at different locations in Gampo dam 292 Fig. 5.7-26. Newmark deformation for US slope in Gampo dam depending on various input motions. 294 Fig. 5.7-27. The variation of factor of safety with respect to time for EQ1 294 Fig. 5.7-28. Average acceleration time histories on the US critical slip surfaces and their yield acceleration 295 Fig. 5.7-29. Variation of factor of safety with average acceleration of slip surface 295 Fig. 5.8-1. A view of Angye dam before and after dam remediation 298 Fig. 5.8-2. A planview of Angye dam 298 Fig. 5.8-3. A typical cross-section of Angye dam 299 Fig. 5.8-4. A result of MASW survey (KISTEC 2009) 301 Fig. 5.8-5. Vs profiles of core layer measured from downhole survey without casing for Angye dam 303 Fig. 5.8-6. Steady state seepage analysis 306 Fig. 5.8-7. Static slope stability (HWL, DS) 308 Fig. 5.8-8. Pseudo-static slope stability (HWL, DS, kh = 0.11) 308 Fig. 5.8-9. Static slope stability (HWL, US) 308 - xlv -
Fig. 5.8-10. Pseudo-static slope stability (HWL, US, kh = 0.11) 309 Fig. 5.8-11. Transient seepage analysis (rapid drawdown, 0.2 m/hr, HWL -> LWL) 309 Fig. 5.8-12. Fs versus time for rapid drawdown 309 Fig. 5.8-13. Static slope stability analysis for rapid drawdown 310 Fig. 5.8-14. Pseudo-static factor of safety versus rapid drawdown 310 Fig. 5.8-15. Pseudo-static stability analysis with rapid drawdown (kh = 0.055) 310 Fig. 5.8-16. Initial stress condition 311 Fig. 5.8-17. FE dynamic analysis with EQ1 at the end of shaking 312 Fig. 5.8-18. FE dynamic analysis with EQ2 at the end of shaking 312 Fig. 5.8-19. FE dynamic analysis with EQ3 at the end of shaking 313 Fig. 5.8-20. FE dynamic analysis with HOC motion at the end of shaking 313 Fig. 5.8-21. FE dynamic analysis with Gilroy motion at the end of shaking 313 Fig. 5.8-22. FE dynamic analysis with San Gabriel motion at the end of shaking 313 Fig. 5.8-23. Site amplification from earthquake responses 314 Fig. 5.8-24. Acceleration response spectra at different locations in Angye dam 314 Fig. 5.8-25. Amplification ratio between the dam crest and the foundation for various input motions 315 Fig. 5.8-26. Acceleration response spectra at different locations in Angye dam 315 Fig. 5.8-27. Newmark deformation for US slope in Angye dam depending on various input motions. 317 Fig. 5.8-28. The variation of factor of safety with respect to time for EQ1 317 Fig. 5.8-29. Average acceleration time histories on the US critical slip surfaces and their yield acceleration 318 Fig. 5.8-30. Variation of factor of safety with average acceleration of slip surface 318 Fig. 5.9-1. landscape of Pyunglim dam (map.daum.net) 320 Fig. 5.9-2. Original typical cross-section of Pyunglim dam 320 Fig. 5.9-3. Vs profiles of core layer measured from downhole survey without casing for Pyunglim dam 321 Fig. 5.9-4. Steady state seepage analysis 323 Fig. 5.9-5. Static slope stability (HWL, DS) 325 Fig. 5.9-6. Pseudo-static slope stability (HWL, DS, kh = 0.11) 325 Fig. 5.9-7. Static slope stability (HWL, US) 325 Fig. 5.9-8. Pseudo-static slope stability (HWL, US, kh = 0.11) 326 Fig. 5.9-9. Transient seepage analysis (rapid drawdown, 0.2 m/hr, HWL -> LWL) 326 Fig. 5.9-10. Fs versus time for rapid drawdown 326 Fig. 5.9-11. Static slope stability analysis for rapid drawdown 327 Fig. 5.9-12. Pseudo-static factor of safety versus rapid drawdown 327 - xlvi -
Fig. 5.9-13. Pseudo-static stability analysis with rapid drawdown (kh = 0.055) 327 Fig. 5.9-14. Initial stress condition 328 Fig. 5.9-15. FE dynamic analysis with EQ1 at the end of shaking 329 Fig. 5.9-16. FE dynamic analysis with EQ2 at the end of shaking 329 Fig. 5.9-17. FE dynamic analysis with EQ3 at the end of shaking 330 Fig. 5.9-18. FE dynamic analysis with HOC motion at the end of shaking 330 Fig. 5.9-19. FE dynamic analysis with Gilroy motion at the end of shaking 330 Fig. 5.9-20. FE dynamic analysis with San Gabriel motion at the end of shaking 331 Fig. 5.9-21. Site amplification from earthquake responses 331 Fig. 5.9-22. Acceleration response spectra at different locations in Pyunglim dam 332 Fig. 5.9-23. Amplification ratio between the dam crest and the foundation for various input motions 332 Fig. 5.9-24. Acceleration response spectra at different locations in Pyunglim dam 332 Fig. 5.9-25. Newmark deformation for US slope in Pyunglim dam depending on various input motions. 334 Fig. 5.9-26. The variation of factor of safety with respect to time for EQ1 334 Fig. 5.9-27. Average acceleration time histories on the US critical slip surfaces and their yield acceleration 335 Fig. 5.9-28. Variation of factor of safety with average acceleration of slip surface 335 Fig. 5.10-1. A landscape of Namgang dam 337 Fig. 5.10-2. A planview of Namgang dam 338 Fig. 5.10-3. Typical cross-section of Namgang dam 339 Fig. 5.10-4. Layout of electrical resistivity survey and MASW survey for Namgang dam (KISTEC 2010) 340 Fig. 5.10-5. Shear wave velocity profile obtained from MASW survey for Namgang dam (KISTEC 2010) 341 Fig. 5.10-6. Zoning for stability analysis of Namgang dam (KISTEC 2010) 342 Fig. 5.10-7. Steady state seepage analysis 345 Fig. 5.10-8. Static slope stability (HWL, DS) 347 Fig. 5.10-9. Pseudo-static slope stability (HWL, DS, kh = 0.154) 347 Fig. 5.10-10. Static slope stability (HWL, US) 347 Fig. 5.10-11. Pseudo-static slope stability (HWL, US, kh = 0.154) 348 Fig. 5.10-12. Transient seepage analysis (rapid drawdown, 0.2 m/hr, HWL -> LWL) 348 Fig. 5.10-13. Fs versus time for rapid drawdown 348 Fig. 5.10-14. Static slope stability analysis for rapid drawdown 349 Fig. 5.10-15. Pseudo-static factor of safety versus rapid drawdown 349 Fig. 5.10-16. Pseudo-static stability analysis with rapid drawdown (kh = 0.077) 349 - xlvii -
Fig. 5.10-17. Initial stress condition 350 Fig. 5.10-18. FE dynamic analysis with EQ1 at the end of shaking 352 Fig. 5.10-19. FE dynamic analysis with EQ2 at the end of shaking 352 Fig. 5.10-20. FE dynamic analysis with EQ3 at the end of shaking 353 Fig. 5.10-21. FE dynamic analysis with HOC motion at the end of shaking 353 Fig. 5.10-22. FE dynamic analysis with Gilroy motion at the end of shaking 353 Fig. 5.10-23. FE dynamic analysis with San Gabriel motion at the end of shaking 354 Fig. 5.10-24. Site amplification from earthquake responses 354 Fig. 5.10-25. Acceleration response spectra at different locations in Namgang dam 355 Fig. 5.10-26. Amplification ratio between the dam crest and the foundation for various input motions 355 Fig. 5.10-27. Acceleration response spectra at different locations in Namgang dam 355 Fig. 5.10-28. Newmark deformation for US slope in Namgang dam depending on various input motions. 357 Fig. 5.10-29. The variation of factor of safety with respect to time for EQ1 357 Fig. 5.10-30. Average acceleration time histories on the US critical slip surfaces and their yield acceleration 358 Fig. 5.10-31. Variation of factor of safety with average acceleration of slip surface 358 Fig. 5.11-1. A landscape of Buan dam 360 Fig. 5.11-2. A planview of Buan dam 361 Fig. 5.11-3. A cross-sectional view of Buan dam 361 Fig. 5.11-4. Steady state seepage analysis 364 Fig. 5.11-5. Static slope stability (HWL, DS) 366 Fig. 5.11-6. Pseudo-static slope stability (HWL, DS, kh = 0.154) 366 Fig. 5.11-7. Static slope stability (HWL, US) 367 Fig. 5.11-8. Pseudo-static slope stability (HWL, US, kh = 0.154) 367 Fig. 5.11-9. Transient seepage analysis (rapid drawdown, 0.2 m/hr, HWL -> LWL) 368 Fig. 5.11-10. Fs versus time for rapid drawdown 368 Fig. 5.11-11. Static slope stability analysis for rapid drawdown 368 Fig. 5.11-12. Pseudo-static factor of safety versus rapid drawdown 369 Fig. 5.11-13. Pseudo-static stability analysis with rapid drawdown (kh = 0.077) 369 Fig. 5.11-14. Initial stress condition 370 Fig. 5.11-15. FE dynamic analysis with EQ1 at the end of shaking 372 Fig. 5.11-16. FE dynamic analysis with EQ2 at the end of shaking 372 Fig. 5.11-17. FE dynamic analysis with EQ3 at the end of shaking 373 Fig. 5.11-18. FE dynamic analysis with HOC motion at the end of shaking 373 Fig. 5.11-19. FE dynamic analysis with Gilroy motion at the end of shaking 373 - xlviii -
Fig. 5.11-20. FE dynamic analysis with San Gabriel motion at the end of shaking 374 Fig. 5.11-21. Site amplification from earthquake responses 374 Fig. 5.11-22. Acceleration response spectra at different locations in Buan dam 375 Fig. 5.11-23. Amplification ratio between the dam crest and the foundation for various input motions 375 Fig. 5.11-24. Acceleration response spectra at different locations in Buan dam 375 Fig. 5.11-25. The variation of factor of safety with respect to time for EQ1 377 Fig. 5.11-26. Average acceleration time histories on the US critical slip surfaces and their yield acceleration 377 Fig. 5.11-27. Variation of factor of safety with average acceleration of slip surface 377 Fig. 5.12-1. A landscape of yongdam 380 Fig. 5.12-2. An aerial planview of Yongdam dam 380 Fig. 5.12-3. A planview of Yongdam dam 381 Fig. 5.12-4. Typical cross-section of Yongdam dam 381 Fig. 5.12-5. The MASW (marked as red dotted line) and HWAW (marked as PT) survey location at Yongdam dam (KISTEC 2012) 384 Fig. 5.12-6. A result of MASW survey along the dam crest of Yongdam dam (KISTEC 2012) 384 Fig. 5.12-7. A result of MASW survey for rockfill zone 3B at Yongdam dam (KISTEC 2012) 385 Fig. 5.12-8. A result of HWAW survey for oversized rockfill zone 3C at Yongdam dam (KISTEC 2012) 385 Fig. 5.12-9. Vs profiles of core layer measured from downhole survey without casing for Yongdam dam 386 Fig. 5.12-10. Steady state seepage analysis 388 Fig. 5.12-11. Static slope stability (HWL, DS) 390 Fig. 5.12-12. Pseudo-static slope stability (HWL, DS, kh = 0.154) 390 Fig. 5.12-13. Static slope stability (HWL, US) 390 Fig. 5.12-14. Pseudo-static slope stability (HWL, US, kh = 0.154) 390 Fig. 5.12-15. Initial stress condition 391 Fig. 5.12-16. FE dynamic analysis with EQ1 at the end of shaking 393 Fig. 5.12-17. FE dynamic analysis with EQ2 at the end of shaking 393 Fig. 5.12-18. FE dynamic analysis with EQ3 at the end of shaking 394 Fig. 5.12-19. FE dynamic analysis with HOC motion at the end of shaking 394 Fig. 5.12-20. FE dynamic analysis with Gilroy motion at the end of shaking 394 Fig. 5.12-21. FE dynamic analysis with San Gabriel motion at the end of shaking 395 Fig. 5.12-22. Site amplification from earthquake responses 395 - xlix -
Fig. 5.12-23. Acceleration response spectra at different locations in yongdam dam 396 Fig. 5.12-24. Amplification ratio between the dam crest and the foundation for various input motions 396 Fig. 5.12-25. Acceleration response spectra at different locations in yongdam dam 396 Fig. 5.12-26. The variation of factor of safety with respect to time for EQ1 398 Fig. 5.12-27. Average acceleration time histories on the US critical slip surfaces and their yield acceleration 399 Fig. 5.12-28. Variation of factor of safety with average acceleration of slip surface 399 Fig. 5.13-1. A aerial photo of Jangheung dam (source from daum.net map) 401 Fig. 5.13-2. Typical cross-section of Jangheung dam 401 Fig. 5.13-3. Vs profiles of core layer measured from SBF survey for Jangheung (K-water 2013) 403 Fig. 5.13-4. Steady state seepage analysis 405 Fig. 5.13-5. Static slope stability (HWL, DS) 407 Fig. 5.13-6. Pseudo-static slope stability (HWL, DS, kh = 0.154) 407 Fig. 5.13-7. Static slope stability (HWL, US) 407 Fig. 5.13-8. Pseudo-static slope stability (HWL, US, kh = 0.154) 407 Fig. 5.13-9. Initial stress condition 408 Fig. 5.13-10. FE dynamic analysis with EQ1 at the end of shaking 410 Fig. 5.13-11. FE dynamic analysis with EQ2 at the end of shaking 410 Fig. 5.13-12. FE dynamic analysis with EQ3 at the end of shaking 411 Fig. 5.13-13. FE dynamic analysis with HOC motion at the end of shaking 411 Fig. 5.13-14. FE dynamic analysis with Gilroy motion at the end of shaking 411 Fig. 5.13-15. FE dynamic analysis with San Gabriel motion at the end of shaking 411 Fig. 5.13-16. Site amplification from earthquake responses 412 Fig. 5.13-17. Acceleration response spectra at different locations in Jangheung dam 412 Fig. 5.13-18. Amplification ratio between the dam crest and the foundation for various input motions 413 Fig. 5.13-19. Acceleration response spectra at different locations in Jangheung dam 413 Fig. 5.13-20. Newmark deformation for US slope in Jangheung dam depending on various input motions. 415 Fig. 5.13-21. The variation of factor of safety with respect to time for EQ1 415 Fig. 5.13-22. Average acceleration time histories on the US critical slip surfaces and their yield acceleration 416 Fig. 5.13-23. Variation of factor of safety with average acceleration of slip surface 416 Fig. 5.14-1. 밀양다목적댐전경 (Dams in Korea 2004) 419 - l -
Fig. 5.14-2. 밀양댐대표단면도 (Dams in Korea 2004) 420 Fig. 5.14-3. 밀양댐평면도 (Dams in Korea 2004) 420 Fig. 5.14-4. 밀양댐종단도 (Dams in Korea 2004) 421 Fig. 5.14-5. 밀양댐파라펫월및댐마루증고단면도 421 Fig. 5.14-6. 밀양댐주요홍수조절실적 (2006.07.10. 태풍애위니아시 ) 422 Fig. 5.14-7. Vs profile obtained from HWAW survey for rockfill zone at Milyang dam 426 Fig. 5.14-8. Numerical modeling for Milyang dam 427 Fig. 5.14-9. Steady state seepage analysis 428 Fig. 5.14-10. Static slope stability (HWL, DS) 431 Fig. 5.14-11. Pseudo-static slope stability (HWL, DS, kh = 0.154) 431 Fig. 5.14-12. Static slope stability (HWL, US) 432 Fig. 5.14-13. Pseudo-static slope stability (HWL, US, kh = 0.154) 432 Fig. 5.14-14. Initial stress condition 433 Fig. 5.14-15. FE dynamic analysis with EQ1 at the end of shaking 435 Fig. 5.14-16. FE dynamic analysis with EQ2 at the end of shaking 435 Fig. 5.14-17. FE dynamic analysis with EQ3 at the end of shaking 436 Fig. 5.14-18. FE dynamic analysis with HOC motion at the end of shaking 436 Fig. 5.14-19. FE dynamic analysis with Gilroy motion at the end of shaking 436 Fig. 5.14-20. FE dynamic analysis with San Gabriel motion at the end of shaking 437 Fig. 5.14-21. Site amplification from earthquake responses 437 Fig. 5.14-22. Acceleration response spectra at different locations in Milyang dam (EQ1) 438 Fig. 5.14-23. Amplification ratio between the dam crest and the foundation for various input motions 438 Fig. 5.14-24. Acceleration response spectra at different locations in Milyang dam (San Gabriel) 438 Fig. 5.14-25. Newmark deformation for US slope in Milyang dam depending on various input motions. 440 Fig. 5.14-26. The variation of factor of safety with respect to time for EQ1 440 Fig. 5.14-27. Average acceleration time histories on the US critical slip surfaces and their yield acceleration 440 Fig. 5.14-28. Variation of factor of safety with average acceleration of slip surface 441 Fig. 5.15-1. A landscape of Guinwi dam 443 Fig. 5.15-2. Steady state seepage analysis 445 Fig. 5.15-3. Static slope stability (HWL, DS) 447 Fig. 5.15-4. Pseudo-static slope stability (HWL, DS, kh = 0.154) 447 Fig. 5.15-5. Static slope stability (HWL, US) 447 - li -
Fig. 5.15-6. Pseudo-static slope stability (HWL, US, kh = 0.154) 447 Fig. 5.15-7. Initial stress condition 448 Fig. 5.15-8. FE dynamic analysis with EQ1 at the end of shaking 449 Fig. 5.15-9. FE dynamic analysis with EQ2 at the end of shaking 450 Fig. 5.15-10. FE dynamic analysis with EQ3 at the end of shaking 450 Fig. 5.15-11. FE dynamic analysis with HOC motion at the end of shaking 450 Fig. 5.15-12. FE dynamic analysis with Gilroy motion at the end of shaking 450 Fig. 5.15-13. FE dynamic analysis with San Gabriel motion at the end of shaking 451 Fig. 5.15-14. Site amplification from earthquake responses 451 Fig. 5.15-15. Acceleration response spectra at different locations in Guinwi dam 452 Fig. 5.15-16. Amplification ratio between the dam crest and the foundation for various input motions 452 Fig. 5.15-17. Acceleration response spectra at different locations in Guinwi dam 452 Fig. 5.15-18. Newmark deformation for US slope in Guinwi dam depending on various input motions. 454 Fig. 5.15-19. The variation of factor of safety with respect to time for EQ1 454 Fig. 5.15-20. Average acceleration time histories on the US critical slip surfaces and their yield acceleration 455 Fig. 5.15-21. Variation of factor of safety with average acceleration of slip surface 455 Fig. 5.16-1. A planview of Daegok dam 457 Fig. 5.16-2. A typical cross-section of Daegok dam 457 Fig. 5.16-3. Steady state seepage analysis 461 Fig. 5.16-4. Static slope stability (HWL, DS) 462 Fig. 5.16-5. Pseudo-static slope stability (HWL, DS, kh = 0.11) 463 Fig. 5.16-6. Initial stress condition 463 Fig. 5.16-7. FE dynamic analysis with EQ1 at the end of shaking 465 Fig. 5.16-8. FE dynamic analysis with EQ2 at the end of shaking 465 Fig. 5.16-9. FE dynamic analysis with EQ3 at the end of shaking 465 Fig. 5.16-10. FE dynamic analysis with HOC motion at the end of shaking 466 Fig. 5.16-11. FE dynamic analysis with Gilroy motion at the end of shaking 466 Fig. 5.16-12. FE dynamic analysis with San Gabriel motion at the end of shaking 466 Fig. 5.16-13. Site amplification from earthquake responses 467 Fig. 5.16-14. Acceleration response spectra at different locations in Daegok dam 467 Fig. 5.16-15. Amplification ratio between the dam crest and the foundation for various input motions 468 Fig. 5.16-16. Acceleration response spectra at different locations in Daegok dam 468 Fig. 5.16-17. Newmark deformation for DS slope in Daegok dam depending on various - lii -
input motions. 470 Fig. 5.16-18. The variation of factor of safety with respect to time for EQ1 470 Fig. 5.16-19. Average acceleration time histories on the DS critical slip surfaces and their yield acceleration 471 Fig. 5.16-20. Variation of factor of safety with average acceleration of slip surface 471 Fig. 5.17-1. Existing landscape of Peace dam before current construction 473 Fig. 5.17-2. An expected landscape of Peace dam at the end of 3rd construction 474 Fig. 5.17-3. A design drawing for Peace dam construction 475 Fig. 5.17-4. Typical cross-section of Peace dam 475 Fig. 5.17-5. A typical cross-section of Peace dam 476 Fig. 5.17-6. Steady state seepage analysis 483 Fig. 5.17-7. Static slope stability (HWL, DS) 484 Fig. 5.17-8. Pseudo-static slope stability (HWL, DS, kh = 0.154) 485 Fig. 5.17-9. Static slope stability (HWL, US) 485 Fig. 5.17-10. Pseudo-static slope stability (HWL, US, kh = 0.154) 485 Fig. 5.17-11. Initial stress condition 486 Fig. 5.17-12. FE dynamic analysis with EQ1 at the end of shaking 488 Fig. 5.17-13. FE dynamic analysis with EQ2 at the end of shaking 488 Fig. 5.17-14. FE dynamic analysis with EQ3 at the end of shaking 488 Fig. 5.17-15. FE dynamic analysis with HOC motion at the end of shaking 489 Fig. 5.17-16. FE dynamic analysis with Gilroy motion at the end of shaking 489 Fig. 5.17-17. FE dynamic analysis with San Gabriel motion at the end of shaking 489 Fig. 5.17-18. Site amplification from earthquake responses 490 Fig. 5.17-19. Acceleration response spectra at different locations in peace dam 490 Fig. 5.17-20. Amplification ratio between the dam crest and the foundation for various input motions 491 Fig. 5.17-21. Acceleration response spectra at different locations in peace dam 491 Fig. 5.17-22. Newmark deformation for US slope in peace dam depending on various input motions. 492 Fig. 5.17-23. The variation of factor of safety with respect to time for EQ1 493 Fig. 5.17-24. Average acceleration time histories on the US critical slip surfaces and their yield acceleration 493 Fig. 5.17-25. Variation of factor of safety with average acceleration of slip surface 493 Fig. 6.1-1. 합천댐월류부내진해석응력검토결과 502 Fig. 6.1-2. 충주댐월류부내진해석응력검토결과 502 - liii -
Fig. 6.2-1. 군남홍수조절지전경 504 Fig. 6.2-2. 군남홍수조절지평면도 505 Fig. 6.2-3. 군남홍수조절지비월류부횡단면도 506 Fig. 6.2-4. 군남홍수조절지월류부 (roller gate) 횡단면도 507 Fig. 6.2-5. 군남홍수조절지월류부 (radial gate) 횡단면도 507 Fig. 6.2-6. 군남홍수조절지비월류부 2D 모델 511 Fig. 6.2-7. 군남홍수조절지월류부 Type-1( 롤러게이트 ) 3D 모델 512 Fig. 6.2-8. 군남홍수조절지월류부 Type-2( 래디얼게이트 ) 3D 모델 512 Fig. 6.2-9. 군남홍수조절지월류부 Type-3( 롤러-래디얼게이트 ) 3D 모델 513 Fig. 6.2-10. 군남홍수조절지상시만수위조건에서의비월류부양압력분포 516 Fig. 6.2-11. 군남홍수조절지상시만수위조건에서의월류부양압력분포 516 Fig. 6.2-12. 얼음두께및빙압사이의관계 517 Fig. 6.2-13. 군남홍수조절지월류부내진해석에적용된인공지진파 521 Fig. 6.2-14. 군남홍수조절지내진성능평가에적용된인공지진응답스펙트럼 522 Fig. 6.2-15. 비월류부인공지진파 A 522 Fig. 6.2-16. 비월류부인공지진파 B 523 Fig. 6.2-17. 비월류부인공지진파 C 523 Fig. 6.2-18. 비월류부댐마루수평변위사례 인공지진파 B 529 Fig. 6.2-19. 편심비시간이력도 ( 인공지진파 B, Case 3) 534 Fig. 6.2-20. 토압에따른편심비시간이력도 ( 인공지진파 B, Case 3) 534 Fig. 6.2-21. 비월류부주인장응력분포도-인공지진파 B 536 Fig. 6.2-22. 활동에대한안전율시간이력도 ( 인공지진파 B, Case 2) 537 Fig. 6.2-23. 비월류부전단응력분포도-인공지진파 A 539 Fig. 6.2-24. 비월류부주압축응력분포도-인공지진파 B 541 Fig. 6.2-25. 월류부 Type-1 (Roller Gate) 편심비시간이력도 (Case 6) 542 Fig. 6.2-26. 월류부 Type-1 (Roller Gate) 인장응력분포도 544 Fig. 6.2-27. 월류부 Type-1 (Roller Gate) 활동에대한안전율시간이력도 545 Fig. 6.2-28. 월류부 Type-1 (Roller Gate) 전단응력분포도 546 Fig. 6.2-29. 월류부 Type-1 (Roller Gate) 압축응력분포도 547 Fig. 6.2-30. 월류부 Type-1 (Roller Gate) 발생최대인장응력 (Case 6) 548 Fig. 6.2-31. 월류부 Type-1 (Roller Gate) 발생최대전단응력 (Case 1) 550 Fig. 6.2-32. 월류부 Type-1 (Roller Gate) 발생단면최대전단력 551 Fig. 6.2-33. 월류부 Type-2 (Radial Gate) 편심비시간이력도 (Case 6) 552 Fig. 6.2-34. 월류부 Type-2 (Radial Gate) 인장응력분포도 554 Fig. 6.2-35. 월류부 Type-2 (Radial Gate) 활동에대한안전율시간이력도 555 Fig. 6.2-36. 월류부 Type-2 (Radial Gate) 전단응력분포도 556 Fig. 6.2-37. 월류부 Type-2 (Radial Gate) 압축응력분포도 557 Fig. 6.2-38. 월류부 Type-2 (Radial Gate) 발생최대인장응력 (Case 1) 558 - liv -
Fig. 6.2-39. 월류부 Type-3 (Roller-Radial Gate) 편심비시간이력도 (Case 1) 560 Fig. 6.2-40. 월류부 Type-3 (Roller-Radial Gate) 인장응력분포도 562 Fig. 6.2-41. 월류부 Type-3 (Roller-Radial Gate) 활동에대한안전율시간이력도 563 Fig. 6.2-42. 월류부 Type-3 (Roller-Radial Gate) 전단응력분포도 564 Fig. 6.2-43. 월류부 Type-3 (Roller-Radial Gate) 압축응력분포도 565 Fig. 6.2-44. 월류부 Type-3 (Roller-Radial Gate) 발생최대전단응력 (Case 6) 566 Fig. 6.2-45. 월류부 Type-3 (Roller-Radial Gate) 발생단면최대전단력 567 Fig. 6.3-1. 낙동강하굿둑전경 569 Fig. 6.3-2. 낙동강하굿둑교각및공도교 569 Fig. 6.3-3. 낙동강하굿둑조절수문 569 Fig. 6.3-4. 낙동강하굿둑시설물전체평면도 570 Fig. 6.3-5. 하굿둑수문부전면도및평면도 571 Fig. 6.3-6. 주수문댐체횡단면도 572 Fig. 6.3-7. 조절수문교대부단면도 572 Fig. 6.3-8. 인공지진파 577 Fig. 6.3-9. 인공지진파응답스펙트럼 577 Fig. 6.3-10. 해석적용주수문댐체부횡단면도 578 Fig. 6.3-11. 주수문댐체부 3차원수치모형 582 Fig. 6.3-12. 댐체하부강관말뚝스프링모형 583 Fig. 6.3-13. 댐체하부지반스프링모형 583 Fig. 6.3-14. 상시만수위시양압력분포 585 Fig. 6.3-15. 얼음두께와빙압의관계 586 Fig. 6.3-16. 기초지반고정단모델 MODE 형상 593 Fig. 6.3-17. 기초지반스프링모델 MODE 형상 595 Fig. 6.3-18. 댐마루변위측정위치 596 Fig. 6.3-19. 기초지반스프링모델편심비시간이력도 (Case-1) 599 Fig. 6.3-20. 기초지반스프링모델인장응력분포도 601 Fig. 6.3-21. 기초지반스프링모델활동에대한안전율시간이력도 (Case-6) 602 Fig. 6.3-22. 기초지반스프링모델전단응력분포도 604 Fig. 6.3-23. 기초지반스프링모델압축응력분포도 605 Fig. 6.3-24. 발생최대인장응력 (Case 6) 606 Fig. 6.4-1. A planview of Daechung dam 609 Fig. 6.4-2. A typical overflow-section of Daechung dam 610 Fig. 6.4-3. A typical non-overflow-section of Daechung dam 610 Fig. 6.4-4. A lanscape of Daechung multi-purpose dam 611 Fig. 6.4-5. Overflow section at Block No. 10 for Daechung dam 615 - lv -
Fig. 6.4-6. Non-overflow section at Block No. 16 for Daechung dam 615 Fig. 6.4-7. 2D Numerical model for non-overflow section of Daechung dam 616 Fig. 6.4-8. 2D Numerical model for overflow section of Daechung dam 616 Fig. 6.4-9. 3D Numerical model for overflow section of Daechung dam 617 Fig. 6.4-10. Uplift pressure distribution for overflow section of Daechung dam under HWL conditon 619 Fig. 6.4-11. Uplift pressure distribution for non-overflow section of Daechung dam under HWL condition 620 Fig. 6.4-12. A relationship of ice thickness and freezing pressure 620 Fig. 6.4-13. Natural oscillation mode for non-overflow section of Daechung dam using EAGD-SLIDE 2D 625 Fig. 6.4-14. Natural oscillation mode for overflow section of Daechung dam using EAGD-SLIDE 2D 627 Fig. 6.4-15. Natural oscillation mode for overflow section of Daechung dam using ABAQUS 3D 629 Fig. 6.4-16. Seismic displacement time history at the crest of overflow section of Daechung dam using ABAQUS 3D 631 Fig. 6.4-17. Maximum dynamic tensile stress along the interface between pier and overflow weir of Daechung dam by 3D modeling 635 Fig. 6.4-18. P-M interaction diagram for pier of Daechung dam 636 Fig. 6.5-1. 대청댐월류부단면 ( 블록 No.10) 642 Fig. 6.5-2. 대청댐 3차원월류부수치모형 643 Fig. 6.5-3. Embedded Element를이용한철근의모델링 644 Fig. 6.5-4. Embedded Element의허용오차 645 Fig. 6.5-5. 대청댐콘크리트응력-변형률선도 647 Fig. 6.5-6. 월류부상시만수위시양압력분포 651 Fig. 6.5-7. 얼음두께와빙압의관계 651 Fig. 6.5-8. 인공지진파-A 653 Fig. 6.5-9. 대청댐비선형해석에서발생되는최대동인장응력 (Case-1) 655 Fig. 6.5-10. Concrete tensile damage variable 656 Fig. 6.5-11. 대청댐비선형해석에서발생하는 damage variable 분포 656 Fig. 6.5-12. 대청댐피어-위어접합부의시간에따른 damage variable의변화 657 Fig. 6.5-13. 대청댐위어-지반접합부의시간에따른 damage variable의변화 657 Fig. 6.5-14. 대청댐피어상부에서의선형및비선형해석결과의비교 (x방향변위 ) 658 Fig. 6.5-15. 대청댐피어상부에서의선형및비선형해석결과의비교 (y방향변위 ) 658 Fig. 6.5-16. 대청댐피어상부에서의선형및비선형해석결과의비교 (z방향변위 ) 659 - lvi -
Fig. 6.5-17. 대청댐비선형해석에서피어상부와위어상부의변위비교 (x방향변위 ) 659 Fig. 6.5-18. 대청댐비선형해석에서피어상부와위어상부의변위비교 (y방향변위 ) 659 Fig. 6.5-19. 대청댐비선형해석에서피어상부와위어상부의변위비교 (z방향변위 ) 660 Fig. 6.5-20. 대청댐피어-위어접합부에서의선형및비선형해석결과의비교 ( 응력 ) 660 Fig. 6.5-21. 철근이배근된모델의비선형해석에서발생되는최대동인장응력 (Case-1) 661 Fig. 6.5-22. 철근이배근된모델의비선형해석에서발생하는 damage variable 분포 661 Fig. 6.5-23. 철근이배근된모델에서피어-위어접합부의시간에따른 damage variable의변화 662 Fig. 6.5-24. 철근이배근된모델에서위어-지반접합부의시간에따른 damage variable의변화 662 Fig. 6.5-25. 철근의유무에따른피어-위어접합부최외측의시간에따른 damage variable의변화 663 Fig. 6.5-26. 철근의유무에따른피어-위어접합부내측의시간에따른 damage variable의변화 663 Fig. 6.5-27. 철근의유무에따른피어-위어접합부중앙부의시간에따른 damage variable의변화 663 Fig. 6.5-28. 대청댐피어상부에서철근의유무에따른해석결과의비교 (x방향변위 ) 664 Fig. 6.5-29. 대청댐피어상부에서철근의유무에따른해석결과의비교 (y방향변위 ) 664 Fig. 6.5-30. 대청댐피어상부에서철근의유무에따른해석결과의비교 (z방향변위 ) 665 Fig. 6.5-31. 대청댐위어상부에서철근의유무에따른해석결과의비교 (x방향변위 ) 665 Fig. 6.5-32. 대청댐위어상부에서철근의유무에따른해석결과의비교 (y방향변위 ) 666 Fig. 6.5-33. 대청댐위어상부에서철근의유무에따른해석결과의비교 (z방향변위 ) 666 Fig. 6.6-1. 합천댐월류부단면 ( 블록 No.13) 669 Fig. 6.6-2. 합천댐월류부 3차원수치모형 670 Fig. 6.6-3. 합천댐콘크리트응력-변형률선도 672 Fig. 6.6-4. 월류부상시만수위시양압력분포 676 - lvii -
Fig. 6.6-5. 얼음두께와빙압의관계 677 Fig. 6.6-6. 인공지진파-A 679 Fig. 6.6-7. 합천댐비선형해석에서발생되는최대동인장응력 (Case-1) 680 Fig. 6.6-8. Concrete tensile damage variable 681 Fig. 6.6-9. 합천댐비선형해석에서발생하는 damage variable 분포 681 Fig. 6.6-10. 합천댐피어-위어접합부의시간에따른 damage variable의변화 682 Fig. 6.6-11. 합천댐위어-지반접합부의시간에따른 damage variable의변화 682 Fig. 6.6-12. 합천댐피어상부에서의선형및비선형해석결과의비교 (x방향변위 ) 683 Fig. 6.6-13. 합천댐피어상부에서의선형및비선형해석결과의비교 (y방향변위 ) 683 Fig. 6.6-14. 합천댐피어상부에서의선형및비선형해석결과의비교 (z방향변위 ) 684 Fig. 6.6-15. 합천댐비선형해석에서피어상부와위어상부의변위비교 (x방향변위 ) 684 Fig. 6.6-16. 합천댐비선형해석에서피어상부와위어상부의변위비교 (y방향변위 ) 685 Fig. 6.6-17. 합천댐비선형해석에서피어상부와위어상부의변위비교 (z방향변위 ) 685 Fig. 6.6-18. 합천댐피어-위어접합부에서의선형및비선형해석결과의비교 ( 응력 ) 686 Fig. 6.7-1. 충주댐월류부단면 ( 블록 No.10) 688 Fig. 6.7-2. 충주댐 3차원월류부수치모형 689 Fig. 6.7-3. 충주댐콘크리트응력-변형률선도 690 Fig. 6.7-4. 월류부상시만수위시양압력분포 694 Fig. 6.7-5. 얼음두께와빙압의관계 695 Fig. 6.7-6. 인공지진파-A 697 Fig. 6.7-7. 충주댐비선형해석에서발생되는최대동인장응력 (Case-1) 698 Fig. 6.7-8. Concrete tensile damage variable 699 Fig. 6.7-9. 충주댐비선형해석에서발생하는 damage variable 분포 699 Fig. 6.7-10. 충주댐피어-위어접합부의시간에따른 damage variable의변화 700 Fig. 6.7-11. 충주댐위어-지반접합부의시간에따른 damage variable의변화 700 Fig. 6.7-12. 충주댐피어상부에서의선형및비선형해석결과의비교 (x방향변위 ) 701 Fig. 6.7-13. 충주댐피어상부에서의선형및비선형해석결과의비교 (y방향변위 ) 701 Fig. 6.7-14. 충주댐피어상부에서의선형및비선형해석결과의비교 (z방향변위 ) 702 Fig. 6.7-15. 충주댐비선형해석에서피어상부와위어상부의변위비교 (x방향변위 ) 702 Fig. 6.7-16. 충주댐비선형해석에서피어상부와위어상부의변위비교 (y방향변위 ) 703 Fig. 6.7-17. 충주댐비선형해석에서피어상부와위어상부의변위비교 (z방향변위 ) 703 Fig. 6.7-18. 충주댐피어-위어접합부에서의선형및비선형해석결과의비교 ( 응력 ) 704 - lviii -
Fig. 6.9-1. 단면변경공법예시 727 Fig. 6.9-2. 버트리스또는부벽보강개요도 728 Fig. 6.9-3. 단면증가공법 729 Fig. 6.9-4. 배면두께와균열길이의관계도 729 Fig. 6.9-5. Stewart Mountain 댐에서프리스트레스앵커설치전경 730 Fig. 6.9-6. 앵커공법 ( 수직앵커와경사앵커 ) 731 Fig. 6.9-7. 앵커절점의프리스트레싱 731 Fig. 6.9-8. 고호마츠댐의하류면누수상황 733 Fig. 6.9-9. 고호마츠댐의전단그라우팅 733 Fig. 6.9-10. 지진직후의붕괴된석강댐 734 Fig. 6.9-11. 석강댐댐체보강공사 734 Fig. 6.9-12. 진동감쇄기 (damper) 모식도 735 Fig. 7-1. Model dam for sensitivity analysis 738 Fig. 7-2. A contour of vertical effective stress after initial in-situ stress analysis 738 Fig. 7-3. A rigid body motion of the model dam at the 11.72 sec of earthquake shaking 739 Fig. 7-4. A Newmark type deformation analysis of the model dam 739 Fig. 7-5. Estimated Gmax function after Seed and Idriss 1970 740 Fig. 7-6. Sensitivity analysis with the variation of Gmax function of shell 742 Fig. 7-7. Acceleration time histories in case of shell zone with loose sand 742 Fig. 7-8. A result of Newmark deformation analysis depending on the Gmax function of shell material 743 Fig. 7-9. Average acceleration on the critical slip surface obtained from Newmark deformation analysis depending on the Gmax function of shell material 743 Fig. 7-10. Acceleration time histories of input motions 745 Fig. 7-11. Comparison of standard acceleration response spectrum with three kinds of artificial response spectra 746 Fig. 7-12. Comparison of standard acceleration response spectrum with measured earthquake response spectra 746 Fig. 7-13. Acceleration response spectrum depending on different earthquake motions with PGA of 0.22g 748 Fig. 7-14. Newmark displacements depending on different earthquake motions with PGA of 0.22g 748 Fig. 7-15. Average acceleration on the critical slip surface depending on different earthquake motions with PGA of 0.22g 749 Fig. 7-16. Newmark displacements depending on PGA of EQ1 750 Fig. 7-17. Average acceleration on the critical slip surface depending on PGA of EQ1 751 - lix -
Fig. 7-18. 인공지진파시간이력도및응답스펙트럼 755 Fig. 7-19. 최대지반가속도에따른편심비 758 Fig. 7-20. 최대지반가속도에따른활동에대한안전율 758 - lx -
제 1 장. 서론 1.1 연구목차 본연구의궁극적목표는최근변경된댐내진성능평가기준에의거하여우리공사관리대상 34개댐의내진안전성을재평가하고, 다양한연구성과를실용화하는데에있다. 이중 3차년도는연구의최종년도로서본래목표인 13개댐에과년도연구대상댐의재해석및추가해석등을포함하여 20개필댐및 5개콘크리트댐에대한내진성능평가를수행하고, 최종모든댐에대한내진안전성검토결과를종합분석제시하는것을목적으로한다. 또한개정기준에의거댐타입별내진성능평가요령의제시와조지아넨스크라수력발전용댐내진설계지원등연구성과를실용화하기위한목표로수행되었다. 1.2 연구배경 기존댐의내진안전성평가및연구 기술개발은지진재해대책법 (2013.04.23) 제3조에의거재난관리책임기관의법적인책무가되었다. 또한최근일본 Tohoku 대지진 (2011) 시흙댐 (Fujinuma 댐 ) 붕괴및대만 ChiChi 지진 (1999) 시 ShihKang 콘크리트댐의붕괴, 중국 Wenchuan 지진 (2008) 시 Zipingpu CFRD 댐의차수벽손상등주변국의잇따른대형지진발생과가시적인댐의피해가발생하면서국민적관심이증폭되기에이르렀다. K-water에서관리중인댐은 2009년기준으로전체 1302개대댐 (KNCOLD 2009) 중 32개댐 (2.5%) 으로등록되어있으나, 저수용량 (9,863백만m 3 ) 이타기관소유 1270개댐저수용량 (4,115백만m 3 ) 의 2.4배 ( 전체대비약 70% 담당 ) 에달함으로서비교할수없는국가적중요성과특수성을갖고있다. 그러나 1978년국내에지진관측이시작된이래로한반도에서도다섯차례의규모 5.0 이상지진이발생한바있으며, 2013 년에는중국룽먼산지진대에서의지진과대만, 일본등지에서의중대규모지진들이연이어발생하고, 국내에서도전남홍도해역에서규모 4.9의지진이발생하는등지진에대한연구개발을소홀히할수없는시대에이르렀다. 그러나, 우리나라는 1997년국가적인내진설계기준연구이래로, 매우짧은내진 - 1 -
평가역사를가지고있어, 복잡한내진성능평가에대한기술적이해가여전히부족한실정이며, 특히최근댐설계기준 (2011) 의내진설계편이개정되면서, 과거에비해강화된지진계수의도입과, 보다향상된해석기법을적용한내진평가의필요성이절실한시점이도래하였다. 이에댐관리주관부서 ( 댐 유역관리처 ) 에서는댐내진설계기준강화에따른내진성능평가시행방안을수립하여시행추진 ( 댐유역관리처 -938, 2012.03.22.) 하기에이르렀고, 이의일환으로우리공사에서관리하고있는 34개기존댐에대한전면적인내진성능평가를신규연구과제로제의하게되었다. 경제 산업적측면에서도댐은다른토목구조물과달리, 지진으로인한기능상실시하류지역과수자원관리측면에서예측하기어려운경제적, 산업적피해를입힐수있으며, 과거사례에서보듯이대지진에의한국부적인손상만으로도상당한경제, 산업적파급효과를일으킬수있다. 예를들어 1971년미국캘리포니아주의중요사력댐이었던 Lower San Fernando Dam의경우지진후제체가반파되어당시여유고가 1m 정도에불과하게되었으며, 하류지역대도시주민약 8만명이대피하는일이발생하였다. 또한 2008년중국 Wenchuan 지진 (M 7.9) 시약 2천여개댐에손상이발생하고, Zipingpu 댐 (CFRD) 의경우댐균열보수를위해 2천명의군인을긴급투입하기도하였으며, 지진이후대규모산사태등으로지역전체의산업이붕괴되고, 유령도시화를초래하였다. 2011년일본 Tohoku 대지진의결과 8명의사망자를낸 Fujinuma 댐붕괴를비롯하여, 피해의후유증으로지역공동체전체가사회 문화적으로심각한타격을입었으며, 지역의공동화를초래하기도하였다. Fig. 1-1. Lower San Fernando dam before and after the 1971 San Fernando earthquake (M6.6) (DSOD) 우리공사는사회 문화적으로국가기간시설을이루는다목적댐및노후화가진행되는기존용수전용댐에대한강화된기준적용내진성능평가와연구개발이절대적으로중요한비중을차지한다. 이는최근국토해양부및감사원감사, 국정감사등의사례에서볼수있듯이강화된기준에의거한댐의내진안정성확보는상시적인질의사항으로쟁점화되고있다. 이러한변화에발맞추어미국과일본의경우, 과거댐의지진시피해사례를경 - 2 -
험으로내진설계및평가의기준과학문적연구, 실산업에의적용이연계하여선순환구조를이루고있으나, 국내의경우, 1997년국가차원의상위내진설계기준연구를시행한이래로댐분야는 2001년내진설계기준을그간적용, 주로진도법과최근복잡한시간이력동해석을단편적으로수행하여왔다. 최근개정된댐설계기준 (2011) 내진평가부문에서보다강화된지진가속도계수와보다현실성있는내진평가기법을제시함에따라현재입력물성의불확실성, 입력지진파의다변화, Newmark 법과같은해석기법의적용및검증, 콘크리트댐에서지반-구조물-유체상호작용, 지반의액상화에대한평가와연구등이미진한편이었고, 대책마련이시급한실정이다. - 3 -
1.3 연구개발내용 본연구과제의 3 차년도 (2014 년 ) 에서는본래 13 개댐에대한내진성능평가를수행 하는것을가장중요한목표로하였으나, 기존의해석대상댐들에대한재해석및 추가심화해석등으로결과적으로 20 개댐체에대한내진안전성평가를수행하였 다. 부수적으로현재댐체에적합한최적의물성조사기법을찾는노력의일환으 로동적물성조사와관련연구를진행하였으며, 수치해석용모델링을위해도면의 표준화및전산화를도모하였다. 또한수치해석시지진가속도, 동적물성등의민감 도분석, 그리고 Newmark 변형해석기법의프로그램간편코드를개발하였다. 다음 Table 1-2 은당초연도별연구목표및내용이며, 2014 년은전체연구중최 종 3 차년도연구에해당한다. Table 1-1. Yearly scope of research project 구분연구개발목표연구개발전략 1 차년도 (2012) 2 차년도 (2013) 3 차년도 (2014) ㅇ 5 개댐본체내진성능평가및실용화 ㅇ 9 개노후화용수전용댐 + 8 개다목적댐 ( 필댐 5, 콘크리트댐 3) 내진성능평가, 기술향상및실용화 ㅇ기존 6 개다목적댐 + 4 개용수전용댐 + 2 개홍수조절댐본체 + 낙동강하굿둑내진성능평가연구및실용화 ㅇ개정기준에의거, 5개댐 ( 소양강, 충주, 횡성, 밀양, 운문댐 ) 시범적내진성능평가ㅇ연구성과실용화 ( 필댐의 Newmark법에의한내진평가요령제시 ) ㅇ해석기법의다변화연구및가속도계수에따른민감도분석연구ㅇ동적물성자료 D/B화ㅇ해외연구개발동향파악ㅇ 14개필댐 ( 다목적 5, 용수전용 9) 현장동적물성조사및시험 ㅇ개정기준에의거, 14개필댐내진성능평가ㅇ유체-구조물상호작용고려 3개콘크리트다목적댐내진성능평가ㅇ연구성과실용화 ( 기존댐내진평가를위한동적물성조사실무지침서 ) ㅇ Newmark 기법적용, 지진시사면의소성변형계산프로그램 코드개발ㅇ동적물성의불확실성 등민감도분석및영향연구 ㅇ필댐현장동적물성조사및시험용역 ( 도면표준화포함 ) ㅇ 6 개다목적댐, 4 개용수전용댐, 2 개홍수조절용댐, 내진성능평가ㅇ낙동강하굿둑, 대청, 군남내진평가ㅇ민감도분석 ( 프로그램별, 지진가속도, 입력지진파, 물성, 구성모델별 ) ㅇ코어재지진거동분석ㅇ평가결과내진안정성분석, 필요시보강안제시ㅇ연구성과실용화 ( 실무자를위한댐타입별내진안정성평가절차서외 ) - 4 -
1.4 추진전략및방법 기본적인연구개발의추진전략은개정된댐내진성능평가기준에의거한기존댐체의재평가에있다. 개정댐설계기준 ( 한국수자원학회 2011) 내용의주요변화를요약하자면, 우선동해석시강화된지진가속도계수의적용을들수있다. 즉내진특등급댐에대해기존재현주기 1000년빈도를적용하던지진가속도계수를 2400년빈도로상향조정, 적용토록하였다. 또한필댐동해석기법변경도중요한변화로서, 해외적용사례를참고하여, Newmark Sliding Block Analysis에의거하여지진에의한활동변위를산정토록변경되었다. 계산결과, 소성활동량이 30cm 이내이면, 댐안전에문제가없다고규정하고있으며, 소성활동량이 60cm 이상이면, 상당한손상을동반하는허용가능한변형량으로설정하였다. 변경기준을적용한기존댐내진성능평가의대상댐은다음과같다. ( 총대상댐수 ) 2014년 12월기준총 34개댐 * 다목적댐 17개소, 용수전용댐 14개소, 홍수조절용댐 2개소, 낙동강하굿둑 1개소 * 다목적댐 : 소양강, 충주, 횡성 ( 이상한강수계 ), 안동, 임하, 합천, 남강, 밀양, 군위 ( 이상낙동강수계 ), 대청, 용담 ( 이상금강수계 ), 섬진강, 주암본댐, 주암조절지댐 ( 이상섬진강수계 ), 부안, 보령, 장흥 ( 기타수계 ) * 용수전용댐 : 광동, 달방, 영천, 안계, 감포, 운문, 대곡, 사연, 대암, 선암, 연초, 구천, 수어, 평림 * 홍수조절용댐 : 평화의댐, 군남홍수조절지 * 낙동강하굿둑 - 5 -
1.5 기대효과 본연구를통하여전체적으로다변화된평가방법 (Newmark 동해석, 시간이력동해석, 등가정적해석 ) 적용을통한댐내진해석분야국내최고의기술력확보를축적하는효과가있다. 또한최근개정된댐설계기준 (2011) 및기존댐내진성능평가요령 (2014 심의중 ) 에부합하는평가결과의객관적검증및대외신뢰도향상을기할수있으며, 국제전문가그룹기술교류및국제학회논문발표를통한국제적인지도및국제연구수행능력을제고하였다. 가시적으로는향후댐내진분야국내기술요령, 관련법개정등에우수한기술력으로참여할수있을것으로판단되며, 현업부서기술실용화 ( 매뉴얼, 지침서, 사내교육등 ) 를통한댐내진전문가양성및기술확산에기여하는효과가있을것이다. 가장중요한기대성과는본연구를통하여효과적이고선제적인지진에대한댐안전관리를구현할수있다는점에있다. 기본적으로지진으로인한댐붕괴또는국부손상시야기될수있는경제 산업적인파급피해를조기에방지, 국가경제생산능력을보존하고, 효율적인연구비투자와적정댐안전관리를통한예산낭비를방지할수있다. - 6 -
1.6 (2 차년 ) 연구성과 전차년도 (2013 년, 2 차년도 ) 연구성과는다음과같이정리될수있다. (1장) 최근지진시댐피해사례와시사점지진다발지역의댐건설은전세계적으로상당히많은사례가있으며, 전반적으로강진에도비교적양호한성능을발휘하고있는편이다. 그러나지속적인댐내진안전성연구개발이필요한것은최근주요지진들이과거와다르게많은면에서대댐에영향을미치는복합적인위험을보여주고있기때문이다 (Wieland 2012). 지진시댐피해사례조사결과, 내진설계개념이포함된댐의지진저항성은우수한편이나, 올바른내진설계및성능평가방법이잘정립된경우에한한다. 일부댐기능을잃어버린댐붕괴사례의경우, 액상화, 다짐불량, 활성단층의존재등댐본체에대한위험요인과더불어산사태댐, 암반붕락등대규모유동으로인한기능손실등종합적인지진대응체계확립이중요한개념임을교훈으로주고있다. 실제댐의지진시피해사례들이증명하듯이이는향후내진관련연구가지속적으로필요하다는것을보여준다. ICOLD 내진분과위원회에서추천하는필댐에서사용성에기반한최근내진안전기준은 (1) 여유고손실, 다시말해지진후저수지수위는댐의불투수코어상단아래여야한다. (2) 내적침식 (internal erosion), 즉지진후최소한필터와트랜지션존초기두께의최소한 50% 는유지되어야한다. (3) ( 간극수압의축적과댐제체재료의잔류강도정수를고려한 ) 사면의활동에대한안전율은지진후 1보다는커야한다. (2장) 현장동적물성연구필댐의내진성능평가를위해서는각제체존의동적물성정보가필요하다. 동적물성의가장중요한항목은전단탄성계수 (G) 이며, 전단탄성계수는전단파속도 (Vs) 로부터얻어지기때문에심도에따른전단파속도주상도를추출해내는작업이중요하다. 본연구에서는전단파속도측정을위한다양한탐사기법들 (SASW, MASW, HWAW, SPS logging, 반사법탄성파탐사, SBF 탐사, 다운홀, 크로스홀, 업홀등 ) 다양한기법들의원리와현장조사절차, 역산해석및분석등에대해정리하였으며, 유한요소해석을통한코어재의영향, 암반기초부와코어재의접속부영향, 댐마루폭및사면경사의영향등에대해상세히고찰하였다. 또한금번연구에서적용한 SBF, SASW, 반사법탄성파탐사의결과를상세히다루었으며, 각각의장단점을비교하고, 최적의물성조사방법을검토하였다. 마지막으로현재까지파악된내진안 - 7 -
전성평가용댐별전단파속도주상도 DB를요약, 제시하였다. 주요연구결과들은다음과같다. 기존댐들에대해각종물리탐사기법들에의한전단파속도 (Vs) 주상도를댐별로요약정리하였으며, 이는향후댐의안전성평가에귀중한기초자료로활용가능하다. 본과업에서도입한비파괴기법인 SBF 기법, SASW 기법, 고분해능반사법탐사기법등을그기법의특성과시험결과등을비교검토하였을때, 댐제체의 2 차원전단파속도주상도평가에는 SBF 기법, 댐제체의소단에서사석재의전단파속도를평가할때는 SASW 기법, 댐의암반기초부의평균전단파속도와댐제체의깊이를평가하고자할때는고분해능반사법탐사기법, 댐암반기초부와유사한암반의전단파속도를평가하고자할때는 SASW 기법등을활용하는것이바람직한것으로판단된다. 사면의경계면을가지고있는필댐의구조적특징이표면파탐사결과에어떠한영향을미치는지를평가하기위하여유한요소해석을수행한결과, 사면경계로인한표면파속도의측정에는크게영향을주지않는것으로확인되었다. 중심코어가있는중심코어형필댐의경우, 유한요소해석결과댐마루에서측정하여획득된전단파속도는중심코어재의전단파속도와사석재의전단파속도사이의값으로평가되었다. 따라서중심코어형필댐의마루에서측정한전단파속도는중심코어의토사재료와사석재료의등가매질에대한전단파속도로이해하여, 내진해석을위한입력치산정에합리적인공학적판단을내려야할것으로사료된다. 필댐의내진거동에있어서중심코어의존재가미치는영향을유한요소해석에의해평가한결과, 사석재보다약한중심코어가존재하는경우, 댐제체내에서발생하는지진동증폭현상이더욱강화되는것으로나타났고, 또한공진주파수의특성도사석재와중심코어재료의특성에부합되는공진주파수의측정이별도로두드러지는결과가나타났다. 따라서중심코어재가존재하는필댐의경우내진성능평가에있어서중심코어를해석모델에포함시키는것이최선의방법이지만, 만약중심코어재의물성을댐마루에서비파괴표면파기법으로별도로측정할수없는경우에는중심코어와사력재를대표하는등가물성치를사용하되지진거동이과소평가되는것을고려하여추가의증폭계수를도입하는것이필요할것으로판단된다. (3장) 코어재의동적특성지진시코어형필댐의안전성을이해하기위해서는차수기능을직접담당하는가장중요한존 (zone) 으로서코어재의동적거동특성을우선이해할필요가있다. 현재까지코어재의동적특성에대해심층연구가이루어진사례는국내는물론이 - 8 -
고해외의경우에도흔하지않다. 따라서문헌연구를수행하였으며, 최근사질토의지반액상화거동에추가하여중간토 (intermediate soil) 와점토, 소성실트의동적거동연구내용들을집약하여정리한 EERI monograph (Idriss and Boulanger 2008) 내용을요약, 소개하였다. 일반적으로는보다연성 (ductile) 지반 ( 즉, 상대적으로예민하지않은점토 ) 을교란시키는것보다매우취성인지반 ( 예. 퀵클레이 ) 을완전히교란시키는데에보다작은지반변위를수반할것으로인식하고있지만, 반복연화의가능성과반복연화의가능한결과들을평가하기위해응력이력을결정하는일과유사점토세립질지반의예민비를결정하는일에대한연구가필요하다. OCR의증가는자연유사점토지반의동적거동에매우강한영향을미치는데, 이는 OCR이반복연화에대한저항력 ( 즉 CRR) 과반복연화의가능한결과들모두에영향을주기때문이다 (Idriss and Boulanger 2008). (4장) 필댐내진성능평가강화된댐내진평가기준 ( 댐설계기준 2011) 에의거하여, 2차년도 (2013) 에계획된 14개필댐에대한내진성능평가연구를수행하였다. 내진평가수행시에는기존의공사지또는정밀안전진단보고서의문헌자료에더하여금번시행중인용수댐코어재에대한직접시추및각종물성시험성과를포함하였고, 동적물성에있어신뢰성제고를위해 SBF 탐사등가장최신의물리탐사기법을동원하여해석에반영하고자하였다. GeoStudio (version 2012) 프로그램을이용하여, 정상침투해석과초기응력해석을수행한뒤, 정적및등가정적사면안정해석, 유한요소법에의한시간이력동해석과그에따른 Newmark 변형해석을수행하여최종적으로사면에예상가능한소성변형량을산출하였다. 입력지진파는표준설계응답스펙트럼에부합하는세종류의인공지진파 (EQ1, EQ2, EQ3 각각지속시간 15, 20, 25 sec) 및실제지진시계측된세종류의지진파 (HOC, Gilroy, San Gabriel) 를성능목표최대지반가속도 (PGA) 0.154g 또는 0.22g로스케일링하여사용하였다. 모든검토는댐의상시만수위조건을기준으로하였다. 결과적으로평가대상필댐은모두성능목표지진에대해댐설계기준 (2011) 에서정의하고있는댐의안정성평가기준인 30cm 이내로수렴하는것으로나타났다. 따라서 Newmark 기반변형해석결과, 0.154g 또는 0.22g의지진에대한안전성을확보하는것으로예측되었다. 다음의요약표에서각댐의시간이력동해석결과를정리하였다. 참고로요약표에서는상대적으로증폭의크기가작고, 소성변형이크지않은 HOC 지진파의경우는결과의통계적처리를위해제외하였다. 또한본내진해석에서는 ECRD 형식의경우모두하류사면보다는상류사면에대한 Newmark 변형해석결과가지배적이기 - 9 -
때문에상류사면에대한결과를수록하였으며, CFRD 형식인대곡댐은상류사면이 콘크리트슬래브로보호되어있기때문에, 하류사면에대한변형해석을수행하였다. (5 장 ) 콘크리트댐내진성능평가 본연구에서는유체 - 구조물상호작용을고려하여섬진강댐, 합천댐, 충주댐에대 한콘크리트댐체내진성능평가를수행하고그결과를분석, 제시하였다. 콘크리트 댐의내진해석은비월류부 2D 해석, 월류부 2D 및 3D 해석으로구성되었으며, 충 주댐의경우수평이음에대한전도와활동안정성을추가검토하였다. 해석에사용 된지진파는표준설계응답스펙트럼에부합하는지속시간 15, 20, 25 초의인공지진 파를조합하여재하하였으며, 최대지반가속도는 0.176g 였다. 총괄해석결과는다 음과같이요약된다. 검토항목 합천댐 Table 1-2. A summary of dynamic analyses of four concrete dams 동적전도안정성 편심비 안전 동적활동안정성 동적인장강도안전율동적전단강도 비월류부순간초과 지지력 피어 - 위어연결부인장응력 안전안전안전응력초과 섬진강댐안전안전안전안전안전안전 충주댐안전안전안전안전안전응력초과 콘크리트댐체취약부에대한후속연구추천방향은다음과같다. * 비월류부댐저면의국부인장파괴에대한추가의정밀검토 * 피어와위어의접속부균열발생등의손상가능성에대한심화해석본콘크리트댐내진해석결과의공신력을확보하고, 내진평가결과도출된취약부에대한향후후속연구또는조사항목추천, 그리고보강필요시검토가능한해외적용사례의확보를위해전문가자문을통한의견을제시하였다. (6장) 지진시사면의소성변형예측프로그램본절에서는실무엔지니어들이 Newmark 기반의지진시사면소성변형량을간단히계산할수있도록돕기위해간단히지진시댐또는사면의소성변형량을예측할수있는다음세가지유형의프로그램을요약제시하였다. (1)Newmarkrigidslidingblock 해석프로그램코드 ( 직접작성 ) (2) 개략적인사면의소성변위예측이가능한확률통계적반경험식 (Bray and Travasarou 2007) - 10 -
(3) 소프트웨어가없는일반적인경우를대비하여, 무료로다운로드가가능한 USGS (U.S.GeologicalSurvey) 의 JAVA platform 기반 Newmark Sliding BlockAnalysis 프로그램 (Jipsonand Jibson2003) (7장) 민감도분석본장에서는 FEM + Newmark 변형해석에서단순화된중심코어형사력댐모델에서쉘재의 G max 강성, 입력지진파, 그리고최대지반가속도 (PGA) 에따른지진응답특성과 Newmark 소성변위량에미치는영향을연구하였다. 쉘재의 G max 강성에따른민감도분석결과, G max 강성변화는결과적으로지진응답특성에주목할만한큰변화는초래하지않는것으로나타났다. 그러나 Newmark 소성변위는대체적으로 G max 강성이작아질수록커지는경향을보였다. 입력지진파에대한민감도분석결과, 댐체의고유주기특성과입력지진파의지배주기와의상대적관계가중요함을알수있었다. 즉, 댐체의고유주기에근접하는지배주기를갖는입력지진파일수록가속도증폭이커지며, Newmark 소성변위도증가하는것으로나타났다. 최대지반가속도 (PGA; Peak Ground Acceleration) 의크기에따른지진응답특성과 Newmark 소성변위량산정에미치는영향검토결과, PGA의증가에따라지진파의응답특성은큰변화가없는편이었으나, Newmark 소성변위는비선형적으로증가하는것으로나타났다. 향후보다다양한다른입력인자들에대한민감도분석연구를통하여상대적으로지배적인영향인자를도출할수있을것으로판단된다. - 11 -
제 2 장. 댐내진해석국제기준 2.1 배경 최근주변국의대형지진들 (2011 일본 Tohoku 지진, 규모 9.0, 2008 중국 Sichuan 지진, 규모 7.9) 의사례로부터흙댐의붕괴, 사력댐의손상등다양한형태의피해가발생한바있다. 이는최근개정된댐설계기준 (2011) 의내진성능평가요령과관련하여국내내진기술에대한관심을불러일으키는촉매제가되었다. 특별히최근비약적으로발전하고있는지진공학분야기술과더불어보다강화되고향상된설계및평가요령의지속적인연구개발을요구하고있는실정이다. 국내주요대댐의내진설계와내진성능평가에관하여국제적동향을살펴보는일은향후세계적수준의안전한댐설계및관리를위해필수적인일이라하겠다. 본연구의 1차년도 (2012) 및 2차년도 (2013) 연구보고서에는이러한노력의일환으로국제적으로저명한일련의 Conference ( 미국 ASCE GeoCongress 2012, 15th World Conference on Earthquake Engineering 2012, ICOLD 일본연차회의 2012) 에서발표된논문의동향을정리하고우리에게던져주는시사점들을고찰한바있다. 3차년도 (2014) 에는이중핵심적인개념과최근기존댐의내진평가및보강관련하여해외전문가자문 (K-water연구원닥터컨퍼런스 2014.06) 결과를덧붙여요약정리하였다. 이러한정리작업은향후국내내진기술을선진화하기위해필요한요소들을규명해보고국내내진성능평가연구개발이향후나아가야할전략적시사점들을고찰하는데에기여할것으로판단된다. 2.2 ICOLD 의기준및동향 2.2.1 대댐에대한통합적인내진안정성관리기법 본절에서는최근 ICOLD 일본연차회의 (2012) 및 WCEE 세계지진공학컨퍼런스등에서소개한포괄적인대댐의내진안전성평가기법을번역소개함으로서향후기술개발및각종요령정립에기여하고자한다. 원논문은원논문출처 : Wieland, M. (2012). "Seismic design and performance criteria for large storage dams." 15 WCEE - 12 -
(15th World Conference on Earthquake Engineering), Sep. 24-28, Lisboa, Portugal. 에수록되어있다. Wieland (2012) 는 ICOLD 댐내진설계위원회회장으로서, 대형댐에대한통합적인내진안정성기법을소개하였다. 이논문에서대댐에대한내진설계기준, 댐안전과관련한사항들, 부속시설물들, 임시구조물들과중요한건설단계들에대해국제대댐회 (ICOLD; International Commision on Large Dams) 가추천하는가이드라인이제시되어있다. 2.2.2 댐내진설계및성능평가의발전 대형콘크리트댐및필댐에대한내진설계기준과동해석기법은지진의영향을설계에도입하기시작한 1930년대이후로상당한변화를겪어왔다. 당시에지진의위험은지반진동 (ground shaking) 으로통하였고, 지진계수 (seismic coefficient) 로대표되었었다. 대부분의댐에흔히 0.1을계수값으로사용하였다. 예외적인경우 ( 일본과이란 ) 약간높은지진계수값을고려하기도하였다. 지진계수의문제는설계지반운동 (design ground motions) 과댐부지에서의지진위험성에대해물리적으로분명한관계가없다는점이었다. 따라서간편함때문에댐공학자들이아직도좋아하는이러한설계기준과동해석기법은구식으로간주되고있고, 개념적으로완전히잘못될수있다. 이러한지진계수와등가정적해석기법을적용한내진해석및댐설계방법은국제대댐회 (ICOLD; International Commision on Large Dams) 의 Bulletin 72, 대댐의내진설계변수들 (Seimic design parameters for large dams (ICOLD 2010)) 에서댐은최대가능지진 (maximum credible earthquake) 에의한지반운동에저항할수있어야한다고기술하였던 1980년대후반까지광범위하게사용되어왔다. 오늘날우리는댐이지반진동 (ground shaking) 영향하에있을때적용되는내진설계기준과, 동적해석기법이필댐과콘크리트댐의비선형적지진응답계산을허용하는방향으로개발되어왔다는분명한개념을갖고있다. 그러나최근발생한 1999년 Chi-Chi 지진 ( 대만 ), 2001년 Bhuj 지진 ( 인도 ), 2008년 Wenchuan 지진 ( 중국 ), 그리고 2011년 Tohoku 지진 ( 일본 ) 과같은댐에피해를주었던강진사례들로부터지진이지반진동, 댐기초부및저수지단층대의이동, 암반붕락, 산사태, 산사태로인한댐들, 액상화, 저수지에서의물의파동등복합적인위해요소들을야기할수있음을발견하였다. 댐안전에대한개념또한변화하였는데, 이는이어지는장에서거론하는바와같이내진안전성에영향을미쳤다. 과거에는댐안전이주로구조적안전에관련되었으나, 오늘날댐안전은구조적안전성, 댐안전의모니터링, 기능수행의안전성, 비상대처계획등을포괄하는개념이되었다. 그러한포괄적인댐안전의개념은대형저수댐에필요한개념이며, 공공의댐안전기관은그러한사항들을강제할필요가있게되었다. 불행히도그러한기관들은다수의국가에서여전히부족한실정이다. - 13 -
구조적안전은국제적으로받아들여지는가이드라인, 즉홍수위험, 지진위험, 침투수, 그리고부지고유 (site-specific) 의위험과프로젝트고유의위험을포함하는자연적으로또는인위적으로조성된환경으로부터야기되는위험 (hazard) 에대한안전에대한가이드라인을따라댐을설계하는것을의미한다. 최근에는지진에대한위험이댐산업에서한층더중요하게되었다. 대댐의내진설계와시공및기타사회기반프로젝트에있어다음과같은사항들을고려해야만한다. -부지고유의지진위험해석및적절한지진해석기법의선택에기초한각기다른설계지진들의지반운동변수선택 -댐의내진설계에대한개념적이면서상세한추천사항들의고찰 -모든과정에서고품질시공단순히댐의동해석에만초점을맞추는것은바른방법이아닌데, 이는개념적결함을가진댐을단지복잡하고정교한동해석을수행함으로서강진시댐의성능을잘유지하도록만들수는없기때문이다. 이논문은대형저수댐들에대한내진설계와안전성을전반적으로다룬다. 특히 2010년 ICOLD에의해승인되었던댐의내진설계기준을소개한다. 이논문은저자의이전발표자료들에기초하고있다 (Wieland 2003; Wieland 2006; Wieland 2011, ICOLD 2001; ICOLD 2010). 2.2.3 지진위험 : 대댐의복합적위험 (Multi-Hazard) 최근주요지진들은많은다른면에서대댐에영향을미치는복합적인위험을보여주고있다. 즉, -댐, 부속구조물과설비, 기초에진동을일으키는지반진동 -구조적뒤틀림을유발하는주변의강진시활성화될수있는주요단층대근처의댐기초부불연속면이나댐기초에서의단층운동 -저수지물의파동또는여유고부족을유발하는저수지하부단층의변위 -수문, 여수로피어 ( 균열 ), 옹벽 ( 전도 ), 발전소 ( 균열및관통 ), 기전설비, 수압관, 조차장, 송전선로등에피해를유발하는암석붕락 -순간적인충격파와댐의월류를일으키는대량토괴의저수지로의이동 ( 산사태와붕락 ) -강을막고산사태댐과호수를형성시키는대량토괴의이동, 붕괴시하류부유입식발전소의월류또는발전소및기전설비의범람을초래하게됨 -댐부지및부속구조물로의접근로를가로막는대량토괴의이동 -액상화또는지반의조밀화로인한지반변형과침하로댐및부속구조물등에뒤틀림을일으키는것 - 14 -
위에열거한대부분의위험은 2008년 5월 12일, 중국 Wenchuan 지진시관찰된현상들이었다. 저수지표면물의파동, 장기적저수지의진동, 탁류, 쓰나미와같은다른효과들은위에서열거한댐의내진안전성위해요소들보다는일반적으로덜중요하다. 2011년 3월 11일, 일본 Tohoku 지진시 ( 규모 9.0) 기록된저수지에서의최대파고는 0.5m 미만이었다. 이러한표면파는바람에의한파와견줄만한크기이다. 담수하는동안또는대형저수지의최초 1년의운영기간동안저수지유발 (reservoir-triggered) 지진 (RTS) 이저수지지역의활성단층또는단층의강도와가까운높은텍토닉응력을가진단층의존재와연계하여발생할수도있다. 통상적으로댐기술자들은지반진동에초점을맞추고있고, 다른지진위험은소홀히하는경향이있으나, 몇몇댐들에대해서는지반진동외의위험요인들이지반진동보다훨씬심각한결과를초래할수도있다. 그러한위험을무시한결과들은그러한사항들이설계에서고려되지못했기때문에심각할수있으며, 따라서댐은이러한위험에대해취약할수있다. 그러므로, 모든가능한위험을함께분석하는일이필요하다. 이러한일은각댐프로젝트에대한위험매트릭스 (hazard matrix) 를준비함으로서가능한데, 이는각각의구조물, 구조물요소와구성항목들에대해다른지진위험을열거함으로서시행가능하다. 각각의구조물과관련지진위험들에대해설계대책이주어져야한다. 지반진동에종속된대형토목구조물들은지반진동에대한보호공법이내진설계에서주어져있다. 그러나중요한기전설비와작은구조물등도강진이후에제기능을발휘해야하므로, 기초격리 (base isolation) 또는다른형태의감쇠메커니즘 (damping mechanisms) 이적절한해답이될수있다. 더나아가손상되거나파괴된요소들의결과도평가해야하는데, 이는수압관파괴, 화재등으로인한홍수와같은이차재해를유발할수있기때문이다. 지반진동은모든토목구조물들 ( 지상과지하 ) 과대댐의유체-기계및전기-기계설비에동시에영향을미친다. 반면에위에서열거한다른지진위험들은오직특정한형태의구조물이나설비에만영향을미친다. 예를들어, Wenchuan 지진과같이산악지형의진앙지에서는발전시설의설계에서과소평가하였던대량토괴의이동이주요한위험이었다. 또한건설장비와자재들이몇몇댐부지에수개월간운송되지못했는데, 이는접근로가암석붕락에의해가로막혔기때문이다. 그러므로손상된댐은복구되거나안전한상태로바뀌기전에지진발생후수개월동안안전한상태로유지될필요가있다. - 15 -
2.2.4 대댐의통합적안전개념 대형저수용량댐과사회기반시설프로젝트에대한총괄적인안전개념의주요목표는 (1) 모든위험을최소화하는것과 (2) 잔존해있는위험을가능한최적의방법으로다스리는것에있다. 이러한두가지목표를달성하기위해서는포괄적인댐안전개념이필요하다. 주요안전에관한문제는댐의붕괴와홍수에따른저수지물의통제불가능한방류 ( 로인한인명손실, 경제적피해, 환경적피해등 ) 에있으며, 이는일반적으로댐에대한경제적피해를초과한다. 그러므로, 댐의지진위험평가에대해서는저수지가만수조건일때가해석에고려되어야하는핵심적인조건이된다. 댐의내진안정성은다음네가지요소를포함한다. (1) 구조적안전 : 지진력에손상없이저항할수있는강도, 비탄성변형에의한높은지진력을흡수할수있는능력 ( 콘크리트댐에서조인트와균열의열림, 기초암반에서의조인트움직임, 축조재료의비탄성변형특성 ), 안전성 ( 활동과전도에대한안전 ), 최신기술에따른댐의설계등 (2) 댐안전모니터링 : 댐과기초의강진계측, 지진후육안관찰및검사, 데이터분석과해석, 지진후안전성평가등 (3) 운영적안전성 : 지진후단계에서의규칙및운영가이드라인, 경험있고자격있는직원등 (4) 비상대처계획 : 수위경보, 홍수지도및대피계획, 강진이후댐과저수지로의안전한접근, 강진후저수지수위를낮추는능력, 공학적백업등일반적으로강한지반진동에저항할수있는댐은다른형식의정적, 동적인문제에대해서도잘성능을발현할것이다. 위의리스트로볼때내진설계는포괄적인대댐의안전개념에서단지한가지요소에불과함을알수있다. 댐의지진거동에대해서는이미많은노하우가존재한다. 이러한정보는전적으로댐관련커뮤니티가사용할수있어야한다. 설계단계에서댐을지진시에도잘성능을발현하도록만드는것이나중에그것을업그레이드하는것보다여전히훨씬경제적이다. 어떤사람들가운데에는과거에반복적으로이미만들어졌던비슷한설계를사용하는것이안전한방법이라는모종의확신을갖고있다. 그러나우리는 (1) 과거에반복적으로채택되던잘못된설계는다음차례에똑같은방식으로실행될때바르지않게될수있으며, (2) 극한하중에저항하기위한구조물의설계는결코실제시험되지않았다는사실을인지해야한다 (Wieland 2006). - 16 -
2.2.5 대댐과부속구조물의내진설계기준 다음의설계지진 (design earthquakes) 들은대댐프로젝트의각기다른시설물들의내진설계를위해필요하다. -최대가능지진 (MCE;Maximum CredibleEarthquake):MCE 는지진역사와해당지역의지진구조적 (seismotectonic) 환경에근거하여댐부지에서예상되는최대지반운동을발생시키는지진이벤트이다. 결정론적지진시나리오로부터추정된다.ICOLD (2010) 에따르면 MCE 의지반운동파라메터들은 84%-tile( 평균 +1* 표준편차 ) 로취해야한다. -최대설계지진 (MDE;Maximum DesignEarthquake): 대댐에서 MDE 의재현주기는 10,000 년에해당한다. 경미하거나제한된피해가능성을가진댐에대해서는보다짧은재현주기도가능하다.MDE 지반운동파라메터들은확률론적지진위험평가 (PSHA;probailistic seismic hazard analysis) 에의해추정된다. ICOLD (2010) 에따르면,MDE 는지반운동파라메터들의평균값을취해야한다. 단일지진원 ( 단층 ) 이주지진위험인자라면, 표준위험스펙트라 (uniform hazard spectra) 를내진설계용으로사용할수있다. 그밖의경우지진위험의분할 (deaggregation)( 규모대진원거리 ) 을통해각기다른시나리오지진들이정의될수있다. -안전성평가지진 (SEE;SafetyEvaluationEarthquake):SEE 는댐이저수지물의조절불가능한방출없이저항해야만하는지진지반운동으로정의된다. 주요한댐들의경우 SEE 는 MCE 나 MDE 지반운동중에취할수있다. 일반적으로가장불리한지반운동파라메터들로취해진다.MCE 를현실적으로평가하는것이불가능하면,SEE 는최소한 MDE 와같도록해야한다.SEE 는안전성평가와댐의내진설계, 그리고안전과관련된요소들에대한지배적인지진지반운동이며, SEE 후에도댐은기능을수행해야만한다. -설계기반지진 (DBE;Design BasisEarthquake): 재현주기 475 년에해당하는 DBE 는부속구조물에대한참고용설계지진이다.DBE 지반운동파라메터들은 PSHA 로부터추정된다.DBE 지반운동파라메터들의평균값을취할수있다.( 참고로 DBE 의재현주기는해당프로젝트지역의빌딩과교량에대한지진코드와법률에대응하는값으로결정할수있다.) -기능기반지진 (OBE;OperatingBasisEarthquake):OBE 는댐의생애주기동안발생할것으로예측되는지진이다. 사용성에있어손상을입거나기능손실을초래해서는안된다. 그것은 100 년의운용기간동안 50% 정도의발생확률을갖는경우이다. 재현주기는 145 년으로취해진다 (ICOLD 2010).OBE 지반운동파라메터들은 PSHA 로부터추정된다.OBE 지반운동파라메터들의평균값을취할수있다. -시공지진 (CE;ConstructionEarthquake):CE 는코퍼댐과같은일시적구조물 - 17 -
의설계에사용되며, 일시적구조물의기능수행기간동안고려되는지진이다. 이설계지진을산정하는방법들은각기다르다. 일시적인유수전환시설에대해서는초과확률 10% 를가정하여유수전환시설의설계수명기간동안적용한다. 다른한편으로는유수전환시설의 CE 재현주기는유수전환의설계홍수량의재현주기와같게취할수있다. MDE,DBE,OBE,CE 지반운동파라메터들은일반적으로확률론적접근법 ( 지반운동파라메터들의평균값을추천함 ) 에의해결정되는반면,MCE 지반운동의경우는결정론적지진시나리오 ( 지반운동파라메터들의 84%-tile 을사용해야함 ) 를적용한다. 그러나 MDE,DBE,OBE,CE 또한결정론적시나리오를적용해정의할수도있다. 만약저수지유발지진 (RTS; reservoir-triggered seismicity) 이잠재되어있다면, DBE와 OBE 지반운동파라메터들은저수지담수개시후수년이내로일어날가능성이있는그러한이벤트들을고려하여중요한또는가장일어날가능성이있는 RTS 시나리오를고려한파라메터여야한다. 각기다른설계지진들은다음의지진파라메터들로특징지울수있다. -수평및연직지진성분의최대지반가속도 (PGA;PeakGound Acceleration) - 보통 5% 감쇠비에서수평및연직지진성분의가속도응답스펙트라 (acceleration responsespectra) 로서다시말해확률론적지진위험해석 ( 평균값 ) 에서얻어진 CE,OBE,DBE,MDE 와각각다른감쇠 (atenuation) 모델들을이용한결정론적해석으로부터얻어진 MCE 에대한가속도스펙트럼 84%-tile 값에대한표준위험스펙트라 (uniform hazard spectra) -임의의프로세스 (random process) 또는계측된지진지반운동을스케일링하여결정된 MCE 지반운동의수평및연직성분에대한스펙트럼에상응하는 (spectrum-compatible) 가속도시간이력단층대의운동이있는경우, 유사한추정을지반진동에대해할필요가있다. 댐기술자가각각다른형태의설계지진들에대해단층대의움직임을정량적으로추정하는것은상당히어려울수있다. 댐의내진설계에있어지반운동파라메터들이사용되어져야하는데, 지구물리과학자들이느끼기에물리적으로올바르다고생각하는특성들, 즉강진의지속지간, 근거리장 (near field), 그리고방향성효과 (directivity effect) 와같은특성들을꼭가질필요는없다. 그러나댐기술자는비록적용하는하중모델이실제지진지반운동의속성과완전히일치하지않는다하더라도안전한설계를가능케하는간편화된하중과해석모델을사용해야할것이다. - 18 -
2.2.6 내진성능기준 (Seismic Performance Criteria) ICOLD (2010) 에따르면댐체와안전에관련된시설물과구조물들에대한성능기준은다음과같다. -댐본체 OBE: 댐의운영에영향을주는구조적인피해 ( 균열, 변형, 누수등 ) 혹은저수지가허용할수있는수준을넘어서는피해가없어야함 -댐본체 SEE: 댐의안전이보장되는한구조적피해 ( 균열, 변형, 누수등 ) 는허용이되지만, 댐하류지역에홍수를일으킬수있는저수지물의통제불가능한대량방출은없어야함 -안전관련구조물과설비들 (safety-relevantcomponentsandequipment)obe: 이구조물과설비들은 OBE 동안과후에도온전한기능이보장되어야하며, 뒤틀림은허용되지않음 -안전관련구조물및설비들에대한 SEE: 구조물과설비들의적절한기능에영향을주지않는다면경미한뒤틀림이허용됨성능기준은 SEE의정의와연결되어있다. 예를들어사면활동에대한안전율이 1.0보다큰조건이재현주기 2500년에해당하는 SEE에대해필요하거나 ( 독일 ), 재현주기 5000년에상응하는 SEE에대해콘크리트댐의수문 (water stops) 이피해를입지않아야한다. ( 중국 ). 이러한조건들은 ICOLD (2010) 에서제시된것보다더엄격한것이며, 이는특히최대지진지반운동파라메터들이이미재현주기 10,000년이내이벤트들에도달한높은지진대지역에서적용되었다. 안전에관련된구조밀및시설물은하부방류부 (outlets) 와여수로, 그리고모든관련된설비 ( 주로수문 ), 조작패널, 전원공급장치, 소프트웨어등이며, SEE 지진이후저수지수위를낮추고조절이가능하여야한다. 피해를입은댐의보수는어느정도시간이필요하기때문에지진후에도보통재현주기약 200년빈도홍수량이안전하게여전히방류될수있어야한다. 이조건은콘크리트댐에는보다작은문제가되는데, 이는극한상황에서제한된정상부월류가허용되기때문이다. 그러나월류가허용될수없는필댐의경우에는지진후에콘크리트댐보다더큰홍수량에대해검토되어야한다. 필댐에서 SEE 조건의안전기준은 (1) 여유고손실, 다시말해지진후저수지수위는댐의불투수코어상단아래여야한다. (2) 내적침식 (internal erosion), 즉지진후최소한필터와트랜지션존초기두께의최소한 50% 는유지되어야한다. (3) ( 간극수압의축적과댐제체재료의잔류강도정수를고려한 ) 사면의활동에대한안전율은지진후 1보다는커야한다. 두번째기준은또한댐기초가강진시이동이발생할수있는단층대나불연속면에축조된중심코어형락필댐에적용한다. 더욱이그러한부지에서는오직보수적으로설계된중심코어형락필댐만축조되어야한다. - 19 -
2.2.7 콘크리트댐및필댐의내진설계 콘크리트댐아치댐에서내진성능에기여하는것으로생각되는몇가지설계상세사항이있다 (ICOLD 2001). 참고로부속구조물에대한내진설계가이드라인은 ICOLD (2002) 에소개되어있다. -계곡부를따라혹은계곡을가로지르는지진동성분에의해대칭과비대칭모드형태를가진댐형식의설계 -충분한억물림을갖도록수축이음을둘것 -기초지반을따라지속적인압축력의관리 -높이에대한정상부길이의비를제한하기 -양호한배수시스템의설계와유지 -부착강도와인장강도를극대화하기위한잘준비된리프트표면의제시 -적절한굴착과그라우팅으로기초암반의압밀과동적인저항성을향상시킬것 -정상부에서높은동적인장응력을줄이기위해정상부폭을증가시킬것 -정상부강성에효과적으로기여하지않는댐상부의불필요한부분을최소화할것 -초기발열에의한인장응력과건조수축균열을최소화하기위해콘크리트포설온도를낮게관리할것콘크리트중력식댐과버트리스댐의내진성능을향상시키기위한구조적특성은본질적으로아치댐의경우와동일하다. 중력식댐과버트리스댐의하류부사면표면에서의손상은보통지진에서국부적인응력집중과균열을제거하기위해피해야한다. 버트리스의웨브는계곡부를가로지르는지진으로부터의피해를막기위해충분히커야한다 (massive). 콘크리트댐의동적인거동을지배하는주요인자는감쇠 (damping) 현상이다. 강제 (forced) 및자유 (ambient) 진동실험에서얻어진구조적감쇠비는놀랄만큼낮다. 다시말하자면가장낮은진동모드의감쇠비는임계감쇠의 1에서 2% 정도수준이다. 이러한현장측정값에서기초와저수지의방사감쇠 (radiation damping) 효과는이미포함되어있다. 댐-기초-저수지시스템의선형탄성동적상호작용해석 (linear-elastic dynamic interaction analyses) 은가장낮은진동모드에대해약 10% 의감쇠비 ( 구조적 (structural) 및방사 (radiation) 감쇠 ) 와대형콘크리트댐의높은모드에대해보다높은값을제시하였다. 결과적으로아치댐에서저수지를비압축성으로가정하고기초지반과의동적상호작용효과가기초유연성 (flexibility) 으로만표현되는 ( 매스없는기초로 ) 5% 감쇠조건으로해석을수행한결과에비해모든동적상호작용효과가고려되었을경우최대동적인장응력은 2배에서 3배까지작을것이다. 불행하게도콘크리트댐의내진해석에서큰감쇠비를적용하는것을합리화할수있는관측자료나증거는부족한실정이다. - 20 -
더욱이대형콘크리트댐이 SEE 동안비선형거동 ( 조인트의열림과닫힘 ) 을나타낼거라는측면에서선형적댐-저수지-기초지반상호작용모델은적용성이떨어진다. 그러므로 SEE 지반운동을추정하는작업의불활실성측면에서다른정보나데이터가활용가능하지않을때대형아치댐에대해최대 5% 의감쇠비를, 중력식댐에대해 7% 미만의감쇠비를사용할것을제안한다. 필댐필댐의내진설계는 (1) 강진시필댐의거동과동하중하에서흙과락필의거동을관찰한결과에주로기초하는개념적 ( 경험적 ) 기준과 (2) 각각다른형태의설계지진들, 즉 OBE와 SEE에대한댐의지진해석결과에근거를두고있다. 일반적으로다수의지진들, 최소한셋이상을적용하여해석해야한다. 동적해석의근거로서댐제체의다단계축조와저수지담수, 그리고가능하다면침투류해석을지진지반운동전에우선적으로수행하는정적해석이선행되어야한다. 필댐에대한내진설계및시공기준은다음과같다 (ICOLD 2001). -기초는매우조밀한층또는암반까지굴착해야한다. 대안으로는액상화나강도손실을막기위해느슨한지반재료를조밀하게만들던지, 제거하고고다짐의지반으로대체해야한다. -강진시심각한간극수압을축적할수있는제체재료는사용하면안된다. -모든제체존은지진시과도한침하가발생하지않도록철저히다짐해야한다. -모든필댐, 특히균질한댐들은지진으로인한종방향균열 (transversecracking) 에서발생가능한침투수를차단하기위해, 그리고균열을일으킬수있는이벤트후에도불포화상태로제체존이남아있도록우수한성능의내부배수존을두어야한다. -필터는축조재로부터기초지반으로의파이핑을방지하도록파쇄된기초암반에설치되어야한다. -폭이넓은필터와배수존을사용해야한다. -상류와하류부트랜지션존은 자정능력이있어야 (self-healing)' 하며, 입도분포가또한코어내균열을치유할수있어야한다. -지진시발생할수있는침하와토체의이동등으로인한저수지물의파동에대처하기위해충분한여유고를갖추어야한다. -정상부균열이발생할수있으므로지진시발생가능한종방향균열을통한긴침투유로형성을위해보통보다는정부폭을넓게두어야한다. 필댐에동하중이작용시가장위험한결과의하나는기초지반, 또는포화된세립질비점착성또는다짐이불량한재료를포함하는제체존의액상화이다. 강한지반진동시필댐의동적거동은서로다른지반재료들의변형특성의지배를받는다. 큰저수용량의댐들은지진으로인한영구변형량을계산해야한다. - 21 -
동해석에기반한큰입경의락필댐들의영구침하량계산은여전히매우개략적인데, 이는대부분의동적실험이일반적으로 5cm 미만의최대입경을사용하여이루어지기때문이다. 이것은특별히락필댐과댐에큰암석입경을가진댐들에서, 조립질암석들을포함하는쉘재료들이시공당시에충분히다져지지않았다면문제가된다. 다짐이불량한락필은강한지반진동시큰침하량을보이겠지만, 강진에는비교적잘견딜수있다. 동적지반물성에관한정보를얻기위해서는대입경샘플을통한동적단순전단또는삼축실험이필요하다. 이러한실험은대부분의락필댐에서비용면에서비싸다. 하지만문헌에서소개된락필재료의동적거동에관한정보또한드물기때문에, 침하량예측은민감도분석과공학적판단이필요한작업이다 (Wieland 2003). 댐부지가활성또는잠재적으로활성단층대나불연속면기초지반에위치할경우, 강진시이동할위험이있기때문에, 보수적으로설계된중심코어형락필댐만시공되어야한다. 2.2.8 최근지진에서의교훈 2011년 3월 11일발생한 Tohoku 지진시, 18.5m 높이의 Fujinuma 필댐이붕괴하여홍수파로인해 8명이사망하였다. 이것은지진에의해발생한댐붕괴로사망자가발생한첫번째사례가되었다. Fujinuma 댐은 1949년완공된흙댐으로저수지저수용량은 1.5 Mm3이었으며지진당시거의만수상태였다 (Matsumoto et al. 2011). 강한지진은넓은면적에영향을주며, 많은댐들이강한지진동에노출된다. 이것은특별히 Wenchuan 지진과 Tohoku 지진에대해사실이다. 다른형식의댐들이피해를입었다. Wenchuan 지진시에는댐과부속구조물들의설계에서고려하지않았던지반재료들의대량이동 ( 주로가파른계곡부에서의붕락 ) 과산사태호수 (landslide lakes) 가새로운위험요소가되었다. 게다가전례없이많은수의댐과강의발전소들이이지진으로영향을받았다. Wenchuan 지진은댐및여수로, 부속구조물들이강진의복합적인영향들에견딜수있어야함을확인하는계기가되었다. 특히다음과같은항목들이중요하다 (Wieland and Chen 2009). -강진후에는댐부지에서의지진위험과내진설계가이드라인이재평가, 재검토되고개정되어야한다. -산악지역에서는지반재료의대량이동을예측할수있어야하며, 이는수개월까지도지진후댐에대한접근을방해하고, 암반붕락은부속구조물과수리역학적설비에심각한피해를입힐수있기때문이다. -지진위험은몇몇부지고유의특성을가지며, 이는신규댐의설계또는기존댐의안전성평가에서고려되어야한다. - 22 -
-안전에관련된수문과수문구조물들은강진후에도운영가능해야한다. -콘크리트차수벽형석괴댐 (CFRD) 의콘크리트차수벽은큰평면상응력때문에강한지진동에취약하다. 이러한위험성은콘크리트슬래브의철근보강과더불어조인트의충분한폭과상세설계를통해상당히경감될수있다. -대부분의대댐에서지진관측 ( 계측 ) 은여전히부족한실정이다. -사면에대한내진안전성을평가하는방법은향후더개발이필요하다. -강한지진이발생할때마다과거댐기술자들이간과했던새로운양상들이나타난다. 2.2.9 기존댐의내진안정성평가 기존댐의안정성평가가필요한두가지경우가있다 (Wieland 2006). -강한지진이발생하고계측결과댐에서강진기록을보여주고, 지진후점검결과약간의피해를발견하였을때 -내진설계기존이나내진성능기준이바뀌었거나새로운개발성과들이 (a) 지진위험평가 (seismichazardassessment) 에서,(b) 지진해석기법에서, 또는 (c) 재료의동적거동측면등에서발생하였을때따라서댐의생애주기동안몇차례의내진해석이필요하게된다.ICOLD 가댐에대한내진설계기준가이드라인을편찬한 (ICOLD 2010)1989 년이전에축조된대부분의댐들은내진설계기준과동해석기법을이용하여설계되었었는데, 오늘날에는사실상거의쓸모가없는것으로여겨지며, 이러한댐들의내진안정성을재평가하는작업이필요하게되었다. 그러한재평가는몇몇국가들에서완료되었거나수행중에있다. 그러나궁극적으로는모든시간이지나고있는댐들을현대적인내진설계기준과동해석기법을적용하여검토해야만한다. 2.2.10 결론 댐프로젝트에서지진위험은종합적인위험이다. 댐에대한모든내진가이드라인에서지반진동은주요위험요인으로간주된다. 다른지진위험인자들은지반운동보다는덜엄격하게인식되거나무시되어왔다. 대부분의댐형식에서댐기초부 (footprint) 단층대의움직임은가장중요한지진위험요소이다. 만약다른부지를선정할수없다면보수적으로중심코어형락필댐 ( earth core rockfill dam) 으로설계하는것이유일한해답이다. 댐은본질적으로지진에대해안전하다고볼수없다. 그러나댐및부속구조물들의설계와시공을강진효과에안전하게저항할수있도록하는기술은가능하다. 콘크리트페이스락필댐 (concrete face rockfill dam) 의콘크리트슬래브는만약 - 23 -
단일구조물로서작용한다면지진으로인한침하와큰평면응력에민감하게된다. 열린조인트 (open joints) 는락필재료와콘크리트의큰부등변형거동에서기인하는이러한응력들을거의해소해줄수있다. 1989년이전에축조된대부분의댐들에대하여 ICOLD가편찬한댐의내진설계기준 (ICOLD 2010) 은 SEE 지반운동에대해서는검토하지못하였었다. 따라서이러한댐들의지진에대한안전성은알려져있지않으며, 따라서일부댐들은오늘날의내진안전성기준을만족시키지못한다고가정되어야한다. 그러므로노후된댐들의소유주는댐의내진안전성검토시고려하여야한다. 오늘날우리는아래사항들을인식해야한다. -낮은지진대에서보통지진대지역에서조차지진하중의사례는대부분의대댐들에대한임계하중 (criticalload) 으로변화해왔다. -내진설계기준과설계개념의변화로인해대댐의긴경제적생애주기동안여러차례의내진안정성검토를수행할필요가있다. -강한지반진동시대댐의거동에대한우리의지식수준은아직도매우제한되어있으며, -댐에영향을미치는각각의파괴적인지진은새로운특징을보여주고있으며, 그특성들은최근까지도많이간과되어왔다. 2.3 FEMA 댐내진기준 2.3.1 제정배경 본절에서는국제적으로저명한미국 FEMA에서발간한댐의내진해석과설계개정본내용을중심으로요약하여관련기술자들의이해를돕고자하였다. 원출처는 FEMA 65, Federal Guidelines for Dam Safety: Earthquake Analyses and Design of Dams, 2005를참고할수있다. 미국의댐안전법제화움직임은 1977년 4월, 당시 Carter 대통령이연방정부차원에서댐안전활동을검토하라는지시서한을공포하면서부터공식적으로시작되었다. 이에따라 1979년 Interagency committee on dam safety (ICODS) 의활동으로연방관할댐소유기관에대한첫번째가이드라인을내용으로담게되었다. 댐안전에대한연방가이드라인 (Federal Guidelines for Dam Safety) 은연방정부나연방정부에의해통제를받는댐소유주에게엄격한안전에관한표준을제시하였다. 이가이드라인은댐을안전하게관리하는방법과절차를정하고있으나, 기술적인표준을제시하려는의도는아니었다. - 24 -
이댐안전가이드라인을보충하기위해 ICODS는비상대처계획 (emergency action planning), 내진평가와댐의설계 (earthquake analysis and design of dams), 댐의설계유입홍수량산정 (accommodating inflow design floods for dams), 그리고용어정의등을작성하여승인받았다. 이러한일련의편찬활동은가장최근의지식과경험을담고있으며, 댐안전과관련한최신의중요한기술적측면들을구속력있게제공하였다. 1994년 ICODS 소위원회는이러한가이드라인들을새롭게직면한도전과정부기관과사용자들간의일관성을확보하기위해개정작업을시작하였다. 추가적으로 ICODS 소위원회는댐의위해잠재요소분류체계 (hazard potential classification systems for dams) 에관한새로운가이드라인을개발하였다. 1996년국가댐안전법 (National Dam Safety Program Act) 이 Public Law 104-303으로통과되었고, 1998년새로편성된가이드라인개발소위원회는비상대처계획 (FEMA 64), 유입홍수량산정 (FEMA 94), 그리고위해요소분류체계 (FEMA 333) 에관한가이드라인을개정하였다. 2002년국가댐안전과안보법 (National Dam Safety and Security Act) 으로의개정에따라, 이전의 ICODS 소위원회는국가댐안전검토위원회 (National Dam Safety Review Board; NDSRB) 라는이름으로재결성되었다. 2004년에는이전소위원회의계속된작업을완결하고, 용어정의 (FEMA 148) 와내진평가및댐설계 (FEMA 65) 에관한개정을마무리했다. FEMA 65에서는설계나안전성평가목적의설계지진하중을정하는일과신규댐설계를위한내진성능평가, 또는기존댐 ( 기존댐변경포함 ) 내진성능평가이행에관한일반적지침을다루고있다. 따라서구성주요내용은다음과같이이루어져있다. - 설계지진하중, 또는안정성평가지진하중의선택 - 지반운동의특성 - 댐과기초지반의내진성능평가 - 지진하중에대한구조적안전성 (structural adequacy) 의평가 2.3.2 설계및안정성평가지진 용어정의댐의내진설계나안정성평가해석을위해적용되는지진은최대가능지진 (MCE; maximum credible earthquake), 최대설계지진 (MDE; maximum design earthquake) 또는안정성평가지진 (SEE; safety evaluation earthquake), 그리고기능수행지진 (OBE; operating basis earthquake) 등다양한용어에의해정의된다. - 25 -
-최대가능지진 (MCE) MCE 는알려진단층또는특정지진구역이나현재지반 (tectonic) 운동틀안에있는지점내에서발생가능한최대규모의지진이다.MCE 에서얻어진지진하중은종종캘리포니아의 SanAndreas 단층과같이놓은재현주기단층에대한확률론적기법을초과하게된다. -최대설계지진 (MDE) 또는안정성평가지진 (SEE) 이지진은구조물이설계되거나평가되기위한최대수준의지반운동을발현하는지진으로정의된다.MDE 나 SEE 는 MCE 와같게설정하거나상황에따라서 MCE 보다낮게설정할수있다.MDE 나 SEE 의크기를설정하기위한고려사항으로는댐의위해요소분류등급 (FEMA 1998), 해당프로젝트기능의중요성, 그리고시설물이정상운영으로돌아오기까지소요시간등을들수있다. 일반적으로 MDE 나 SEE 에대한성능필요조건은어느정도심각한피해와경제적손실을허용하더라도저수지물의불가항력적인유출과같은심각한붕괴없이댐시설물이기능을유지하는것이다. 만약댐이중요한상수원저수지를갖고있다면, 예상되는피해는허용가능한시간내에기능을복구할수있는수준으로제한되어야한다. -기능수행지진 (OBE) OBE 는댐의사용연한내에합리적으로발생할수있는지반운동을야기하는지진으로정의된다. 관련된성능필요조건은기능수행에지장이없을정도의전혀또는거의피해가없는수준을유지하는것이다.OBE 의목적은피해로인한경제적손실또는사용성손실을방지하는것이다. 그러므로,OBE 의재현주기는경제적인고려에기반하게된다. 2.3.3 지진구조적 (Seismotectonic) 연구수행 지진구조적연구지진구조적연구는해당부지의지질학적, 지진학적역사를평가한다. 지진의근원지를규명하고각각의근원마다최대지진가능성을결정하며, 규모-재현주기관계식을개발하고, 지진감쇠 (attenuation) 연구에관한정보를제공한다. 고려할사항지역별에서특정부지별로지진구조적연구에대한수많은고려사항들이있다. 이주제에관하여추천할만한참고문헌으로는 Bureau of Reclamation (Reclamation 1993), U.S. Committee on Large Dams (USCOLD 1999), U.S. Geological Survey (Hays 1980) 등이있다. 주된고려사항으로는지역적인구조적환경 (regional tectonic - 26 -
setting), 역사지진 (historic seismicity), 국부적부지지질 (local or site geology), 지진 감쇠 (seismic attenuation), 저수지로인한지진 (reservoir-induced seismicity) 등을들수 있다. 최대설계지진과안정성평가지진의선택 일반사항부지지반운동을결정하기위한부지고유의해석을수행하는일반적인두가지방법이있다 (Reiter 1991). 일부경우에각기다른요인들이구조물의응답에따라각기다른구조적요소들에대한설계를지배하기도한다. 예를들어여수로구조물의피어는근처의보다작은이벤트에의해지배되는반면, 높은필댐이액상화에종속된경우와같이거대한구조물은보다먼거리의원인 (source) 에의해지배될수있다. a. 결정론적지진위험분석 (DSHA; deterministic seismic hazard analysis) DSHA 기법은부지근처의알려진지진소스와활용가능한역사지진및지질데이터를사용하여해당부지에서의분명한단일이벤트또는지반운동모델을생성한다. 전형적으로해당부지에서가장큰지반운동을야기하는하나혹은다중지진은부지에대한규모와위치에의해정의된다. 일반적으로지진은해당부지에가장가까운소스에의해발생하는것으로가정한다. 부지지반운동파라메터들 ( 최대지반가속도 ; PGA, 최대지반속도, 스펙트럼강도, 강진지속시간 ) 은규모, 소스에서부지까지의거리, 부지조건등에대해감쇠관계와이론적모델을적용하여각소스에대해결정론적으로추정된다. b. 확률론적지진위험분석 (PSHA; probabilistic seismic hazard analysis) PSHA 기법은 DSHA 요소들에더하여주어진규모에서지반운동이발생할확률에대한평가를추가한다. 각각의중요한지진소스에대한다근규모지진의발생확률또는발생빈도와본질적인불확실성을해석에서직접적으로고려한다. 소스의어떤부분에서 ( 부지에서최단거리를포함하여 ) 각각의규모지진의발생가능성은직접적으로 PSHA에포함된다. PSHA의결과는구조물의사용기간동안주어진파라메타수준이나주어진재현주기를초과하는확률에근거하여설계지진지반운동파라메터들을선택하는데에사용된다. PSHA 기법의결과는또한규모와거리 ( 혹은특정지진소스들 ) 의어떤조합이위험에가장큰영향인자인지를식별하기위해서도사용된다. 이러한지배적인지진의식별은시나리오또는 DSHA 해석에적용될수있다. - 27 -
최대가능지진의결정각각의가능한지진소스에대한 MCE는지진구조적연구 ( 부지고유의조사또는문헌연구 ) 결과에기초한 DSHA에의해설정된다. MCE는규모에의해주로정의되지만, 일부경우에는진앙에서의 Modified Mercalli Intensity, 거리, 그리고진원깊이로정의되기도한다. 지진의재현관계식은중요한지진소스에대해서설정되어야만한다. 댐부지에서최대가속도가아닌긴지속시간의지진을고찰해보는것또한중요하다. 액상화에종속된제체나기초지반의경우이러한긴지속시간을가진지진이지배적인이벤트가될수있다. 최대설계지진또는안정성평가지진의선택최종적인 MDE의선택은댐이심각한피해나경제적손실이비록발생하더라도저수지의불가항력적인유출과같은중대한파괴없이 MCE에저항할수있는지를고려해야한다. 고위험댐에서 MDE는통상적으로지배적인 MCE와동일하게산정된다. MDE 지반운동을결정하기위한효과적인방법으로서결정론적인지진위험분석과확률론적인분석을함께규합하는것이좋다. 확률론적해석은부지지반운동의다른수준을초과하기위한확률이나재현주기를평가하도록해준다. 이러한정보는결정론적해석을보완하는데에사용될수있다. 예를들어, 확률론적해석결과는평균 (mean) 또는평균 + 표준편차또는지반운동의보다큰추정값이결정론적지반운동해석으로부터얻어진 MDE에대해충분히낮은초과확률또는길게예측된재현주기를달성하도록해주는지를결정하는데에도움을준다. 기능수행지진의선택 2단계수준의설계지진인 OBE는기능성의관점에서프로젝트에대한원하는보호수준에대응하는지반진동의최대수준을나타낸다. 고려해야할점으로는지진으로인한구조적, 공학적피해와기능상실등이다. OBE는일반적으로 PSHA로부터결정된다. 2.3.4 부지지반운동의정의 (characterizing) 일반사항지진지반운동은최대지반가속도, 최대지반속도, 최대지반변위, 지진동의지속시간, 응답스펙트럼값, 하나혹은그이상의가속도자료등과같은파라메터들에의해설계와해석, 또는평가용으로정의될수있다. 지반운동의스펙트럴특성은응답스펙트라 (response spectra) 의형태로나타낸다. 응답스펙트럼은구조물의설계와해석에매우유용한데, 이는설계지진에대하여구조물의존적인응답을직접적으로제공하기때문이다. 실용적으로는입력지진파로서시간이력이일반적 - 28 -
으로지반가속도의형태로제시된다. 시간이력기록은선형또는비선형시간이력 해석에적용된다. 지반운동파라메터들 일반사항 최대지반가속도, 속도, 변위는역사지진데이터, 부지고유의관찰, 규모 - 거리감 쇠관계등을사용하여추정가능하다. 감쇠관계 (atenuationrelationship) 지진소스로부터다양한거리에서의최대지반가속도, 속도, 변위값들과스펙트럴가속도, 지속시간은과거지진들로부터정보를수집해왔다. 이러한값들은에너지방출소스로부터의거리와지진규모또는다양한하부지반조건 ( 기반암, 단단한지반, 연약부지등 ) MM 진도사이의관계를개발하는데에사용되어왔다. 지진성분이전의실무에서는보통두수평방향가속도값들이같다고가정하거나, 보편적인스케일링으로실제기록에서가속도쌍을사용하였다. 최대연직가속도값은일반적으로 1/2에서 2/3 또는최대수평가속도값을취하였다. 현재실무에서는현재활용가능한연직가속도에대한감쇠관계를사용할수있게되었다. 수평지반운동에대한연직지반운동의비는지진소스에서부지까지의거리, 국부적인부지조건, 특별히관심있는주기범위등에강하게영향받는다. 근거리단층 (near-fault) 지반운동은특별한고려를필요로한다. 근거리단층지반운동에대한파쇄방향성 (rupture directivity) 은지반운동의크기와지속시간을지대하게변화시킬수있다. 단층면에직각인지반운동성분은종종단층면에평행인컴포넌트보다훨씬강하게나타난다. 최대연직가속도는또한최대수평가속도와같거나초과할수있다. 지속시간진동지속시간은구조물에피해를일으키는지반운동의가장중요한파라메터중하나로인식된다. 일부지진은짧고, 고주파수의가속도이력을갖고, 최대지반가속도가매우컸지만, 구조적피해를야기하지못했다. 피해가발생했던다른지진의경우, 낮은최대지반가속도를가졌지만매우긴지진동지속시간을나타내었다. 지속시간은액상화가일어날것인지를결정할때, 변형량을결정할때, 비선형동해석을수행할때매우중요한역할을한다. - 29 -
탄성응답스펙트라탄성응답스펙트라는표준또는부지고유의절차에의해정의될수있다. 탄성응답스펙트라는다른고유주기를갖는일련의 1 자유도시스템의최대응답들을표현한다. 응답스펙트럼의증폭은감쇠비에따라변화한다. 전형적으로 5% 에서 105 감쇠비그래프에도시한다. 10% 까지의감쇠비는일반적으로조인트개도와인장균열을통한에너지소산을보이는댐들에대해서만허용되어야한다. 응답스펙트라는지진시간이력, 소스에서부지까지거리, 부지조건에의해상당한영향을받는다. 이러한요소들은부지고유의설계응답스펙트라를만드는데에고려되어야한다. 결정론적접근응답스펙트라의결정론적추정은 1) 부지에사용할가속도이력을설정하고직접응답스펙트라를계산하는방법, 2) 응답스펙트럼을직접추정하는방법, 또는 3) 응답스펙트럼형태를추정된최대지반가속도에맞추는방법등으로가능하다. 세번째방법은매우중대한결과를가져올수있는댐에대해서는바람직하지않다. 결정론적지진위험해석에서개발된응답스펙트라는일반적으로평균 (median) 과평균 + 1 표준편차 (84th percentile) 스펙트라로제시된다. 설계를위해스펙트럼을사용할것인지에대한결정은부지고유의특성과관할기관의기준에기초해야한다. 확률론적접근부지지반운동은설계시간기간에대한지반운동초과확률의선택적인값들에대해추정된다. 이값들은또한연간빈도또는지반운동초과재현주기값으로표현될수있다. 확률론적지반운동평가는확률또는다른규모의지진의재현빈도솟에서지진위치의불확실성, 그리고불확실성을포함하고있는지반운동의감쇠등을통합하게된다. 지반운동시간이력구조물동해석시에가속도시간이력이필요할때, 그것은설계응답스펙트럼과일치하도록, 또한특정설계지진의강진지속시간을갖도록작성되어야한다. 그리고가능하면, 가속도시간이력은설계혹은안정성평가지진에대하여지진규모, 소스에서부지까지거리, 단층파쇄메커니즘 ( 단층유형, 진원깊이 ), 전파경로특성, 지역및지질학적조건등을충분히반영해야한다. 위의조건들을모두만족하는경험적인기록을찾는것은항상가능하지않으므로, 종종기존의이력을수정 - 30 -
하거나인공지진파를만드는일이필요하다. 가속도시간이력을만드는두가지일반적방법이있다. 여러개의기록들을선택하거나인공적으로만드는일, 혹은하나또는그이상의시간이력을수정하는것등이그것이다. 소스와근접한지진지반운동을모델링할때 ( 즉최소소스에서부지까지거리가 10km 이내일때 ), 시간이력은강한중간주기에서장주기펄스를포함하도록하는것이바람직하다. 이는종종가까운현장 (near field) 에서관찰되고, 일반적으로심각한피해를담당할수있는지반운동의특정특성을모델링는데에필요하다. 10km 미만의거리에서단층에직각인, 그리고평행한성분을개발하는데에있어방향성 (directivity) 의효과는매우중요하다. 2.3.5 내진해석 내진해석의형태와범위 일관성댐의내진설계또는평가에있어필요한해석의형태와범위는위해요소분류등급 ( 예. FEMA 1998), 댐기능의중요도, 지진하중의정도, 현장조건, 댐의형식과높이, 축조방법, 축조시와현재의재료물성, 그리고공학적판단에따라달라진다. 해석을위한지진자료의개발과지반운동파라메터, 현장조사에있어노력의정도와해석의정도사이에일관성이유지되어야한다. 예를들어매우정교한해석이대부분필요한것은아니며, 매우정교한구조해석을할경우엔그에상응하는현장고유의재료시험물성을사용해야하며가정값을사용하는것은타당하지않다. 점진적인해석일반적으로가장단순하고보수적인방법으로내진해석을시작하는것이대부분경제적이다. 만약구조물이지진하중에상당한저항력을갖고있어서초기해석시확실한여유폭의안전을갖고있다면더이상의해석은필요하지않을것이다. 만약추가해석이필요하다면점진적인상세해석이수반되어야할것이다. 해석방법과상관없이, 최종적인댐의내진안정성평가는공학적판단과과거경험에기초해야하며, 단순히해석결과자체만을갖고판단해서는안될것이다. - 31 -
필댐 (EmbankmentDams) 안전에대한고려어느댐이든지설계나평가시고려할첫단계는어떤식으로댐이붕괴될수있는지를이해하는일이다. 몇가지지진으로인해발생가능한필댐의파괴원인은다음과같이요약될수있다. 필댐월류 (overtopping) 필댐의내진안정성을평가하는것은직접또는간접적으로예상되는변형량의크기에따라결정되는경우가많다. 만약댐정상부가저수위표고보다낮아진다면, 월류로인한침식이댐을붕괴시킬수있다. 직접적인평가방법에의해설계지진과댐, 그리고기초지반을모델링하여변형량을평가할수있다. 또한경험적인고찰에의거한간접적인방법으로댐제체와기초의응답을예측할수도있다. 지진후안정성평가 (post-earthquake stability analysis) 또한간접적인변형량예측법으로간주될수있는데, 만약지진후안전율이높다면, 변형량은매우심각한지진하중을제외하고는 1m 정도이내로제한되어야할것이다. 변형량해석은추가적으로아래와같이논의될수있다. 변형의크기는축조재료의강도와밀접한관련이있다. 강한지진동동안, 영구변형량 ( 일반적으로작은 ) 이발생할수있는데, 이는동적응력이일시적으로활용가능한강도를초과할때마다발생한다. 포화지반에서는지진동시간극수압의증가로인한전단저항력의일부저하를빈번히초래한다. 그결과, 강도저하가없을경우에비해동적인변형량이증가하게된다. 매우느슨한수축성지반에서는과잉간극수압으로인해강도가정적배수강도값의매우작은크기로저하될수있으며, 이과정을 액상화 (liquefaction)" 라지칭한다. 만약강도저하가정적안정성유지에필요한값이하로떨어지면, 지진동이끝난이후에서조차도중력에의해유발되는매우심각한변형이발생하게된다. 이경우변형량은유발하중과기하학적형상, 그리고지진후강도에따라수십 cm에서수십, 수백 m에이르기까지발생가능하다. 반복유동 (cyclic mobility)" 이라고하는중간단계의조건도있다. 이는전단저항력이초기에는과잉간극수압으로인해매우낮으나, 대변형률영역에서증가하여심각한불안정성은막아주나, 여전히어느정도의변형량을허용하게된다. 월류로인한댐의붕괴는또한다음과같은결과로발생가능하다. -저수지를통한단층대의운동또는댐기초지반을통한단층대의운동으로저수위가댐정부표고이상으로상승하는경우 ( 또는댐정부가저수위이하로떨어지는경우 ) -지진으로인한산사태가상당한체적의저수지물을옮겨놓았을때 -심각한파고가지진으로유발되었을때 - 32 -
균열과내적침식 (internalerosion) 만약댐이지진력이나단층의변위로변형한다면, 그변형은댐에균열을유발시키고내부필터층의교란을가져올수있다. 이경우댐이침식에의해파괴될수있다. 균열은콘크리트구조물 ( 예. 여수로측벽 ) 과의접속부나제체단면의급작스런변화개소에서가장발생하기쉽다. 댐제체를통과하는관이존재한다면, 댐의변형은그러한관을파단시키거나연결부위를분리시킬수있으며, 그결과침투수에대하여보호되지않는출구를형성시키거나, 제체나기초지반을저수위의전수두에노출시켜침식성붕괴를초래할수있다. 관주변부의침식도댐붕괴를가져올수있다. 해석방법 일반사항액상화염려가없는댐제체와기초지반에대해경미한변형이발생할수있으나다음과같은조건이모두만족된다면댐붕괴를초래하지는않아야한다. -댐과기초지반의재료는액상화성재료가아니며, 느슨한흙이나예민성점토를포함하지않는경우 -댐은양호하게시공되었고최소한실내최대건조밀도의 95% 다짐으로축조되었거나, 상대밀도 80% 이상으로시공되었을경우 -댐사면경사는 1:3(V:H) 이거나보다완만하고, 침윤선은제체하류사면이하로형성되었을경우 -제체저면부에서의최대수평가속도가기껏해야 0.2g 일때 -모든잠재적인파괴면에대해 ( 얇은토피성활동을제외하고 ) 정적안전율이하중작용시 1.5 이상이며, 간극수압조건이지진전에즉각적으로예측되었을경우 -지진시여유고는최소한제체높이의 3% 에서 5% 이고, 동시에 0.9m 미만일때 -제체의경미한움직임에의해피해가발생할수있는중요한부속시설물이없거나, 내적침식을발생시킬수있는균열을야기할가능성이없을때 만약이러한조건들이만족되지않는다면, 보다상세한연구가필요하다. 이작업은액상화가능성의평가, 지진후안정성해석, 또는변형해석등을포함한다. 만약잠재적인액상화가능성이있는재료가존재하지않는다면, 이평가는 Newmark sliding block 기법을간략히적용할수있다. 과잉간극수압이발생할수있는환경에서는보다엄격한 ( 그러나보다많은시간이투자되는 ) 유한요소또는유한차분해석을수행할필요가있다. 변형해석의목적은발생가능한움직임이저수지에의한월류를허용할정도로충분한지여부, 혹은중요한부위에서의균열이내적침식에의해파괴를유발할지여부를결정하는것이다. 이러한결과들과필댐의역사 - 33 -
적인성능이력으로부터댐과기초지반이안전하게지진하중을견딜수있는지를 전체적으로평가해야한다. 액상화평가 (1) 일반사항기존댐과기초지반, 혹은신규로제안된댐의기초지반등에서가장중요한액상화조사는충분한지반조사 ( 매핑, 드릴링, 샘플링, 물리탐사 ) 를시행하여연약대나연약재료의범위를파악하는일이다. 일반적으로모래, 자갈, 비소성의세립질지반은액상화민감도 (susceptibility) 에대한평가를수행해야한다. 연속적으로연약층이기초나제체의넓은면적에걸쳐존재하는지파악하는것은매우중요하다. 만약이러한연속성을파악할정도로충분한조사가불가능하면, 해석시연약층이연속적이라고가정하고수행해야한다. 액상화가능성에대한평가는지진으로인한액상화가발생한사례와발생하지않은사례에대한상당한양의문헌으로부터간접적으로판단가능하다. 가장보편적으로채택하고있는절차는표준관입시험 (SPT) 이나콘관입시험 (CPT), 그리고다양한정도의하중조건하에서의현장성능사례사이의관계에기반을두고있다. 자갈을함유한지반에서는 Becker Hammer 관입시험을적용하고등가의 SPT 값을유추할수있는적절한관계식을이용할수있다 (Harder and Seed 1986, Sy and Campanella 1994, Youd and Idriss 1997). 다운홀이나크로스홀시험결과측정된전단파속도 (SWV) 또한자갈질지반에적용가능하다 (Andrus and Stokoe 1997). (2) 지진동직후정적안전율해석만약액상화가평가를위한지진에의해유발된다면, 지진후물성과조건들을적용한전통적인사면안정해석을수행하여불안정성에대한검토를해야한다. 액상화된재료의강도는일반적으로 SPT N값과현장파괴사례로부터역산된강도사이의관계에의해, 또는다른현장이나실내강도시험결과로부터추정가능하다 (Seed and Harder 1990). 만약활동에대한안전율이지진후예상되는조건하에서 1.0 보다크면, 전체적인불안정은발생하지않을것이다. 그러나, 이러한계산의다양한불확실성으로인해액상화후안전율은일반적으로최소 1.2 에서 1.3을취하는것이필요하다. 만약안전율이 1.0 미만이면, 유일한결론은대변형이발생할것이라는판단이다. 그러나활동이어디에서멈출것인지를예측하는것은비선형유한요소또는유한차분코드에의한변형해석없이는불가능하다. - 34 -
(3) 지진후변형해석 (Post-earthquake Deformation Analysis) (a) 일반사항만약지진후안정성해석결과활동에대한안전율이 1.0보다크면, 예상되는변형량은몇가지방법으로부터추정가능하다. 가장엄격한방법은 TARA (Finn et al 1986), FLAC (Itasca Group 2002), PLAXIS (PlaxisBV 2002) 와같은유한요소나유한차분프로그램을이용하는것이다. 이프로그램들은동적인응답과간극수압발현, 그리고변형이완전히결합되어있다 (fully coupled). 보다간편하고보편적인변형예측기법으로는 Newmark 방법 (Newmark 1965) 과 Newmark 방법에기반한 Makdisi-Seed 간편법 (Makdisi and Seed 1977) 이있다. 이두가지기법은지진후안전율이상당히 1.0 이상일때의사면에만적용가능하다. 보다간단한변형예측은역사적인성능사례를통한방법이있다 (Byrne 1991, Swaisgood 1993). (b) 실용적인접근법제체와기초지반에대한액상화저항력과내진안정성을평가하는실용적인공학적절차는 H.B. Seed 교수와연구진들에의해개발되었다. -SPT 혹은 CPT 를가능한한연속적으로근거리로수행한다. 추가로실내실험 ( 입도분포및액소성 ) 을위한샘플을채취하고, 지반의타입을 CPT 로부터확인한다. -지진전제체와기초지반에존재하는유효응력을 2차원유한요소프로그램을이용하여설정한다. -해석에사용될지반운동 ( 가속도시간이력 ) 을선택한다. -제체와기초에서지반의동적물성값들을산정한다. 이것은현장에서의지구물리탐사 ( 다운홀과크로스홀 ) 에의해서, 그리고유사한재료의문헌값과의비교를통해설정할수있다. 전단변형율에따른전단탄성계수와감쇠비의변화와같은기타필요한동적물성값들은 Seed (etal.1984) 와그밖의학자들에의해조사되었다. -제체와기초지반에서지진으로인한응력들을계산한다. 이것은의심되는액상화가능한재료가기초에있든지혹은제체하부근처에있든지한다면,SHAKE (schnabeletal1972) 프로그램등을이용한 1차원해석을수행하여얻을수있다. 댐높이가높거나기타현장조건상 2차원동적해석이필요한경우,2 차원해석을수행할수있다. -제체와기초지반의액상화저항력을조정된 SPT,CPT,SWV 데이터와활용가능한상관관계를이용하여평가한다. -이전두단계에서액상화를유발할지에대한안전율이 1이하이면, 잔류강도값들이적용되어야한다. 이것은 SPT 데이터나실내실험에의해추정가능하다 (SeedandHarder1990). 다른존에서의강도값도동적하중으로인한과잉간 - 35 -
극수압때문에배수강도이하값을적용하거나정규압밀점토와같은비배수전단으로부터저감된값의적용이필요할수있다. -액상화된존의하한 (lowerbound) 잔류강도값을적용하여지진후정적사면안정해석을수행한다. 만약활동에대한안전율이 1.0 미만이면, 사면은불안정하다. 만약제체사면안전율이 1.0 보다크면,Newmark 기법을적용하거나대변형율유한요소또는유한차분해석을수행하여제체의동적성능을평가할수있다. 비액상화또는비활동조건에대한변형해석 만약사면불안정이나액상화가유발되지않을것으로평가되면, 변형량은부지 에서재료의특성에따라다음의한가지또는두가지방법에의해추정가능하다. (1) Newmark 변형해석 (a) 일반사항 Newmark 변형해석 (Newmark 1965) 은필댐의동적성능을평가하는가장보편적인방법이다. 이방법은지진동에대한변형모드를댐과기초지반재료의강성블록 (rigid block) 의활동으로가정한다. 사면활동은저부 (base) 가속도값이항복가속도 (yield acceleration) 를초과할때마다발생하는것으로가정한다. 항복가속도는전통적인사면안정해석에서안전율 1.0을산출하는수평지진가속도값으로정의된다. 지진지반운동이진행되는동안, 안전율이 1.0보다크거나작게변화하면서사면활동이멈췄다가다시시작하며동적으로변화하게된다. (b) 입력지진파 (input motion) 이해석을수행하기위해서는잠재적인활동면에대해대표적인지진파시간이력을구하는것이필요하다. 이지진파이력은댐의동적응답해석에서얻어질수있다. (c) Makdisi-Seed 간편법 Makdisi와 Seed (Makdisi and Seed 1977) 는몇몇댐에각기다른지진에대해 Newmark 기법을적용하여간편화된방법을개발하였다. 이방법은예상되는순변위량을 (1) 잠재적인활동체에대한등가수평항복계수와 (2) 활동토체내의최대유효수평가속도, (3) 그리고지진의규모와경험적인방법으로근사적으로관계를맺은지진동의지속시간의함수로서추정할수있는방법을제시하였다. 이들은또한댐제체를삼각형의탄성재료로이루어진프리즘으로생각하여그거동은 Bessel 시리즈로근사시킴으로서활동체의최대가속도를찾아내는간편화된응답해석법을개발하였다. - 36 -
(d) 기타 Newmark Type" 방법들 Newmark 절차에기반한몇몇다른방법들이개발되어왔다. 가장기본적인것으로 Sarma 기법을들수있는데, 수평가속도에의해지진을대표적으로표현하고토체의수평방향변위를계산한다. 잠재적활동면의형상에따라지속적인정상부표고의저하를계산하는작업이필요하다. 보다엄격한해석법들은수평과연직방향가속도를동시에고려한다. 또한간극수압과전단강도의지진동시시간에따른변화도고려한다 (Von Thun and Harris 1981). 또다른연구 (Hynes and Franklin 1984) 에서는최대지반가속도가항복가속도의 3배미만일경우 ( 지진동으로인한과잉간극수압은발생하지않으며비배수전단강도는적절히산정되었다고할때 ) 일련의 Newmark 해석에의한필댐의변형량은매우경미함을결론지었다. (e) 해석결과일단 Newmark 기법이나다른방법으로변형량을추정하였다면, 지진하중에대한댐의기대되는성능은변형량의정도를고려하여 ( 활용가능한여유고의손실과제체나기초지반에서내적침식에의해파괴를일으킬수있는균열등 ) 판단할수있다. 일부기관에서는임계파괴면을따라허용가능한변형량을 60cm로적용하여왔다. (2) 일반화된침하지진동으로인한활동 ( 미끄러짐 ) 과같은제체의변형외에, 댐은각각의지반요소에서발달될수있는응력에의해침하할수있다. 이일반적인침하량은압밀이론, 경험적방법, 혹은유한요소해석등에의해추정가능하다. 댐과기초지반이액상화에민감하지않을경우지진하중시필댐의침하량을추정하는경험적인관계도개발되었다 (Jansen 1988). 등가정적해석 (Pseudostaticanalysis) 등가정적해석 ( 때때로지진계수해석이라고도불림 ) 은지진동으로부터간극수압이축적되지않는구조물에활용가능한지진저항력인자로서만사용해야한다. 등가정적해석으로파괴를예측하는것은불가능하며, 현장의성능을평가하기위해서는보다신뢰할만한근거를가진다른종류의해석이필요하다. 그러나지진동으로부터과잉간극수압이발생할수있는흙재료가없고비배수전단강도가필요한곳에적절히적용되어있다면, 등가정적안전율이 1.0보다크다는것은지진시댐에는전혀혹은거의피해가없다는강력한증거가될수있다. - 37 -
2.4 현행국내기준및본연구에의적용 2.4.1 해석기법및절차 최근개정된댐설계기준 (2011) 내진설계편에의하면, 종래의정역학적설계방법인진도법을내진설계의기본으로하였으나, 진도법으로설계된댐체단면에대한상세검토가필요한경우에는동역학적해석방법에의한검토를수행하도록명시하였다. 또한개정된댐설계기준 (2011) 에서는또한상세동해석시에는내진특등급댐에대해기존재현주기를 1000년빈도에서 2400년빈도로상향변경하였으며, 내진일등급댐역시 500년에서 1000년빈도로변경하였다. 예를들어, 다목적댐및 Ⅰ구역용수전용댐중높이 45m 이상이고, 총저수용량 50백만m3이상인내진특등급댐의경우 0.11( 구역계수 ) * 2.0(2400년재현주기위험도계수 ) = 0.22 g를설계지반최대가속도로적용해야한다. 그러나상세동해석이아닌등가정적해석시에는수평지진가속도계수 (k h ) 값을 0.22 g (2400년재현주기설계지진계수 ) 대신 0.154 g (1000년재현주기설계지진계수 ) 로취할것을제시하였다 (KWRA, 2011). 따라서다목적댐과저수용량이큰운문댐은등가정적해석에서수평지진가속도계수로 0.154를, 상세동해석에서최대지반가속도계수를 0.22g로, 나머지용수전용댐의경우, 적용설계지진력은등가정적해석에서 0.11, 상세동해석에서 0.154g를성능목표로정하였다. 여기서우선진도법은내진해석에서등가정적사면안정해석으로표현되며, 실무적으로댐과사면에대해여전히보편적인검토방법이다. 등가정적사면안정해석에서는수평지진가속도계수 (k h ) 를설정하는작업이필요하며, 실무에서이값을상세동해석에서의목표 PGA와동일시하는경향이보편적이다. 이러한경향으로댐의안전성을이해하는데에오류가발생할수있기때문에올바른이해와개념정립이필요한실정이다. 또한이론적으로등가정적해석에서허용안전율은 1.0이되어야하나각종불확실성으로보통그이상의안전율을채택하는것이일반적이며, 현재댐설계기준 (2011) 에서는지진시등가정적사면안전율을 1.2로정하고있다. 정밀안전진단시종종댐의등가정적안정성해석에서는활동면에수직으로작용하는지진관성력을수평관성력의 1/2로적용한바있으나, 이는등가정적해석시최근 Gazetas(2012) 등이발표한내용에근거하여, 수평지진계수만을적용하여해석을수행하였다. 등가정적사면안전해석에 k v 를 0.5 k h 로입력하는경우, 수직지진관성력은활동을유발하는힘과저항하는힘모두를저감시킴으로서타당성이떨어진다. 최근 Gazetas (2012) 는설계진도가커질때, 등가정적사면안정해석에서 k h 와 k v 를동시에재하하는것은물리법칙을침범하는중대한오류를일으킨다고발표하였다. - 38 -
댐설계기준 (2011) 에서는필댐동해석기법의표준플랫폼으로서기존의복잡한탄소성모델등시간이력동해석과상대적으로단순한등가정적한계평형해석 ( 진도법 ) 에우선하여, 동해석시 Newmark 기반의변형해석을수행, 지진에의한활동변위를산정토록변경하였다. 결과적으로계산된소성활동량이 30cm 이내이면댐안전에문제가없으며, 계산된소성활동량 60cm는상당한손상을동반하는허용가능한소성변형량으로명시하였다. 전형적으로댐이나사면의정적안정성평가는한계평형해석의수행이일반적이다. 그러나지진시안전성평가는복잡성과비용적측면의순으로 (1) 등가정적해석, (2) Newmark 기반변형해석, (3) 지진후안정해석, (4) 동적유한요소또는유한차분해석의네가지방법으로분류될수있다. 앞서소개한등가정적해석은실무에서간편함과친숙함의이유로널리이용되고있으나복잡하게변화하는동적인지진동효과를일정한한방향의등가정적가속도값으로표현함으로서지나치게단순화된방법이다 (Abramson 등, 2002). 경험적으로도등가정적해석은큰간극수압을축적시키거나, 지진동으로인해 15% 이상의강도저하를초래할경우매우신뢰성이떨어지게된다 (Kramer, 1996). 사실등가정적해석방법은안전율만을산출하기때문에변형에관한댐의사용성정보는제공하지못한다. 댐의기능은내적침식외에사실상지진후변형에지배되기때문에사면의변위를예측하는분석은댐의지진안전성을표현하는유용한도구가된다. 지진으로인한가속도는시간에따라변화하기때문에, 실제적인등가정적안전율은지진동동안에끊임없이변화할것이다. 대표적인변형해석의기본으로 Newmark(1965) 에의해제안된 Newmark 활동블록해석은사면내활동토체의가속도시간이력을직접적으로고려하게된다. 해당부지에서기대되는현실적인지반운동모델을대표하는이러한가속도이력은영구소성변형량을결정하기위해항복가속도와비교하게된다. 이방법은지진동으로인한관성력이가능한토체의전단강도를초과하는전단응력을유발할때점차적으로미끄러진다고가정하며, 활동토체의상대적인활동변형량은활동토체와항복가속도에대해계산된가속도차를이중적분함으로서얻어지게된다. Newmark 활동블록해석으로부터계산된영구소성변위는활동토체의무게중심에서의움직임을표현하는것으로간주할수있다. 평면활동면인경우, 이영구소성변위의방향은활동면에평행하게향할것이다. 결과적으로영구소성변위는누가전단력과수직력의합력방향을따라움직이게된다 (Abramson 등, 2002). 본댐의내진해석연구에서채택한해석기법은앞서소개한 (1) 등가정적해석및 (2) 유한요소해석 (FEM) 과 Newmark 변형해석을병행한상세동해석이다. GeoStudio사에서개별모듈로개발된 SEEP/W를초기정상침투상태재현을위해적용하였고, 동해석모듈 QUAKE/W를통하여초기응력상태를구현하고, 시간이력지진파와최대한현장동적물성자료를입력치로유한요소동해석을수행하였으며, 이를바탕으로 SLOPE/W 모듈에서 Newmark 기법을적용한소성변위량산정해석 - 39 -
을수행하였다. 이러한일련의과정은유한요소해석과한계평형해석을결합할수있는 GeoStudio 소프트웨어 (version 2012) 를통하여구현되었다. 해석에사용된소프트웨어는 2차원유한요소해석프로그램, GeoStudio사의 SEEP/W ver. 2012이며, 등가정적사면안정해석은한계평형해석프로그램 SLOPE/W를이용하였다. 정상침투해석은상시만수위조건하에서 volumetric water content function 및 suction에따른 hydraulic conductivity function을함께적용하였다. 요약하자면, 내진성능평가에서적용한상세동해석방법은우선적으로 (1) 침투류해석을통한정상침투조건에서 2차원유한요소해석프로그램 QUAKE/W를이용한시간이력해석을수행하였으며, (2) 개정된댐설계기준내진평가방법을적용하여, QUAKE/W 동해석결과를이용한 SLOPE/W 한계평형해석에서의 Newmark Sliding Block Analysis를이용, 활동토체에서의소성변위량을산정하였다. 최대지반가속도 (PGA; peak ground acceleration) 는앞서언급한바와같이본해석에서는개정된댐설계기준 (2011) 에의거, 내진특등급댐의내진해석을댐체단면이 내진설계기준연구(1997.12) 에서제안한극대지진 (MCE) 하에서의붕괴방지수준을만족하는지를검토하였다. 즉 0.22g 또는 0.154g를입력지진파의 PGA값으로취하였다. 수위조건은기본적으로지진으로인한댐체의변형으로인한여유고부족여부를검토하기위해상시만수위를검토수위로하였으며, 댐체에대한모델링은 2차원유한요소메쉬모델링을적용하였다. 본연구에서는 Newmark 기법에의한소성변위량외에, 종래의시간이력동해석에의한댐체변형량, 가속도증폭현상등을함께검토하였다. 여기서, Newmark 변형해석을위한활동토체의평균적가속도시간이력은 QUAKE/W 프로그램의지진응답해석을통하여계산된다. SLOPE/W에서예상활동파괴면각절편의저면에서동적인응력은 QUAKE/W 동해석수행결과얻어진응력에서초기하중재하시계산된정적응력을빼줌으로서구해지게되며, 이를전체활동면을따라적분하면지진동에의한추가적인전단력을얻게된다. 이동적인전단력을잠재활동토체의질량으로나누어평균가속도시간이력을얻게된다. 이러한과정에서활동토체의평균가속도와이에따른사면의안전율그래프를얻을수있으며, 여기에서단위안전율 (1.0) 을산출하는평균가속도값을항복가속도로정의하게된다 (Geo-slope International, 2012). 참고적으로결과표에서최대변위및잔류변위값은제외하였는데, 이는 QUAKE/W 자체의해석결과와영구소성변형과는아무상관이없다는점에기인한다. 동적인운동은동적인전단응력을발생시키고, 이동적전단응력은영구소성변형을유발시킨다. 이는소성변형량을계산할수있는별도의 Coupled Stress-Stain Constitutive Model을이용한응력재배분 (stress redistribution) 탄소성해석을수행하거나, 사면안정해석에서의 Newmark Sliding Block Analysis를수행함으로서얻어진 - 40 -
다. 따라서본연구에서는 Newmark Sliding Block Analysis 를적용하여소성변형량을 예측하였다. 2.4.2 안전성평가기준 정적해석또는등가정적해석의안전율기준은댐설계기준 (2011) 에서제시하고 있는기준을적용하였다 (Table 2-1). Table 2-1. 사면활동에대한최소안전율 (KISTEC 2012) 구분제체조건저수상태지진 상류 안전율 하류 비 고 1 2 3 4 5 6 완성직후 ( 간극수압최대 ) 완성직후평상시평상시평상시평상시 바닥상태 일부저수 1) 설계홍수위만수일부저수 2) 급강하 있음 없음없음있음있음있음 1.3 1.3 1.2 1.2 1.15 1.2 1.3-1.2 1.2 - - 1) 상류측비탈면의하부존이암석등으로되어있어간극압이발생하지않을경우에한함. 2) 수위는보통댐높이의 45 ~ 50% 를적용하여계산함. 주 ) 활동에대한최소안전율은재료의시험과안정계산의정밀도가불충분하거나연약지반위의댐과 같이불안정요소가포함되었다고판단되는경우에는 1.5 를적용 그러나등가정적해석법에서수평지반가속도계수값으로 0.11을적용하는것은해외사례에서보듯이엄청난피해를발생시킬수있는대지진에적용하는수준의계수값으로판단되므로등가정적해석만으로댐의내진안전성을판단하는것은불합리할수있다 (Terzaghi, 1950; Seed, 1979; Hynes-Griffin and Franklin, 1984). 또한실제댐체는강성체가아니며, 첨두가속도는매우짧은시간동안만존재하기때문에사실등가정적지진계수는실무적으로최대가속도값보다충분히작은값에대응하는것이타당할것이다. 보수적으로댐에서기대되는 PGA값과동일한지진계수를선택할수있으나, 비경제성과더불어종종큰 k h 값에서발생할수있는수치해석적에러의위험성또한지적된바있다 (Abramson 등, 2002). Kramer (1996) 는등가정적지진계수는파괴토체에서예상되는가속도수준에기초하여야하며그값은예상되는최대가속도값의일부에대응하는것이타당하다고언급하였다. Marcuson(1981) 은댐에서적절한등가정적지진계수는지진파의증폭이나감소효과를포함하여최대가속도의 1/2 ~ 1/3 사이값을추천한바있다. 현재국내기준에는이를합리적으로설명한지침이존재하지않으므로, 등가정적해석에서기준불만족시에는상세동해석이필요하다는공학적판단이보다합리적일것으로판단된다. - 41 -
FEMA 65 (2005) 에서는등가정적해석은지진동으로부터간극수압이축적되지않는구조물에활용가능한지진저항력인자로서만사용해야한다고명시하고있다. 따라서등가정적해석으로파괴를예측하는것은불가능하며, 현장의성능을평가하기위해서는보다신뢰할만한근거를가진다른종류의해석이필요하며, 특별히지진동으로부터과잉간극수압이발생할수있는지반재료가없고비배수전단강도가필요한곳에적절히발현된다면, 등가정적안전율이 1.0보다크다는것은지진시댐에는전혀혹은거의피해가없다는강력한증거가될수있다고기술하였다 (FEMA, 2005). 따라서등가정적해석결과및위의검토결과로부터, 0.11g 또는 0.154g의지진력에대해불안정함을의미한다고판정하기보다는, 현행규정에의거상세동해석을수행할필요가있음을의미하는것으로이해하는것이바람직할것으로판단된다. 따라서유한요소해석과 Newmark 변형해석을수행하여변형기반의댐체안전성을검토하고그결과를고찰하고자하였다. 참고적으로, 개정된댐설계기준 (2011.12) 내진설계편에서는등가정적해석수행시수평지진가속도계수 (k h ) 는다목적댐과운문댐의경우내진특등급재현주기 (1000년빈도 ) 를적용, 0.154를채택하고, 기타용수전용댐의경우내진일등급재현주기 (500 년빈도 ) 를적용, 0.11을채택하게되어있으며, 이는상세시간이력동해석시적용하는 PGA 값, 0.22g 및 0.154g와차이를보인다. 이는등가정적해석법에서수평지진가속도계수값으로 0.11만으로도해외사례에서보듯이대지진 (USACE 1982) 에적용하는계수라는점에서매우보수적인해석임을알수있다. 따라서, 등가정적해석법에의한댐사면안정해석결과, 사면의허용안전율안전기준 1.2에못미치는값을산정하는경우가흔하게발생할수있으며, 그러나이것이 0.11g의지진력에대해불안정함을의미한다고볼수없으며, 상세동해석을극대지진 (PGA = 0.154g) 하에서수행할필요가있음을의미하는것으로이해하는것이바람직하다. 향후현재개정된안전기준에대한토의가있을수있으며, 지진시최소안전율기준을 1.2로산정하는근거는충분히정립되지않은실정이다. 그러나, 본연구에서는최근강화된지진계수와보다높은내진저항성을요구하는배경을감안하여, 등가정적해석에서허용안전율에못미치는경우, 극대지진하에서의상세동해석을수행하여보다정확한안정성을검토하였다. 참고적으로한계평형해석시예상활동면의위치범위조건은해석결과에상당한영향을미친다. 한계평형해석 (Limit Equilibrium Analysis) 에서임계활동면을찾기위해대표적으로사용하는 Grid and Radius 방법은 Entry and Exit 방법 ( 본해석에적용 ) 에비해보통현실적인활동면영역을고려하여보다댐체내부로범위를지정하게되면, 상대적으로높은안전율을산출하려는경향이있음을유의하여야한다. 이는댐하류사면안전성계산에중요한석괴존이순수하게내부마찰각에의한강도발현 (c = 0; purely frictional) 조건으로해석되기때문에결과적으로임계활동면은가능하면표면부에가깝도록무한사면에서껍질벗겨지는형태와유사하게형성 - 42 -
되기때문이다. 즉, 임계활동면 (critical slip surface) 의위치는지반의강도정수에따라영향을받게된다. 순수하게마찰성재료와는반대로비배수강도조건에서는종종 φ = 0 해석을하게되며, 이경우임계활동면은가능하면깊게형성되려는경향을보이게된다. 그러나지나치게임계활동면이사면표면부근처로얕게형성되는것은실제지진발생시실용적으로댐체의여유고부족이나대규모사면활동에영향을미치지못하는파괴형태이므로, 어느정도공학적판단에의한적절한임계활동면심도를갖는것이보다합리적인해석이될수있다. Newmark 소성변위량계산에서는입력지진파의지속시간보다는임계활동면의위치가상대적으로매우중요하다. 특히전단파속도프로파일의상부약 5m 심도의물성은 Newmark 소성변위량산정에큰영향을미치게되는데, 이는앞서기술한바와같이, 순수하게내부마찰각으로구성된강도정수를적용할때나타나는얕은임계활동면경향때문에중요하다. 또한소성변위량산정을위한임계활동면의 ( 높이별 ) 위치와분포면적에따라지진파의증폭현상으로인해결과에많은차이를보이게된다. 즉임계활동면이사면전체에걸쳐있는경우, 증폭현상이상당히평준화되어항복지진가속도를초과하는일시적가속도값들이적어지는효과를보여상대적으로작은소성변위량을산출하게된다. 반면에임계활동면이댐마루에가까운상부에형성될수록, 댐체의지진파증폭현상으로인하여보다많은항복가속도를초과하는가속도들을취하게되고결과적으로상당한양의소성변위를동반하도록계산이수행된다. - 43 -
2.5 해외전문가자문성과 2.5.1 개요 기존댐의내진평가와관련하여 K-water연구원에서는 2014년 6월 ~7월, ICOLD의댐안전및내진분야해외전문가를초빙하여컨퍼런스를개최하고, 기술자문을시행한바있다. 본절은댐내진평가와관련하여시행하였던해외전문가 ( 스위스, Dr. Martin Wieland, 현 ICOLD 내진위원장 / 일본 Dr. Norihisa Matsumoto, 현 JCOLD 전무이사 ) 의기술자문결과보고서를질의응답식으로수록하였다. 본래번역본자료를구성하였으나, 자문자의의도와취지를살리기위해본절에서는원문을그대로수록하고자하였다. 2.5.2 Dr. Matsumoto ( 일본, JCOLD) What is your MCE or seismic design and/or seismic evaluation level for your dams? Our MCE is evaluated from historical maximum events, the active faults and the subduction plates deterministically. What is your recommended return period for seismic evaluation of large dams in Korea? For critical structures, it will be 10,000 years. But probabilistic theory is not much used in Japan for the MCE of dams. For seismic evaluation of affiliated facilities of dams (e.g., water supply tunnel, spillway, hydraulic power plant, surge tank, and intake tower), how do you think apply PGA for dynamic analysis? What is your recommendation? Dynamic analysis for affiliated facilities is preferable. But if the structure is not critical, simplified methods such as pseudo static will be applicable. - 44 -
Standard seismic evaluation method for existing dams (e.g., pseudo-static limit equilibrium, Newmark type deformation analysis, FEM or FDM) We perform linear elastic analysis first and then we proceed to equivalent linear or non-linear analysis if necessary. Your technical opinion about using pseudo-static limit equilibrium analysis for final decision-making for seismic dam safety? Empirically it is ok, but it is not considered outdated from the states-of the arts. Allowable factor of safety in case of pseudo-static method? The allowable factor of safety varies depending dam type and materials. Allowable Newmark deformation or plastic displacement in case of dynamic analysis We do not have clear values for allowable Newmark deformation. I dare to say around 1 m is threshold value. But usually it is related to the freeboard. Allowable plastic deformation from detailed time history dynamic analysis of fill dams? Allowable plastic deformation from detailed time history dynamic analysis of fill dams highly depends on freeboard of the dam and accuracy of analysis. For dynamic analysis of existing dams in Korea, we usually use the standard response spectra as input motions. In Korea, since we don t have any severe/medium earthquake time histories measured directly since 1970s, we typically use artificial earthquake motions. What idea do you have about this technically or what is your technical recommendation for this? - 45 -
Since Korea is low seismicity country, the standard response spectra is all right. But seismic hazard assessment is coming a long way and you may have another option. For time history dynamic analysis, do you think we have to use horizontal input motion only or both horizontal and vertical motions together? In case of both, what is your recommendation of the ratio of vertical motion? Strictly speaking three components are preferable. The ratio of vertical motion to horizontal is 70 % to 100 %. For dynamic analysis of concrete dams, do you recently use fluid-structure interaction (FSI) analysis? Or do you think fluid-structure interaction analysis is the right way for future seismic evaluation? Yes, fluid-structure interaction analysis is currently being used in Japan. For dynamic analysis of concrete dams, do you usually experience excessive tensile stresses near the weir-pier interface for overflow section of dams in case of earthquake motions applied along the dam axis (as below)? If so, do you usually consider reinforcing measures? What is your recommended reinforcing measures in that If over stressed portion of the pier would result in uncontrolled release of water, we think that strengthening is necessary for the weir. There may be some effective measures to strengthen piers and one of them is installing damper and connecting the pier to another pier. - 46 -
Fig. 2-1. An example of dynamic analysis of overflow section of concrete dam Constitutive models usually used in the FEM or FDM analyses for fill dams? Plus, your recommended constitutive models or material properties that should be essentially considered? We usually use equivalent linear analysis for fill dams for the seismic safety evaluation. The constitutive mode is used for research work. Recommended survey method for shear wave velocity profile with depth (e.g., SASW, MASW, Downhole, Crosshole, etc) for dynamic analysis of fill dams? Downhole and crosshole are reliable and used in general. When non-destructive geophysical survey is done on the crest of fill dams, do you think it should be used in the material property of core only, or equivalent material property for whole dam body? The question is not clear for me. If you mean that geophysical investigation is conducted just on the dam crest, it is not possible to obtain shear wave velocity of rockfill. - 47 -
Your technical opinion about the relative resistance capacity among concrete dams, concrete-faced rockfill dams, and earth-cored rockfill dams? What is your important considerations for seismic design of those dams? General idea is concrete gravity dams are very strong. Well constructed CFRD and earth core rockfill dams are also strong to earthquake shaking. In view of seismic safety, which one is more favorable between center-cored rockfill dam and inclined-cored rockfill dam? The inclined core rockfill is strong to downstream sliding. Therefore if the inclined core rockfill has enough shell on the upstream, it is reliable for seismic loading. Any summarized seismic reinforcement measures or case histories for different types of dams? Our typical experience for seismic reinforcement is in earth fill dams. Sometimes we have strengthened old cyclopean type concrete dams. Any summarized seismic evaluation and reinforcement measures or case histories for affiliated facilities of dams (e.g., water supply tunnel, spillway, hydraulic power plant, surge tank, and intake tower)? We have a manual for seismic evaluation of appurtenant structures for hydro dams. It was released from the Ministry of Economy, Trade and Industry. Last December 2013, I made its presentation at the workshop on advanced technology for seismic evaluation of structures appurtenant to dams in Seoul. In case of the following dam type and seismic environment, what is your standpoint of seismic safety of this dam? What consideration do you think should be made to check seismic safety? Major fault runs several kilometers to a few hundred meters east of the dyke and the faults - 48 -
traces presented beneath the dyke are a branch of the main fault. Two distinct fault traces were identified in the foundation of the main dyke, one beneath the middle of the main dyke, and one approximately 300m to the west passing through the smaller dyke. They were traced for a distance of about 15km upstream of the dyke. Fig. 2-2. Plan of faults mapped in dyke foundation during construction We will proceed to dating of the faults i.e. the history of fault movement and last time of the faulting. The counter measures will be considered upon the careful study of the nature of the faults. What is your recommendation or any important points when we use physical modeling (such as geo-centrifuge testing) in conjunction with numerical modeling for simulation of seismic safety of fill dams? When I was in my early forties in 1972 to 1980, I conducted geo-centrifuge testing. At that time, measuring acceleration, pore pressure, stress and displacement was very tough job. Now I believe the instrumentation and monitoring were much advanced capable of - 49 -
collection a lot of information from centrifuge models. Therefore collaboration of numerical analyses and geophysical tests is promising way for better interpretation of seismic phenomena, especially for non-linear performance of dams. 2.5.3 Dr. Wieland ( 스위스, Pöyry) Comment 1 M. Wieland: The seismic safety aspects of existing dams is an important issue as most dam codes, regulations, recommendations and guidelines are primarily concerned with the design of new dams. The design of a dam, which was considered as safe at the time it was commissioned may not be safe forever. This may be contradictory to the general opinion of owners and users of most structures. As earthquake engineering is still a relatively young discipline, design criteria, methods of analysis, design concepts etc. may be subject to changes especially when a large dam, designed according to the current state-of-practice, should be damaged during an earthquake. Thus there is a need for periodic checks of the seismic design criteria and the earthquake safety of large dams (and other structures as well), i.e. budgets for periodic seismic safety checks must be considered. In general, dam owners and operators are reluctant to perform such checks unless there are laws and regulations and a dam safety organization, which has the authority and means to ensure that the rules are followed. In general, a thorough assessment of the design criteria is done when dam owners are applying for a new concession for their project. Again, the perception that what has been considered as safe once will remain safe forever is a dangerous misconception. As a consequence during the long service life of a dam several seismic safety assessments will be needed. Although large dams belong to the first structures, which have been designed systematically against earthquakes since the 1930s, the seismic safety of these dams is unknown, as most of them have been designed using seismic design criteria (seismic coefficient of typically 0.1) and methods of dynamic analysis (pseudo-static analysis method) that are considered obsolete today. The fact that no major dams have failed during earthquakes and that few lives have been lost may give the impression that well-designed dams are - 50 -
safe against earthquakes. We need to re-evaluate the seismic safety of existing dams based on current state-of-the-art practice and rehabilitate existing dams if necessary. Additionally, there are a large number of smaller dams, especially earth structures, which were built either for irrigation or water supply by organizations or villagers with little experience in dam construction or they were built in previous centuries and subsequently abandoned. Earthquake effects on these dams have usually not been considered or in rather simplistic way. As a prerequisite the seismic hazard at the dam sites must be reassessed to comply with the current seismic design criteria. It must be pointed out that both new and existing large storage dams must satisfy today s safety criteria, which are equal for new and existing dams. Therefore a risk-based approach in which the remaining service life and the acceptable investment cost for saving additional lives is taken into account for existing dams, cannot be recommended. Comment 2 M. Wieland: We have to recognize that the earthquake hazard is a multi-hazard, which may affect large storage dams in different ways: (i) ground shaking causing vibrations in dams, appurtenant structures and equipment, and their foundations, (ii) fault movements in the dam foundation or movements along discontinuities in dam foundation near major faults, which can be activated during strong earthquakes, causing structural distortions, (iii) fault movements in the reservoir causing water waves in the reservoir or loss of freeboard, (iv) mass movements (rockfalls with large rocks), causing damage to surface powerhouses, electro-mechanical equipment, gates, spillway piers, retaining walls, penstocks, masts of transmission lines, etc. (v) mass movements into the reservoir causing impulse waves in the reservoir, (vi) mass movements blocking rivers and forming landslide dams and lakes whose failure may lead to overtopping of run-of-river power plants or the inundation of powerhouses with equipment, (vii) mass movements blocking access roads to dam sites and appurtenant structures, (viii) ground movements and settlements due to liquefaction and - 51 -
densification of soil, causing distortions in dams, and (ix) turbidity currents in reservoir blocking bottom outlets, power intakes and low level outlets. All these types of seismic hazards should be assessed. We cannot only focus on ground shaking and assume that the other hazards do not exist or are not relevant. Suggests recommended procedures for seismic analyses of existing large dams in Korea according to the international standard, depending on the type of dams (ECRD, CFRD, CGD) Reply M. Wieland: For large dams the safety has to be checked for the safety evaluation earthquake (SEE) ground motion. The safety is assessed based on the calculated deformations in embankment and concrete dams. Such analyses have to be carried out in the time domain. Pseudo-static analysis methods shall not be used for seismic safety checks. Provide a systematic example of dynamic analyses for a given dam per the types of dams (FEM or FDM) Reply M. Wieland: See Attachment 3: Seismic safety evaluation of a 117 m high embankment dam resting on a thick soil layer. Recommend technical suggestions for seismic reinforcement measures and necessity as a result of seismic analyses Reply M. Wieland: The technical solutions for reinforcement have to be assessed based on a case-by-case basis, see also Attachment 4. However, if the downstream risks have to be reduced on short notice then the reservoir has to be lowered. - 52 -
What is your MCE or seismic design and/or seismic evaluation level for your dams? Reply M. Wieland: For the seismic safety check an earthquake ground motion with a return period of 10,000 years must be used for dams with large damage potential. What is your recommended return period for seismic evaluation of large dams in Korea? Reply M. Wieland: According to ICOLD Bulletin 148 (to be published in 2015), Selecting seismic parameters for large dams, Guideline a return period of 10,000 years shall be used if the ground motion parameters are determined by a probabilistic seismic hazard analysis. Further details are given in Attachment 5. For seismic evaluation of affiliated facilities of dams (e.g., water supply tunnel, spillway, hydraulic power plant, surge tank, and intake tower), how do you think apply PGA for dynamic analysis? What is your recommendation? Reply M. Wieland: Details are given in Attachment 5. Standard seismic evaluation method for existing dams (e.g., pseudo-static limit equilibrium, Newmark type deformation analysis, FEM or FDM) Reply M. Wieland: For the seismic safety check (SEE ground motion) of the dam body and safety-relevant elements (gated spillways, bottom outlets) a time history analysis shall be carried out. A sliding block analysis after Newmark is suitable for dynamic stability analyses. The pseudo-static analysis method is outdated and shall no longer be used. Such statements were already made after the 1971 San Fernando earthquake in California, but there are still many people, who want to use this method! One of the main problems is that there is no relation between peak ground acceleration and seismic coefficient used in the pseudo-static analysis and the effects of the duration of strong ground shaking, which govern inelastic deformations and other damage mechanisms, are ignored. - 53 -
Your technical opinion about using pseudo-static limit equilibrium analysis for final decision-making for seismic dam safety? Reply M. Wieland: The pseudo-static method is obsolete or even wrong and shall no longer be used. For the seismic safety check the inelastic dam deformations have to be determined, which is not possible by a pseudo-static analysis. Allowable factor of safety in case of pseudo-static method? Reply M. Wieland: The pseudo-static method is obsolete or even wrong and shall no longer be used. In seismic stability analyses residual strength properties of the materials with zero cohesion shall be assumed. The possible build-up of pore pressures must also be taken into account. A static stability analysis is required at the end of the earthquake. Allowable Newmark deformation or plastic displacement in case of dynamic analysis Reply M. Wieland: The two typical seismic failure modes of earth core rockfill dams are as follows: (i) overtopping, and (ii) internal erosion. These two failure modes are checked based on the results of an inelastic deformation analysis including the dynamic stability analyses of critical upstream and downstream slopes. The performance criteria for the dam are: (i) Overtopping: the reservoir level after the earthquake shall be below the top of the impervious core, (ii) Internal erosion: at least 50% of the thickness of the filter and transition zones must still be available at the location of the sliding surface of the critical slopes (e.g., Newmark sliding block analysis or analysis of model with interface elements along the sliding surface). Allowable plastic deformation from detailed time history dynamic analysis of fill dams? Reply M. Wieland: A conservative estimate of the total inelastic deformations is recommended, which includes (i) movements of critical slopes (Newmark sliding block analysis) and (ii) deformations of dam body (dynamic compaction effect) due to ground shaking). - 54 -
For dynamic analysis of existing dams in Korea, we usually use the standard response spectra as input motions. In Korea, since we don t have any severe/medium earthquake time histories measured directly since 1970s, we typically use artificial earthquake motions. What idea do you have about this technically or what is your technical recommendation for this? 0.5 ARS 0.4 1 ARS 2 0.3 ARS 3 0.2 S a ( T) 0.1 0 0 1 2 3 4 5 T 1, T 2, T 3, T Reply M. Wieland: Spectrum-matched artificial acceleration time histories can be used. The main factor, which controls the inelastic deformations of the dam, is the duration of strong ground shaking. Today, site-specific acceleration response spectra (5% damping) and corresponding accelerograms should be used for dams with large damage potential. Details about earthquake ground motions are given in Attachment 6. For time history dynamic analysis, do you think we have to use horizontal input motion only or both horizontal and vertical motions together? In case of both, what is your recommendation of the ratio of vertical motion? Reply M. Wieland: For the seismic analysis of dams all components of the earthquake ground motion have to be taken into account. In a two-dimensional model of an embankment dam the horizontal and vertical components have to be considered simultaneously. The time histories should be statistically independent. For further details see Appendix 6. Comment M. Wieland: The inelastic seismic analysis of a three-dimensional (3D) model of an embankment dam is still a challenging task. For practical problems two-dimensional models are recommended for the safety check of existing and new dams. 3D models could be used for the reanalysis of existing dams, which had been subjected to a recorded earthquake. Such cases are extremely rare. - 55 -
For dynamic analysis of concrete dams, do you recently use fluid-structure interaction (FSI) analysis? Or do you think fluid-structure interaction analysis is the right way for future seismic evaluation? Reply M. Wieland: For the dynamic analysis of large concrete dams it is still common practice to assume incompressible behavior of the water in the reservoir and that the foundation rock is massless. These two assumptions greatly simplify the dynamic analysis of concrete dams. Incompressible water means that the hydrodynamic interaction can be taken into account by an added mass, e.g. according to Westergaard for vertical upstream face or Zangar for inclined upstream face. For the dynamic analysis of embankment dams, hydrodynamic interaction effects are ignored. For dynamic analysis of concrete dams, do you usually experience excessive tensile stresses near the weir-pier interface for overflow section of dams in case of earthquake motions applied along the dam axis (as below)? If so, do you usually consider reinforcing measures? What is your recommended reinforcing measures in that case? Reply M. Wieland: In any linear-elastic stress analysis stress singularities (with infinite stresses occur at negative kinks and at the upstream and downstream heel of concrete dams. Different measures have been adopted mainly for arch dams, such as a concrete saddle with a peripheral joint etc. In Switzerland no special measures were considered for the very high arch (up to 250 m high) and very high gravity (up to 285 m high) dams. - 56 -
Fig. 2-3. An example of dynamic analysis of overflow section of concrete dam Reply M. Wieland: The dam body is made of unreinforced mass concrete (or RCC). However, the spillway piers on top of overflow sections are made of reinforced concrete. If the piers are on top of the highest blocks as shown in the figure above, then the gates will be subjected to amplified seismic loads in river direction, which may cause problems to the trunnion. In cross-river direction the amplification of the ground motion is lesser. Basically these piers should be designed like thick wall reinforced concrete members. As the piers are high, the free-standing piers may oscillate heavily in cross-river direction and damage the gates such that they cannot be operated after a strong earthquake. These lateral displacements could be reduced effectively by girders on top of the spillway, which can transfer the forces in direction of the dam axis into the piers or the two spillway abutments. Constitutive models usually used in the FEM or FDM analyses for fill dams? Plus, your recommended constitutive models or material properties that should be essentially considered? - 57 -
Reply M. Wieland: The simplest material model for static analysis of dams is the hyperbolic model by Duncan-Chang, but today the more correct model would be an elasto-plastic model with Mohr-Coulomb yield criterion. For the dynamic analysis the linear-equivalent method with shear strain dependent shear moduli and damping ratios are used. A more proper model would be an elasto-plastic Mohr-Coulomb model. Personally I feel that some hardening effects should be taken into account in order to eliminate possible numerical stability problems in the dynamic analysis. Recommended survey method for shear wave velocity profile with depth (e.g., SASW, MASW, Downhole, Crosshole, etc.) for dynamic analysis of fill dams? Reply M. Wieland: These small-amplitude oscillation results have limited use for the inelastic seismic analysis of fill dams. They may be useful for characterizing the foundation rock properties as the seismic hazard depends on these properties. In view of the many uncertainties in the seismic analysis of dams, we usually propose sensitivity analyses to cope with these uncertainties. However, in fill dams on rock the dynamic interaction with the rock is minor and such effects could be neglected. When non-destructive geophysical survey is done on the crest of fill dams, do you think it should be used in the material property of core only, or equivalent material property for whole dam body? Reply M. Wieland: As all these tests are small amplitude vibration tests, which provide material properties, which are not relevant for a dam subjected to strong ground shaking. Calibration would be needed to relate the small amplitude properties with large amplitude properties. Therefore, it is more straightforward to carry out sensitivity analyses than in-situ tests. Your technical opinion about the relative resistance capacity among concrete dams, concrete-faced rockfill dams, and earth-cored rockfill dams? What is your important considerations for seismic design of those dams? - 58 -
Reply M. Wieland: If properly designed all three dam types are equally safe during strong earthquakes. In terms of flood safety concrete dams are much less vulnerable than embankment dams. In the case of gated crest spillways, these may be weak elements as they have to resist amplified ground motions. If there is the possibility of movements in the footprint of a dam then a conservatively designed earth core rockfill dam would be the right solution. CFRDshave problems when the joint width of the face slab is small and if the modulus of elasticity of the rockfill is small, as for example in the case of basaltic rockfill with unfavorable grading properties. In view of seismic safety, which one is more favorable between center-cored rockfill dam and inclined-cored rockfill dam? Reply M. Wieland: Structurally the best solution would be a central core rockfill dam as in this case, due to symmetry, the modes shapes would be symmetric (vertical component) and anti-symmetric (horizontal component). In the case of an inclined core the symmetric and anti-symmetric modes would be combined for the horizontal and vertical earthquake components. The prediction and understanding of the seismic behavior of the dam would be very difficult and it has to be assumed that a much less favorable dynamic behavior results than for a dam with a more symmetric cross-section. In case of the following dam type and seismic environment, what is your standpoint of seismic safety of this dam? What consideration do you think should be made to check seismic safety? Major fault runs several kilometers to a few hundred meters east of the dyke and the faults traces presented beneath the dyke are a branch of the main fault. Two distinct fault traces were identified in the foundation of the main dyke, one beneath the middle of the main dyke, and one approximately 300m to the west passing through the smaller dyke. They were traced for a distance of about 15km upstream of the dyke. - 59 -
Fig. 2-4. Plan of faults mapped in dyke foundation during construction Reply M. Wieland: In the case of fault movements, the seismotectonic expert shall make an estimate of the maximum possible fault movement using empirical relations given in the literature (e.g. Wells and Coppersmith). The seismic safety check for fault movement is the same as that for internal erosion, i.e. after the earthquake at least 50% of the filter and transition zones must be available. For checking the deformations a rigid dam model can be assumed. - 60 -
Any summarized seismic reinforcement measures or case histories for different types of dams? Reply M. Wieland: see my ppt presentation held at K-water seminar on June 17, 2014 and Attachment 4. What is your recommendation or any important points when we use physical modeling (such as geo-centrifuge testing) in conjunction with numerical modeling for simulation of seismic safety of fill dams? Reply M. Wieland: Centrifuge testing would be very useful for the following studies: (i) Evaluation of inelastic seismic deformations of different types of embankment dams (two-dimensional models of earth core rockfill dams with different core geometry, CFRDs, asphalt core rockfill dams etc.), levees and road and railway embankments. The effect of peak ground acceleration and duration of strong ground shaking as well as the effect of the rockfill stiffness should be considered. The tests should be carried out for full reservoir. (ii) Testing of two-dimensional model of typical rockfill dam and CFRD and reanalysis and calibration of numerical model for different intensities of ground shaking. (iii) Testing of fill dams with unclear safety. (iv) Testing of joint movements of CFRDs (vertical, horizontal and peripheral joints) for different intensities of ground shaking. - 61 -
제 3 장. 현장동적물성조사연구 3.1 개요 3.1.1 배경및목적 일반적으로댐의내진성능평가를위해서는적절한동적물성의파악이필수적이 다. 댐체의동적물성조사에대한근거는댐설계기준 (2011) 내진설계편 (12.3.6) 에다 음과같이소개되어있다. * 댐의내진안정성평가에필요한지반물성을파악하기위하여지반조사를실시 * 지반조사는지층구성, 지하수위, 각지층의역학적특성파악및실내시험을위한시료의채취등을위한현장시험과채취된시료를이용한실내에서의역학적시험을포함 * 필요한경우전단파속도주상도등을얻을수있는동적현장시험을실시 * 지진에취약한지반은액상화특성과다양한변형률크기에대한변형계수와감쇠비특성을얻을수있는시험을실시 일반적으로필댐의내진해석에필요한물성및측정방법은다음과같이요약된다. - 전단파속도 Profile 시추공현장시험 ( 크로스홀, 다운홀,SPS logging 등 ), 비파괴물리탐사 (HWAW,SASW,MASW, 반사법탄성파탐사등 ) - 밀도 시추가능시밀도검층 (γ-γ 검층 ) 으로수행, 불가시정밀안전진단자료및시공당시설계도서참조 - 전단변형율에따른전단탄성계수 (G) 감소이력및감쇠비 (D) 증가이력곡선 시추조사및시료채취후실내실험 ( 공진주시험 ) - CSR vs NumberofCycles 관계 시추조사및시료채취후실내실험 (Cyclictriaxial, 또는 CyclicDirectSimpleShear) - 투수계수 코어채취를통한실내투수시험을통한코어재의투수계수측정 - 기타현장시험 (SPT) 및코어회수실내실험수행 ( 입도, 액소성, 직접전단, 삼축압축시험등 ) 즉, 필댐의내진성능평가를위해서는각제체존의물성정보가필요한데, 이는 기존의정적인기본물성 ( 밀도, 단위중량, 투수계수, 강도정수등 ) 외에동적인물성 ( 최대전단탄성계수 G max, 전단변형율 (γ) 에따른전단탄성계수 (G) 감소곡선및감쇠 - 62 -
비 (D 또는 ξ) 증가곡선등 ) 이필수적이다. 여기서동적물성의가장중요한항목인전단탄성계수는해당지반의밀도와전단파속도 (Vs) 로부터계산할수있으며 (G = ρ * Vs 2 ), 따라서심도별전단파속도를추출해내는것이가장중요한기술이라하겠다. 전단파속도를추출하기위한현장시험법에는비파괴물리탐사 ( 탄성파탐사또는표면파탐사 ) 를이용하거나, 댐체의직접시추에의한시추공탐사 ( 탄성파탐사 ) 를이용하는것이대부분이다. 현재까지대댐에서는댐체위해성의이유로시추공탐사는거의이루어지지않았으며, 따라서다양한비파괴물리탐사방법이주요대안이었다. 비파괴물리탐사는최근기술발전과더불어 SASW, MASW, HWAW, SPS logging, 반사법탄성파탐사, SBF 탐사등다양한기법들이소개되어있으며, 지구물리학적인배경을요구하므로토목기술자들에게이론적근거나적용방법등에있어다소이해가어려운것이사실이며, 각기법간에기법들의원리나역산해석의방법등에의해서로다른결과를생성하게된다. 이에서로다른 zoning에의한물성의상이성과시공다짐의불균질성, 또한기하학적복잡성등으로인해댐체의올바른동적물성파악을위해서는각기법들간의결과의타당성, 장점과제한사항들에대한올바른이해가필요하다. 따라서본장에서는금번 3차년도 (2014) 에수행한댐들에대한비파괴물리탐사결과를요약, 수록하였다. 그외댐들에대한정보는지면관계상 2차년도 (2013) 연구보고서를참조할수있다. 또한 2차년도연구보고서에는각방법들간의이론적배경과시험절차, 해석과정, 적용사례등을상세히고찰함으로서토목기술자들의이해를돕고자하였다. 이러한노력들이신뢰성높은댐체의동적물성정보화에기여할수있기를기대한다. 3.1.2 3 차년도물성조사내용 필댐의내진성능평가에서가장중요한인자는설계지진하중의산정 ( 또는설계지진의시간이력 ), 그리고댐체의전단파속도주상도의파악이라고할수있다. 본연구는표면파시험과반사법탐사에의해필댐의동적물성 ( 전단파속도주상도 ) 를파악하는것을목표로한다. 표면파시험으로는감포댐, 군위댐, 안동댐등을, 반사법탐사로는임하댐, 감포댐등을조사대상으로포함하였다. 한편중심코어형필댐에있어서코어물성과쉘재의물성을별도로평가하기위한알고리즘을제시하는것도본연구의내용에추가하였다. 전차년도연구에서수행한 비파괴물리탐사를통한필댐동적물성조사 연구의결과에의하면, 현재우리나라에서채택하고있는댐사면의기울기는표면파시험에영향을거의주지않지만, 댐코어의매질특성은인접한쉘재의물성에직접영향을받는다. 따라서기존의 - 63 -
표면파시험방법에의해서는코어매질의전단파속도를평가할수없는문제점이존재하기때문에, 본연구에서는유한요소해석에근간을둔연구에의해코어매질의전단파속도를평가할수있는알고리즘을제시하고자하였다. 또한현재댐제체에서수행할수있는또는수행해왔던기존의조사방법의결과를상호비교함으로써각기법의장단점을평가하고, 나아가서는향후에필댐의동적물성을평가하는데있어서최적의기법과자료분석을위한알고리즘을제시하고자하였다. 본연구의내용을정리하면다음과같다. * 유한요소해석연구에의한코어매질의동적물성분리측정방법의제안현재 2013년도에수행한 비파괴물리탐사를통한필댐동적물성조사 연구의결과에의하면, 표면파시험에있어서코어매질의분리측정은현재단계에서는가능하지않고추후연구가필요한실정이다. 본연구에서는코어매질의분리측정문제를해결하기위하여유한요소해석연구를수행하였다. 그결과를근간으로하여표면파시험에의한코어매질동적물성측정방안을제안하였다. *Beamforming 기법을이용한댐체표면파탐사및분석최근한국건설교통기술평가원건설기술혁신사업연구연구, 대형지반구조물대입경조립재료동적물성산정기법연구 결과, 댐체의신뢰성있는동적물성평가를위해개발된 Beamforming 표면파탐사기법 (SBF 기법 ; Short-Array Beamforming Technique) 을적용한필댐의동적물성조사및분석을수행하였다. 본연구에서대상으로하는필댐은다음과같다. 대상댐 : 군위댐 ( 콘크리트차수벽형석괴댐 ;CFRD) 감포댐, 안동댐 ( 중심코어형락필댐 ;ECRD) 동적물성 :2 차원심도별전단파속도 (Vs) 주상도 측선전개 : 댐마루 *SASW 기법을이용한필댐사석재의전단파속도주상도평가연구대상필댐에대해서필댐의내진해석에있어서요구되는필댐사석재의전단파속도주상도를평가하였다. 필댐의사석재평가는시험수행자의안전과시험장비의안정성이보장되는댐의사면에대해국한하여수행하였다. 본연구에서필댐사석재에대해시험을수행한필댐은다음과같다. 대상댐 : 감포댐, 안동댐 ( 중심코어형락필댐 ; ECRD) * 고분해능반사법탄성파탐사를이용한댐체동적물성조사및분석 최근한국건설교통기술평가원건설기술혁신사업연구연구, 대형지반구조물대 - 64 -
입경조립재료동적물성산정기법연구 결과, 댐체의신뢰성있는동적물성평가를위해개선된고분해능반사법탄성파탐사기술을적용한필댐의동적물성조사및분석을수행하였다. 대상댐 : 임하댐, 감포댐 ( 중심코어형락필댐 ;ECRD) 부안댐 ( 콘크리트차수벽형석괴댐 ;CFRD) 동적물성 :1 차원심도별전단파속도 (Vs) 주상도 측선전개 : 댐마루 *Round Robin 탐사비교분석필댐의내진성능평가를위한동적물성 ( 전단파속도주상도 ) 을신뢰성있게평가하기위한노력의일환으로감포댐을대상으로 Round Robin 연구를수행하였다. 2013 년도와 2014년도에수행된다양한현장시험결과를상호비교하여각기법의결과가제시하는특성을파악하고자하였다. 또한동일댐에서수행된다운홀시험결과를기준으로하여최적의탐사 / 조사기법을제안하고자하였다. 3.2 표면파시험에서코어재전단파속도분리방법연구 3.2.1 배경및목적 중심코어형필댐은일반적인자연지반의구조와는현저한차이를가지고있다. 이러한구조적차이는수평지층을기본가정으로하는표면파시험에는큰난관이아닐수없다. 그렇다고해서필댐의코어영역에시추공을뚫고시추공공내탐사시험을수행하는것은너무도위험부담이크다고할수있다. 따라서본연구에서는중심코어형필댐의코어재측정에있어서시추공을필요로하지않고비파괴적으로시험을수행하는표면파시험을수행하고이로부터코어재의동적물성 ( 전단파속도주상도 ) 을도출할수있는방안을모색하였다. 이러한연구성과를도출하기위하여실제중심코어형필댐을유한요소로모델링하고, 이에대해표면파시험을모사하였다. 그리고센서위치에서결정한입자속도를이용하여실제댐마루에서측정하게되는표면파시험자료를추정할수있었다. 중심코어형필댐의댐마루에서수행하는표면파시험으로부터코어매질의동적물성을도출할수있는알고리즘을제안하기위하여다음과같은요소연구를수행하였다. - 65 -
코어재내부에작용하는심도별평균주응력평가균일한재료로구성된편평한지반의경우, 전단파속도또는전단탄성계수는평균주응력의지수승에비례하게된다. 그러나댐체의경우하향으로경사면이조성되어있는비정형구조이기때문에, 댐체코어영역내부에발생하는평균주응력은일반편평한지반의경우와다르게된다. 따라서코어영역내매질에작용하는심도별평균주응력을산정하여간접적으로코어재의심도별균질성여부를판단하는판단기준으로활용하고자한다. 코어재물성평가에있어서발진원-감진기위치의영향인자연구필댐의댐마루에발진원과감진기를설치하고표면파시험을수행하였을때, 실제중심코어형필댐의수치모형에대하여발진원과감진원의위치가측정되는표면파속도에어떠한영향을미치는지를유한요소해석에의한모의실험으로평가하였다. 이는발진원의위치가감진기에서가까울수록표면파의전파경로가짧아져서코어재를둘러싸고있는사석의영향을적게받고코어재만의특성에의해전파될가능성이높기때문이다. 코어재물성을도출하기위한표면파시험방법과해석방안알고리즘본장에서수행한댐체마루에서의표면파시험을유한요소해석으로모사하여연구한결과, 코어재물성을도출하기위한가장적합한시험방법과그측정결과에대한해석방안을알고리즘화하여정립하였다. 3.2.2 코어재내부에작용하는심도별평균주응력평가 Hardin and Drenevich (1978) 의연구를참고하면, 식 3.1b와같이균질한매질의전단파속도 ( ) 또는전단탄성계수 ( ) 는평균유효주응력 ( ) 의지수승에비례하기때문에, 임의심도에서평균유효주응력과전단파속도의정보가가용하다면, 다른심도에서의평균유효주응력을바탕으로전단파속도를추정할수있다. - 66 -
균일한재료로구성된편평한지반의경우, 평균유효주응력은단위중량의함수로간단하게표시될수있지만, 댐과같이사면이존재하는경우평균유효주응력은단순하게수학식으로예측하는것이가능하지않다. 평균유효주응력의산정은코어매질의물성을추정하는데있어서결정적인단서가되기때문에, 비록해석적으로는가능하지는않지만수치해석적인방법에의존해서라도반드시평균유효주응력을산정하고자하였다. 본연구에서는유한요소해석을사용하였으며, 댐제체의매질에일정한단위중량과포아송비를부여하고, 주어진매질의자중으로인한응력분포를유한요소해석으로결정하였다. 본장에서는 CFRD, ECRD 필댐두가지형태의댐에대하여심도별평균주응력을평가하였다. Fig. 3-1에도시한바와같이각각에대하여유한요소모델을구성하였고, ECRD의경우는가운데코어부분에대해서점토물성을할당하였다. 유한요소해석에사용한댐의제원은다음과같다. 댐높이 :45m 댐길이 :71m 댐경사 :2:1 코어경사 :0.3:1 유한요소의기준크기 :1m 매질의물성 : -석괴 : 밀도 [2,200kg/m 3 ], 영탄성계수 [367MPa], 포아송비 [0.25] -코어점토 : 밀도 [1,800kg/m 3 ], 영탄성계수 [192MPa], 포아송비 [0.3333] - 67 -
3.6 결론 필댐의동적물성 (Vs; 전단파속도 ) 파악을위해최신물리탐사기법 (SBF, SASW, Seismic Reflection) 을동원하여연구대상댐별주상도를추출하였으며, 부가적으로댐체의여러가지제약요소 (3차원구조물, zoning, 침윤선분포, 코어층의존재영향등 ) 중내진해석시특별히중요한코어재와쉘재의전단파속도분리가능성을연구하였다. 본연구에서는유한요소해석, 실제현장실험사례, 다운홀탐사결과와의비교등을통하여필댐코어매질의전단파속도평가를위한가이드라인을정립하였다. 전체적으로두단계에걸쳐서진행되는데, 첫번째단계는 SBF 시험등으로예비 1차원전단파속도주상도를결정하는것이다. 본연구를통해코어영역의표층폭이 4m 정도일때, 평가가능한최대심도는개략적으로 14~20 m 정도로국한되는것으로나타났다. SBF 시험으로평가한심도하부의매질의전단파속도는두번째단계의부지고유관계식을이용하여결정하게된다. 깊이또는평균주응력으로부터전단파속도를추정하는식을제안하였다. 이렇게두단계의과정을거치면최종적으로필댐코어매질의전단파속도주상도를결정할수있게되는데, 예컨대상부 14~20 m의경우는예비 1차원전단파속도주상도로부터, 심도 14~20m 하부의코어매질은평균주응력-전단파속도의부지고유관계식으로부터획득될수있다. 중심코어가있는중심코어형필댐의경우, 코어영역의매질이기본적으로양질의점토이고일정한다짐에너지를이용하여다짐을수행하였다는사실을염두에둘때, 코어매질의전단파속도에가장큰영향을주는것은평균유효응력이라고할수있다. 본연구에서는대표적인중심코어형필댐의단면에대하여심도에따라평균유효응력을평가하였고, 이결과를이용하여균질한중심코어매질에대한전단파속도의심도 ( 또는평균유효응력 ) 에따른전단파속도의변화를추정하였다. 평균유효응력에따른전단파속도의변화는 1978년 Hardin과 Drenvich가제안한경험공식을사용하여최적의부지고유경험공식으로제안하게되었다. 본연구에서제안한코어매질의전단파속도평가방법을감포댐에대하여적용하여보았다. 감포댐의경우, 다운홀탐사로측정한코어영역매질의전단파속도주상도가가용하였기에, 이를기준으로본연구의알고리즘의타당성을확인할수있었다. - 118 -
3m 길이의측선을총 16 개설정 전체 16 개측선에대해서반복하여진행 Stage 1 Stage 2 예비 1 차원전단파속도주상도결정 ( 심도 : 14~20m) 평균주응력-전단파속도관계식결정 n vs = p( s -s REF ) + q v S = f (s ) 를이용하여코아하부매질의전단파속도추정 깊이평균주응력전단파속도 예비주상도 + 추정주상도 ( 상부 14~20m) ( 심도14~20m 하부 ) 최종 1 차원전단파속도결정 Fig. 3-47. 필댐코어매질의전단파속도주상도를평가하기위한가이드라인 댐마루에서표면파시험을수행하게되는경우, 일정심도이하의매질에대하여평가한전단파속도는코어매질만의물성이아니고, 인접한사석재의매질과기타표면파속도의역산해석과정에서유발되는수치적인요소에의해과대평가된다. 감포댐의댐마루에서는 2013-2014년에걸쳐다운홀탐사, MASW 탐사, SBF 시험, 반사법탐사등을수행하여각방법으로측정한전단파속도주상도가결정되어있다. 본연구에서는다운홀탐사결과를가장신뢰할만한기준으로설정하여, 이기법들의결과를비교검토함으로써, 중심코어형필댐에서코어매질의전단파속도주상도를가장신뢰성있게평가할수있는최적의기법을확인하고자하였다. 그결과본연구에서제안한 SBF 기법을기반으로한 2원화알고리즘 (msbf기법) 이상대적으로신뢰도가높은결과를도출하였다. 탄성파의통과속도를직접관찰하는반사법탄성파탐사의속도평가결과는전단파속도와압축파속도를모두측정할수있다는장점이있으나, 댐체내부에특별한반사를발생시킬음향임피던스의뚜렷한경계가없는경우구간별속도평가에는어려움이있는것으로나타났다. 그러나반사법탐사의이러한경계부반사를활용하는특성은댐제체와원지반의경계를구분하는측면에서는장점이있다고할수있다. - 119 -
제 4 장. 수치해석용도면표준화 4.1 개요 4.1.1 배경및목적 댐의내진성능평가를위해서는정확한도면에기반한수치모델링이필수적이다. 최근에준공된댐들은비교적대표단면도나평면도, 종단도등이전자도면화되어있는경우가많지만, 20세기에설계된댐들의대부분은전자도면이거의없는실정이다. 또한전자도면화된댐들이라할지라도각각의댐도면은설계사와시공사가상이하기때문에정확한댐조닝이나존의사면경사, 실제거리와높이, 축척등이부정확하거나다양한것이사실이다. 이러한실상은특히필댐의내진성능평가에있어침투류해석, 사면안정해석, 동적시간이력해석등의수행에큰걸림돌이된다. 따라서이러한문제를극복하기위해 K-water에서유지관리하고있는기존댐들에대한정확한준공도면을수치해석용으로표준화하는작업이필요하였다. 따라서본장은 K-water에서관리하고있는기존댐의지반-구조적안전성평가 ( 지반공학적응력-변형해석, 침투류해석, 사면안정해석, 내진해석 ) 를목적으로기존도면의수치해석용표준화를수행하고대표도면들을수록하여향후에기술적인활용가치를극대화하고자하였다. 본과업은소양강댐등기존댐들에대한도면편집및전자도면화를근간으로, 댐별대표단면도, 평면도, 종단도, Station 별단면도를편집하고수치도면화하였다. 또한도면의표준화를위해레이어링, 축척, 좌표이동, 폰트, 스타일등을통일성있게작업하였다. 4.1.2 도면표준화내용 본과업에서는자료수집이가능한댐들에대하여우선적으로수치도면화를수행하였다. 댐별도면표준화작업에서사용할틀및레이블, 일련번호등의제반 template 작업을표준화하였다. 수치해석용도면표준화를주목적으로진행하였지만, 사실상전자도면이필요한모든면에활용가능할수있도록기획되었다. - 120 -
전자도면은 AutoCad 소프트웨어를기본으로작성하였다. 댐별도면편집및표준화는기본적으로대표단면도, 평면도, 종단도및 Station 별단면도에한하며, 콘크리트댐의경우 Station 별단면도는생략하였다. 단, 자료수집이가능한범위에서작업을수행하였으므로향후확장이필요할수있다. 과거인쇄된도면만존재하는경우, 표기된정확한치수와표기된기하학적형상이일치되도록복원하였다. 본과업의댐별도면표준화작업에사용되는모든폰트는 AutoCad 내문자와숫자가가장분명하게인식될수있고, 해당파일을호출시범용적으로호환이되는공통적인폰트를사용하였으며, 특수한폰트는지양하였다. 댐별전자도면의치수형식, 폰트크기및종류, 레이어의형식과구조, 선의굵기및양식은모두일관되고, 통일성있게작업하였다. 댐별도면에대해서는각제체가구성된조닝 (zoning) 및 text, dimension 등을적절히구분하여일관된 layering 작업을수행하도록하였다. 모든도면은실제표기된 meter 단위축척으로 scaling 하였으며, 도면에표기된 dimension( 예. distance) 과도면상의길이를일치시켰다. 도면의가로및세로축척이서로상이한경우에는원 geometry 축척대로복원하였다. 과거인쇄도면정보를 AutoCad화한기존도면의경우, 또는기존도면의품질이미흡한경우, 표기된사면경사또는표고정보, 길이정보등을확인대조하여일치하지않는경우, 준공도서등을참고하여가장확실한정보를기반으로도면을재작성하였다. 댐별대표단면도는전자도면작성후, 수치해석을위한기초암반부를직사각형형태의틀을생성하였으며, 이때댐상하류선단에서확장선의길이는댐축에서댐상류측및하류측선단까지의길이의평균을취하도록하였으며, 기초암반하부확장선의길이는댐높이로정하였다. 이러한수치해석전용대표단면도는별도의파일로저장하였다. 댐의각존별레이블, 저수위및상시만수위, 계획홍수위선및표고, 댐의기초암선등은분명하게표기하였다. 댐별수치해석전용대표단면도는댐의상류측제체가기초부와만나는곳을좌표값 (0,0) 으로좌표이동시켜정리하였다. 댐별평면도와종단도, 대표단면도는중요한변곡점마다서로일치하도록보정하여향후 3차원수치해석에활용할수있도록노력하였다. 본과업의전자도면작업에서는색깔을사용하지않고단색 ( 검은색 ) 으로처리하였다. 당초댐별준공도면이과업을수행하는시점에서치수능력증대사업등으로댐체의대표단면도나평면, 종단이변경된경우에는최신도면을참조하여현재의도면으로복원하였다. 다음절부터는각댐별복원된수치해석용표준화도면의모음집이다. - 121 -
No 댐형식 Table 4-1. 도면표준화댐대상현황 높이 (m) 길이 (m) 사업기간 1 소양강 ECRD 123 530 67.4-73.12 2 충주 CGD 97.5 447 78.6-86.10 3 횡성 ECRD 48.5 205 90.1-02.11 4 안동 ECRD 83 612 71.4-77.5 5 임하 ECRD 73 515 84.12-93.12 6 합천 CGD 96 472 82.4-89.12 7 남강 CFRD 34 1,126 87.11-03.12 8 밀양 CFRD 89 535 90.4-02.12 9 군위 CFRD 45 390 00.1-12.12 10 부항 CFRD 64 472 02.8-14.12 11 대청 ECRD/CGD 72 495 75.3-81.6 12 용담 CFRD 70 498 90.10-06.12 13 섬진강 CGD 64 344.2 61.8-65.12 14 주암 ( 본 ) ECRD 58 330 84.9-92.12 15 주암 ( 조 ) ECRD 99.9 562.6 84.9-96.12 * 16 부안 CFRD 50 282 90.2-96.12 17 보령 ECRD 50 291 90.11-00.6 18 장흥 CFRD 53 403 96.2-07.12 19 광동 ECRD 39.5 292 85.12-89.9 20 달방 ECRD 53.5 326 86.11-90.5 21 영천 ECRD 42.0 300 74.11-80.12 22 안계 EF 32.5 223.5 68.8-71.12 23 감포 ECRD 35.0 108 02.7-06.12 24 운문 ECRD 55 407 85.12-94.9 25 대곡 CFRD 52 192 99.4-05.12 26 사연 ECRD 46 300 62.10-65.12 27 대암 ECRD 27 318 68.2-69.12 28 선암 EF 22 331 62.9-64.12 29 연초 ECRD 24.5 120 77.12-79.12 30 구천 ECRD 50 234 84.5-87.11 31 수어 ECRD 67 437 74.8-78.5 32 평림 ECRD 37.3 390.5 01.11-07.12 33 낙동강하굿둑 CG/ECRD 18.7 2,230 83.9-90.6 34 평화의댐 CFRD 125 601 86.10-07.12 35 군남 CGD 26 658 05.11-12.12 비고 - 122 -
제 5 장. 필댐내진성능평가연구 5.1 평가개요 우리공사에서관리하고있는기존총 34개댐중필댐은 28개댐 (82%) 으로서다수의비중을차지하고있다. 필댐의형식은크게중심코어형사력댐 (ECRD) 과표면차수벽형석괴댐 (CFRD) 으로구분되며, 본연구에서내진성능평가는개정댐설계기준 (2011) 내진설계기준에의거하여등가정적해석및상향된동해석지진가속도계수를적용한 Newmark 기반의변형해석을중심으로이루어졌다. 5.1.1 평가대상댐 기존댐내진성능평가의연차별시행은연구계획서에의거하여약 2.5 년에걸쳐 아래와같이대상댐들을구분하여추진되었다. ( 총대상댐수 ) 총 34개댐 * 다목적댐 17개소, 용수전용댐 14개소, 홍수조절용댐 2개소, 낙동강하굿둑 1개소 * 다목적댐 : 소양강, 충주, 횡성 ( 이상한강수계 ), 안동, 임하, 합천, 남강, 밀양, 군위 ( 이상낙동강수계 ), 대청, 용담 ( 이상금강수계 ), 섬진강, 주암본댐, 주암조절지댐 ( 이상섬진강수계 ), 부안, 보령, 장흥 ( 기타수계 ) * 용수전용댐 : 광동, 달방, 영천, 안계, 감포, 운문, 대곡, 사연, 대암, 선암, 연초, 구천, 수어, 평림 * 홍수조절용댐 : 평화의댐, 군남홍수조절지 * 낙동강하굿둑 - 158 -
1차년도 (2012.05~12) 에는개정내진해석요령에대한전문적인이해와적용기법의정립에초점을맞추었으며, 4개시범연구대상필댐 ( 소양강, 횡성, 밀양, 운문 ) 에대한내진해석을수행하였다. 2차년도 (2013.01~12) 에는본격적으로 15개필댐에대한신규내진해석을수행하였으며, 용수댐성능개선기본계획수립사업과관련한댐체지반조사및시험성과를반영하기위하여기시행하였던운문댐을재해석함으로서종합적으로 16개필댐에대한내진성능평가가이루어졌다. 특별히용수댐성능개선기본계획수립지원을위하여용수전용댐을우선적으로다수평가하였다. 3차년도 (2014.01~12) 에는 13개필댐에대한신규내진해석과더불어 ( 해석기법의변화, 물성변화등의사유로 ) 전차년도에수행하였던일부 7개필댐에대한재해석또는추가해석을수행함으로서, 총 20개필댐의내진평가를완료하였다. 참고로댐형식별내진평가수행현황분류에서댐운영실무편람 (2013) 에의거하여안계댐과선암댐은 Earthfill (EF) 댐으로분류하고있으나, 실제내진성능평가에있어서이댐들은명백히중심코어를갖고시공되었으며, 균질한흙댐이아닌물성과재료원이다른코어층과쉘 (shell) 층으로구분되어있으므로사실상중심코어형사력댐 (ECRD) 과동일한형식의내진해석을수행하였다. 또한대청댐의경우는중심코어형사력댐과콘크리트댐이복합된형식의댐으로서사력부와콘크리트부를나누어내진성능평가를수행하였다. 콘크리트댐을포함한전체필댐의연차별내진성능평가추진형황은다음 Table 5.1-1과같다. - 159 -
Table 5.1-1. Status of yearly seismic analyses for existing dams of K-water 평가년도개소대상댐명비고 2012 2013 2014 5 (0*) 16 (14*) 13 (20*) (ECRD) 소양강, 횡성, 운문 (CFRD) 밀양 (CGD) 충주 (ECRD) 보령, 주암, 주암조절지, 광동, 달방, 영천, 사연, 대암, 연초, 구천, 수어, 운문 * (EF) 선암 (CFRD) 용담, 장흥 (CGD) 합천, 섬진강, 충주 * (ECRD) 대청 ( 사력부 ), 안동, 임하, 평림, 감포, 소양강 *, 횡성 * (EF) 안계댐 (CFRD) 남강, 군위, 부안, 평화의댐, 대곡, 밀양 *, 용담 *, 장흥 * (CGD) 군남홍수조절지, 대청 ( 콘크리트부 ), 낙동강하굿둑, 합천 *, 충주 * 계 34 ECRD 18, EF 2, CFRD 8, CGD 5, 복합 1 대청 : 복합댐 주 )ECRD =EarthCoredRockfilDam,EF=EarthfilDam,CFRD =ConcreteFacedRockfilDam, CGD =ConcreteGravityDam * 해석기법의변화, 물성변화등의원인으로재해석또는추가해석을수행한경우로, 댐수는최종 재해석개소기준으로산정 5.1.2 과거댐안전성평가이력 기존의댐체내진성능평가는주로치수능력증대사업등외형적인댐형상이나제체조닝의변화시, 또는법령에의해정기적으로수행하는정밀안전진단시에수행되어왔다. 2013년 12월기준으로현재까지수행된댐별정밀안전진단현황은다음과같다 (Table 5.1-2, 5.1-3). - 160 -
Table 5.1-2. In-depth diagnosis history for multi-purpose dams (K-water 2013) 대상댐안전진단내용기간등급업체명 소양강댐 정밀안전진단 (3 차 ) 정밀안전진단 (2 차 ) 정밀안전진단 (1 차 ) 댐거동분석및안전도평가 08.9~ 09.9 03.12~ 04.7 98.12~ 99.12 95.6~ 96.12 B C C - 한국시설안전공단한국시설안전공단한국시설안전공단한국대댐회 횡성댐 정밀안전진단 (1 차 ) 11.04~ 12.04 B 한국시설안전공단 충주댐 정밀안전진단 (4 차 ) 정밀안전진단 (3 차 ) 정밀안전진단 (2 차 ) 정밀안전진단 (1 차 ) 댐거동분석및안전도평가 댐거동분석및안전도평가 11.10~ 12.12 06.12~ 07.12 02.4~ 02.12 96.8~ 97.12 89.1~ 89.12 86.1~ 86.12 C C C C - - 한국시설안전공단한국시설안전공단한국시설안전공단한국시설안전공단대우ENG, 충북대대우ENG 안동댐 정밀안전진단 (3 차 ) 정밀안전진단 (2 차 ) 정밀안전진단 (1 차 ) 댐거동분석및안전도평가 댐거동분석및안전도평가 임하댐 정밀안전진단 (3 차 ) 정밀안전진단 (2 차 ) 정밀안전진단 (1 차 ) 합천댐 정밀안전진단 (3 차 ) 정밀안전진단 (2 차 ) 정밀안전진단 (1 차 ) 댐거동분석및안전도평가 댐거동분석및안전도평가 10.10~ 11.10 05.11~ 06.9 00.11~ 01.11 95.6~ 96.12 87.1~ 87.12 11.8~ 12.12 06.9~ 07.7 96.5~ 97.11 10.3~ 10.12 04.12~ 05.12 99.8~ 00.10 92.1~ 92.12 91.1~ 91.12 C C C - - B D C B C B - - 한국시설안전공단한국시설안전공단한국시설안전공단대댐회, 수자원연구소대우 ENG 한국시설안전공단한국시설안전공단한국시설안전공단 한국시설안전공단한국시설안전공단한국시설안전공단수자원연구소수자원연구소 남강댐 정밀안전진단 (1 차 ) 10.3~ 10.12 C 한국시설안전공단 밀양댐 정밀안전진단 (1 차 ) 11.12~ 12.11 B 한국시설안전공단 대청댐 정밀안전진단 (3 차 ) 정밀안전진단 (2 차 ) 정밀안전진단 (1 차 ) 댐거동분석및안전도평가 댐거동분석및안전도평가 10.4~ 11.4 04.12~ 05.12 99.12~ 00.12 95.6~ 96.12 88.4~ 88.12 B C C - - 한국시설안전공단한국시설안전공단한국시설안전공단한국대댐회수자원연구소, 대우 Eng 용담댐 정밀안전진단 (1 차 ) 11.11~ 12.12 B 한국시설안전공단 보령댐 정밀안전진단 (1 차 ) 09.5~ 10.3 B 한국시설안전공단 섬진강댐 정밀안전진단 (3 차 ) 정밀안전진단 (2 차 ) 정밀안전진단 (1 차 ) 댐안전도평가및유지관리방안연구 주암댐 정밀안전진단 (3 차 ) 정밀안전진단 (2 차 ) 정밀안전진단 (1 차 ) 댐거동분석및안전도평가 부안댐 정밀안전진단 (2 차 ) 정밀안전진단 (1 차 ) 10.4~ 11.4 05.6~ 06.6 00.6~ 01.6 94.11~ 95.11 10.6~ 11.6 05.6~ 06.6 96.4~ 97.1 90.9~ 90.12 11.10~ 12.12 07.3~ 07.12 C C C - 본 B, 조 C C B - B B 한국시설안전공단한국시설안전공단한국시설안전공단한국대댐회 한국시설안전공단한국시설안전공단한국시설안전공단삼안 한국시설안전공단한국시설안전공단 - 161 -
Table 5.1-3. In-depth diagnosis history for water supply dams (K-water 2013) 대상댐안전진단내용기간등급업체명 광동댐 정밀안전진단 (3 차 ) 11.8~ 12.12 B 한국시설안전공단 정밀안전진단 (2 차 ) 05.12~ 07.2 C 한국시설안전공단 정밀안전진단 (1 차 ) 00.12~ 01.12 댐미시행 한국시설안전공단 거동분석및댐운영방안연구 96.6~ 96.12 - 강원대산업기술연구소 달방댐 정밀안전진단 (3 차 ) 11.8~ 12.12 B 한국시설안전공단 정밀안전진단 (2 차 ) 05.12~ 07.2 B 한국시설안전공단 정밀안전진단 (1 차 ) 00.12~ 01.12 댐미시행 한국시설안전공단 안전진단 95.5~ 95.9 - 대한토목학회 안전진단연구 94.5~ 94.6 - 농업진흥공사 영천댐 정밀안전진단 (3 차 ) 08.8~ 09.8 B 한국시설안전공단 정밀안전진단 (2 차 ) 03.9~ 04.6 C 한국시설안전공단 정밀안전진단 (1 차 ) 97.12~ 98.12 B 한국시설안전공단 안계댐 정밀안전진단 (2 차 ) 08.11~09.9 B 진화기술공사 정밀안전진단 02.9~ 03.7 C 한국건설품질연구원 댐안전도평가 95.7~ 96.1 - 한국대댐회 사연댐 정밀안전진단 (3 차 ) 08.5~ 09.2 C 한국시설안전공단 정밀안전진단 (2 차 ) 03.6~ 04.1 C 한국시설안전공단 정밀안전진단 (1 차 ) 97.12~ 98.11 C 한국시설안전공단 운문댐 정밀안전진단 (2 차 ) 09.9~ 10.9 B 한국시설안전공단 정밀안전진단 (1 차 ) 04.5~ 05.3 B 한국시설안전공단 정밀안전진단 99.7~ 00.4 - 한국건설안전기술원 수어댐 정밀안전진단 (3 차 ) 08.4~ 09.1 C 한국시설안전공단 정밀안전진단 (2 차 ) 03.6~ 04.1 C 한국시설안전공단 정밀안전진단 (1 차 ) 97.12~ 98.12 C 한국시설안전공단 울산공업 정밀안전진단 (3 차 ) 09.2~ 10.3 B 한국건설품질연구원 ( 대암 선암 ) 정밀안전진단 (2 차 ) 03.7~ 04.12 댐미시행 한국시설안전공단 정밀안전진단 (1 차 ) 97.11~ 98.7 댐미시행 한국건설품질연구원 거제공업 ( 연초 구천 ) 정밀안전진단 (3 차 ) 정밀안전진단 (2 차 ) 정밀안전진단 (1 차 ) 11.8~ 12.12 05.8~ 07.2 99.9~ 00.3 연B, 구B 연B, 구B 댐미시행 한국건설품질연구원신우엔지니어링신우엔지니어링 - 162 -
Table 5.1-4. In-depth diagnosis history for other existing dams (K-water 2013) 대상댐안전진단내용기간등급업체명 평화의댐 정밀안전진단 (2 차 ) 정밀안전진단 (1 차 ) 07.10~ 08.11 02.05~ 02.10 C C 신우엔지니어링한국시설안전공단 낙동강 정밀안전진단 (3 차 ) 10.11~ 11.8 B 한국시설안전공단 하구둑 정밀안전진단 (2 차 ) 05.9~ 06.9 B 한국시설안전공단 정밀안전진단 (1 차 ) 00.11~ 01.11 B 한국시설안전공단 안전도진단시스템구축 94.9~ 96.12 - 한국건설기술연구원 5.1.3 해석기법및절차 지반지진공학 (geotechnical earthquake engineering) 에서많은학자들이필댐 (fill dam) 을대상으로지진시지진파의증폭현상, 응력-변형거동, 동적사면안정, 지반액상화현상등에대한연구를활발히진행하여왔으며, 여러사례들을통하여내진설계와평가방법이발전되어왔다. 예를들어, 1971년의 San Fernando 지진시액상화에의한 Lower San Fernando 댐제체가대규모사면붕괴로반파된사례는필댐의내진설계패턴을바꾸는계기가되었다 (Idriss and Boulanger 2008). 2011년일본의 Tohoku 대지진시에는 Fujinuma 흙댐이완전유실되기도하였으며, 많은필댐에서종방향균열등손상이관찰된바있다 (Matsumoto 2012). 전형적으로댐이나사면의정적안정성평가는한계평형해석의수행이일반적이다. 그러나지진시안전성평가는복잡성과비용적측면의순으로 (1) 등가정적해석, (2) Newmark 기반변형해석, (3) 지진후안정해석, (4) 동적유한요소또는유한차분해석의네가지방법으로분류될수있다. 앞서소개한등가정적해석은실무에서간편함과친숙함의이유로널리이용되고있으나복잡하게변화하는동적인지진동효과를일정한한방향의등가정적가속도값으로표현함으로서지나치게단순화된방법이다 (Abramson 등, 2002). 경험적으로도등가정적해석은큰간극수압을축적시키거나, 지진동으로인해 15% 이상의강도저하를초래할경우매우신뢰성이떨어지게된다 (Kramer, 1996). 사실등가정적해석방법은안전율만을산출하기때문에변형에관한댐의사용성정보는제공하지못한다. 댐의기능은내적침식외에사실상지진후변형에지배되기때문에사면의변위를예측하는분석은댐의지진안전성을표현하는유용한도구가된다. 지진으로인한가속도는시간에따라변화하기때문에, 실제적인등가정적안전율은지진동동안에끊임없이변화할것이다. 최근 Finn(2013) 은성능기반의설계 (PBD; Performance based design) 가실무적으로 - 163 -
확산되어가고있으며, 이는댐및사면에서허용변위에기반한성능을의미한다고설명한바있다. 이러한성능기반의설계에있어두가지중요한필요조건이있는데, 바로허용가능한성능기준과신뢰할만한해석기법이그것이다. 따라서지진에대한댐체저항성을표현하는방법에는여러가지가있겠으나, 실무적으로는기능성 (serviceability) 의관점에서 Newmark 소성변위와같은변형량이될것이다. 최근개정된댐설계기준 (2011) 내진설계편에의하면, 종래의정역학적설계방법인진도법을내진설계의기본으로하였으나, 진도법으로설계된댐체단면에대한상세검토가필요한경우에는동역학적해석방법에의한검토를수행하도록명시하였다. 또한개정된댐설계기준 (2011) 에서는상세동해석시내진특등급댐에대해기존재현주기를 1000년빈도에서 2400년빈도로상향변경하였으며, 내진일등급댐역시 500년에서 1000년빈도로변경하였다. 예를들어, 다목적댐및 Ⅰ구역용수전용댐중높이 45m 이상이고, 총저수용량 50백만m3이상인내진특등급댐의경우 0.11 ( 구역계수 ) * 2.0 (2400년재현주기위험도계수 ) = 0.22g를설계지반최대가속도로적용해야한다 ( 보통암기준 ). 그러나상세동해석이아닌등가정적해석시에는수평지진가속도계수 (k h) 값을 0.22 (2400년재현주기설계지진계수 ) 대신 0.154 (1000 년재현주기설계지진계수 ) 로취할것을제시하였다 (KWRA, 2011). 따라서다목적댐과저수용량이큰운문댐은등가정적해석에서 k h = 0.154를, 상세동해석에서 PGA (Peak Ground Acceleration; 최대지반가속도 ) 를 0.22g로적용하였다. 나머지내진일등급용수전용댐의경우, 적용설계지진력은등가정적해석시 k h = 0.11, 상세동해석시 PGA = 0.154g를성능목표로정하였다. 여기서진도법은내진해석에서등가정적사면안정해석으로표현되며, 실무적으로댐과사면에대해여전히보편적인검토방법이다. 등가정적사면안정해석에서는수평지진가속도계수 (k h ) 를설정하는작업이필요하며, 실무에서이값을상세동해석에서의목표 PGA와동일시하는경향이보편적이다. 그러나지진관성력에관여하는 kh 값은실제불규칙적으로나타나는지진시간이력과는상당히다른값이되며, 직접적인상관성이없음을숙지해야한다. 즉현재의등가정적해석방식에서취하는 kh 값은상당수준보수적인값임을인식할필요가있다. 이러한경향으로댐의안전성을이해하는데에오류가발생할수있기때문에올바른이해와개념정립이필요한실정이다. 또한이론적으로등가정적해석에서허용안전율은 1.0이되어야하나각종불확실성으로보통그이상의안전율을채택하는것이일반적이며, 현재댐설계기준 (2011) 에서는지진시등가정적사면안전율을 1.2로정하고있음을인지하여야한다. 정밀안전진단시종종댐의등가정적안정성해석에서는활동면에수직으로작용하는지진관성력을수평관성력의 1/2로적용한바있으나, 이는등가정적해석시최근 Gazetas(2012) 등이발표한내용에근거하여, 수평지진계수만을적용하여해석을수행하였다. 등가정적사면안전해석에 k v 를 0.5 k h 로입력하는경우, 수직지진관성 - 164 -
력은활동을유발하는힘과저항하는힘모두를저감시킴으로서타당성이떨어진다. 최근 Gazetas (2012) 는설계진도가커질때, 등가정적사면안정해석에서 k h 와 k v 를동시에재하하는것은물리법칙을침범하는중대한오류를일으킨다고발표하였다. 이러한사례들과다양한연구들로부터다양한비선형전응력, 또는유효응력해석이보편화되고있지만, 현재주류를이루고있는해석기법은여전히 Newmark 기반의변형해석이라할수있다 (KWRA 2011). 대표적인변형해석의기본으로 Newmark(1965) 에의해제안된 Newmark 활동블록해석은사면내활동토체의가속도시간이력을직접적으로고려하게된다. 해당부지에서기대되는현실적인지반운동모델을대표하는이러한가속도이력은영구소성변형량을결정하기위해항복가속도와비교하게된다. 이방법은지진동으로인한관성력이가능한토체의전단강도를초과하는전단응력을유발할때점차적으로미끄러진다고가정하며, 활동토체의상대적인활동변형량은활동토체와항복가속도에대해계산된가속도차를이중적분함으로서얻어지게된다. Newmark 활동블록해석으로부터계산된영구소성변위는활동토체의무게중심에서의움직임을표현하는것으로간주할수있다. 평면활동면인경우, 이영구소성변위의방향은활동면에평행하게향할것이다. 결과적으로영구소성변위는누가전단력과수직력의합력방향을따라움직이게된다 (Abramson 등, 2002). 댐설계기준 (2011) 에서는필댐동해석기법의표준플랫폼으로서기존의복잡한탄소성모델등시간이력동해석과상대적으로단순한등가정적한계평형해석 ( 진도법 ) 에우선하여, 동해석시 Newmark 기반의변형해석을수행, 지진에의한활동변위를산정토록변경하였다. 결과적으로계산된소성활동량이 30cm 이내이면댐안전에문제가없으며, 계산된소성활동량 60cm는상당한손상을동반하는허용가능한소성변형량으로명시하였다. 이러한소성변형량기준역시국제적으로통용되는 ICOLD 가이드라인등에서정하고있지는않고있으며, 다소보수적인수치로판단된다. 따라서향후이에대한연구가필요한실정이다. 본댐의내진해석연구에서채택한해석기법은앞서소개한 (1) 등가정적해석및 (2) 유한요소해석 (FEM) 과 Newmark 변형해석을병행한상세동해석이다. GeoStudio사에서개별모듈로개발된 SEEP/W를초기정상침투상태재현을위해적용하였고, 동해석모듈 QUAKE/W를통하여초기응력상태를구현하고, 시간이력지진파와최대한현장동적물성자료를입력치로유한요소동해석을수행하였으며, 이를바탕으로 SLOPE/W 모듈에서 Newmark 기법을적용한소성변위량산정해석을수행하였다. 이러한일련의과정은유한요소해석과한계평형해석을결합할수있는 GeoStudio 소프트웨어 (version 2012) 를통하여구현되었다. 해석에사용된소프트웨어는 2차원유한요소해석프로그램, GeoStudio사의 SEEP/W ver. 2012이며, 등가정적사면안정해석은한계평형해석프로그램 SLOPE/W를이용하였다. 정상침투해석은상시만수위조건하에서 volumetric water content function 및 suction에따른 - 165 -
hydraulic conductivity function을함께적용하였다. 요약하자면, 내진성능평가에서적용한상세동해석방법은우선적으로 (1) 침투류해석을통한정상침투조건에서 2차원유한요소해석프로그램 QUAKE/W를이용한시간이력해석을수행하였으며, (2) 개정된댐설계기준내진평가방법을적용하여, QUAKE/W 동해석결과를이용한 SLOPE/W 한계평형해석에서의 Newmark Sliding Block Analysis를이용, 활동토체에서의소성변위량을산정하였다. 최대지반가속도 (PGA; peak ground acceleration) 는앞서언급한바와같이본해석에서는개정된댐설계기준 (2011) 에의거, 내진특등급댐의내진해석을댐체단면이 내진설계기준연구(1997.12) 에서제안한극대지진 (MCE) 하에서의붕괴방지수준을만족하는지를검토하였다. 즉 0.22g 또는 0.154g를입력지진파의 PGA값으로취하였다. 수위조건은기본적으로지진으로인한댐체의변형으로인한여유고부족여부를검토하기위해상시만수위를검토수위로하였으며, 댐체에대한모델링은 2차원유한요소메쉬모델링을적용하였다. 본연구에서는 Newmark 기법에의한소성변위량외에, 종래의시간이력동해석에의한댐체변형량, 가속도증폭현상등을함께검토하였다. 여기서, Newmark 변형해석을위한활동토체의평균적가속도시간이력은 QUAKE/W 프로그램의지진응답해석을통하여계산된다. SLOPE/W에서예상활동파괴면각절편의저면에서동적인응력은 QUAKE/W 동해석수행결과얻어진응력에서초기하중재하시계산된정적응력을빼줌으로서구해지게되며, 이를전체활동면을따라적분하면지진동에의한추가적인전단력을얻게된다. 이동적인전단력을잠재활동토체의질량으로나누어평균가속도시간이력을얻게된다. 이러한과정에서활동토체의평균가속도와이에따른사면의안전율그래프를얻을수있으며, 여기에서단위안전율 (1.0) 을산출하는평균가속도값을항복가속도로정의하게된다 (Geo-slope International, 2012). 참고적으로결과표에서최대변위및잔류변위값은제외하였는데, 이는 QUAKE/W 자체의해석결과가영구소성변형과는아무상관이없다는점에기인한다. 동적인운동은동적인전단응력을발생시키고, 이동적전단응력은영구소성변형을유발시킨다. 이는소성변형량을계산할수있는별도의 coupled Stress-Stain Constitutive Model을이용한응력재배분 (stress redistribution) 탄소성해석을수행하거나, 사면안정해석에서의 Newmark Sliding Block Analysis를수행함으로서얻어진다. 따라서본연구에서는 Newmark Sliding Block Analysis를적용하여소성변형량을예측하였다. - 166 -
5.1.4 입력물성조사 그간댐의안정성평가를주로수행하여왔던정밀안전진단에서는댐체의직접시추지반조사가어려웠기때문에, 대부분설계당시의물성을이용하였다. 설계당시의물성은보통재료원에대한토질실험또는시험축조재료에대한토질실험성과를바탕으로하거나문헌연구에의한적절한가정치를적용하기도한다. 금번연구에서는댐의내진해석입력자료를위해최신의물리탐사기법과시추공검층을이용한탄성파시험, 그리고공사지 정밀안전진단보고서와같은문헌자료등을종합적으로이용하였다. 댐의동적물성조사의근거는댐설계기준 (2011) 내진설계편 12.3.6절에서찾아볼수있으며, 다음과같이요약된다. * 댐의내진안정성평가에필요한지반물성을파악하기위하여지반조사를실시 * 지반조사는지층구성, 지하수위, 각지층의역학적특성파악및실내시험을위한시료의채취등을위한현장시험과채취된시료를이용한실내에서의역학적시험을포함 * 필요한경우전단파속도주상도등을얻을수있는동적현장시험을실시 * 지진에취약한지반은액상화특성과다양한변형률크기에대한변형계수와감쇠비특성을얻을수있는시험을실시 참고로 K-water연구원에서 2013년시행한용수댐댐체지반조사및물성, 역학시험에서는신뢰성있는고품질의물성 DB 구축을목적으로현재동원가능한최적의탐사를수행하도록노력하였으며, 본안정성평가와관련해서는전기비저항탐사와동적물성파악을위한시추공다운홀시험, 사력재소단부에서의 SASW 탐사와댐마루에서의 SBF (Short-Array Beamforming) 탐사를수행한바있다. 댐체지반조사및물성, 역학시험 (2013) 이전의동적물성은정밀안전진단에서획득한비파괴물리탐사현장시험자료또는공사지의건설당시자료에서얻은값들을사용하였다. 동적해석을위한 G max 값은댐체를수개의 zone으로나누어물리탐사결과를바탕으로심도별로일정한강성값을적용하는종래의방법이있으나, 보다연속성있는정확한해석을위하여본연구에서는 G max 를고정된값이아닌, 깊이에따른연직응력의함수로입력하는방식을취하였다. 즉, 전단파속도를실제해석에적용할때에는전단탄성계수값이필요하므로, 대표단위중량을이용하여연직응력 (σ v ) 을구하고, 측정된전단파속도를바탕으로 G max = ρ V 2 s 을이용하여 G max 값을구한뒤, 이를해석대상층의입력프로파일로적용하였다 (Geo-slope International 2012). 전단변형율에따른전단탄성계수와감쇠비변화곡선은코어재에대해서는 Vucetic and Dobry (1991) 곡선에서 PI=15인경우를적용하였고, 필터재등에대해서 - 167 -
는 EPRI (1993) 의 sand (6-15m) 를, 사력재에대해서는 Rollins et al. (1998) 의 gravel 재료곡선을적용하였다 (Figs. 5.1-1 ~ 5.1-3). Fig. 5.1-1. Modulus reduction and damping for gravells (Rollins et al. 1998) Fig. 5.1-2. Modulus reduction and damping for clays (Vucetic and Dobry 1991) Fig. 5.1-3. Modulus reduction and damping for sands (EPRI 1993) - 168 -
5.1.5 입력지진파 유한요소해석과 Newmark 변형해석을위한입력지진파는표준설계응답스펙트럼에부합하는인공지진파 3종류 ( 지속시간 15, 20, 25초, 각각 EQ1, EQ2, EQ3로표기 ) 를최대지반가속도 (PGA; Peak Ground Acceleration) 0.154 g 또는 0.22 g로적용하였고, 인공지진파외에실지진파의영향을함께고려하기위해서 2007년오대산지진 (M 5.8) 시홍천관측소에서측정된지진파 (HOC로표기 ) 와 1994 Northridge 지진 (M 6.69) 시 San Gabriel-E Grand Ave. station에서측정된지진파 (San Gabriel로표기 ) 및 1989 Loma Prieta 지진 (M 6.93) 당시 Gilroy Array #6 station에서측정된지진파 (Gilroy) 를입력지진파로선정, 적용하였다 ( 총 6 cases). 인공지진파는 EQMaker 프로그램을통해작성되었다. Gilroy 파와 San Gabriel 파는암반상에계측되었으며, 국내에적용하는표준설계응답스펙트럼에서응답이크게나타나는가속도영역의주기와유사한지배주기를갖고있다. 각지진파는목표 PGA 값을기준으로 scaling하여사용하였다. Figs. 5.1-5 ~ 5.1-6에입력지진파파형과응답스펙트럼을표준응답스펙트럼과비교, 도시하였다. - 169 -
acceleration (g) acceleration (g) 0.2 0.1 0-0.1 Artificial EQ1-0.2 0 5 10 15 0.2 0.1 0-0.1 Artificial EQ2-0.2 0 10 20 Artificial EQ3 acceleration (g) 0.2 0-0.2 0 10 20 acceleration (g) acceleration (g) acceleration (g) 0.2 0.1 0-0.1 1989 Loma Prieta, Gilroy - 0.2 0 10 20 30 0.2 0.1 0-0.1 1994 Northridge, San Gabriel - 0.2 0 10 20 30 0.2 0.1 0-0.1 HOC - 0.2 0 10 20 time (sec) Fig. 5.1-4. Acceleration time histories of input motions - 170 -
0.5 ARS 0.4 1 ARS 2 0.3 ARS 3 0.2 S a ( T) 0.1 0 0 1 2 3 4 5 T 1, T 2, T 3, T Fig. 5.1-5. Comparison of standard acceleration response spectrum with three kinds of artificial response spectra 1 ARS 0.8 1 ARS 2 0.6 ARS 3 0.4 S a ( T) Gilroy San Gabriel HOC Design Spectra 0.2 0 0 1 2 3 4 5 T 1, T 2, T 3, T Fig. 5.1-6. Comparison of standard acceleration response spectrum with measured earthquake response spectra - 171 -
5.1.6 안전성평가기준 정적해석또는등가정적해석의안전율기준은댐설계기준 (2011) 에서제시하고 있는기준을적용하였다 (Table 5.1-5). Table 5.1-5. 사면활동에대한최소안전율 (KISTEC 2012) 구분제체조건저수상태지진 상류 안전율 하류 비 고 1 2 3 4 5 6 완성직후 ( 간극수압최대 ) 완성직후평상시평상시평상시평상시 바닥상태 일부저수 1) 설계홍수위만수일부저수 2) 급강하 있음 없음없음있음있음있음 1.3 1.3 1.2 1.2 1.15 1.2 1.3-1.2 1.2 - - 1) 상류측비탈면의하부존이암석등으로되어있어간극압이발생하지않을경우에한함. 2) 수위는보통댐높이의 45 ~ 50% 를적용하여계산함. 주 ) 활동에대한최소안전율은재료의시험과안정계산의정밀도가불충분하거나연약지반위의댐과 같이불안정요소가포함되었다고판단되는경우에는 1.5 를적용 그러나등가정적해석법에서수평지반가속도계수값으로 0.11을적용하는것은해외사례에서보듯이엄청난피해를발생시킬수있는대지진에적용하는수준의계수값으로판단되므로등가정적해석만으로댐의내진안전성을판단하는것은불합리할수있다 (Terzaghi, 1950; Seed, 1979; Hynes-Griffin and Franklin, 1984). 또한실제댐체는강성체가아니며, 첨두가속도는매우짧은시간동안만존재하기때문에사실등가정적지진계수는실무적으로최대가속도값보다충분히작은값에대응하는것이타당할것이다. 보수적으로댐에서기대되는 PGA값과동일한지진계수를선택할수있으나, 비경제성과더불어종종큰 k h 값에서발생할수있는수치해석적에러의위험성또한지적된바있다 (Abramson 등, 2002). Kramer (1996) 는등가정적지진계수는파괴토체에서예상되는가속도수준에기초하여야하며그값은예상되는최대가속도값의일부에대응하는것이타당하다고언급하였다. Marcuson(1981) 은댐에서적절한등가정적지진계수는지진파의증폭이나감소효과를포함하여최대가속도의 1/2 ~ 1/3 사이값을추천한바있다. 현재국내기준에는이를합리적으로설명한지침이존재하지않으므로, 등가정적해석에서기준불만족시에는상세동해석이필요하다는공학적판단이보다합리적일것으로판단된다. FEMA 65 (2005) 에서는등가정적해석은지진동으로부터간극수압이축적되지않는구조물에활용가능한지진저항력인자로서만사용해야한다고명시하고있다. 따라서등가정적해석으로파괴를예측하는것은불가능하며, 현장의성능을평가 - 172 -
하기위해서는보다신뢰할만한근거를가진다른종류의해석이필요하며, 특별히지진동으로부터과잉간극수압이발생할수있는지반재료가없고비배수전단강도가필요한곳에적절히발현된다면, 등가정적안전율이 1.0보다크다는것은지진시댐에는전혀혹은거의피해가없다는강력한증거가될수있다고기술하였다 (FEMA, 2005). 따라서등가정적해석결과및위의검토결과로부터, 0.11g 또는 0.154g의지진력에대해불안정함을의미한다고판정하기보다는, 현행규정에의거상세동해석을수행할필요가있음을의미하는것으로이해하는것이바람직할것으로판단된다. 따라서유한요소해석과 Newmark 변형해석을수행하여변형기반의댐체안전성을검토하고그결과를고찰하고자하였다. 참고적으로, 개정된댐설계기준 (2011.12) 내진설계편에서는등가정적해석수행시수평지진가속도계수 (k h ) 는다목적댐과운문댐의경우내진특등급재현주기 (1000년빈도 ) 를적용, 0.154를채택하고, 기타용수전용댐의경우내진일등급재현주기 (500 년빈도 ) 를적용, 0.11을채택하게되어있으며, 이는상세시간이력동해석시적용하는 PGA 값, 0.22g 및 0.154g와차이를보인다. 이는등가정적해석법에서수평지진가속도계수값으로 0.11만으로도해외사례에서보듯이대지진 (USACE 1982) 에적용하는계수라는점에서매우보수적인해석임을알수있다. 따라서, 등가정적해석법에의한댐사면안정해석결과, 사면의허용안전율안전기준 1.2에못미치는값을산정하는경우가흔하게발생할수있으며, 그러나이것이 0.11g의지진력에대해불안정함을의미한다고볼수없으며, 상세동해석을극대지진 (PGA = 0.154g) 하에서수행할필요가있음을의미하는것으로이해하는것이바람직하다. 향후현재개정된안전기준에대한토의가있을수있으며, 지진시최소안전율기준을 1.2로산정하는근거는충분히정립되지않은실정이다. 그러나, 본연구에서는최근강화된지진계수와보다높은내진저항성을요구하는배경을감안하여, 등가정적해석에서허용안전율에못미치는경우, 극대지진하에서의상세동해석을수행하여보다정확한안정성을검토하였다. 참고적으로한계평형해석시예상활동면의위치범위조건은해석결과에상당한영향을미친다. 한계평형해석 (Limit Equilibrium Analysis) 에서임계활동면을찾기위해대표적으로사용하는 Grid and Radius 방법은 Entry and Exit 방법 ( 본해석에적용 ) 에비해보통현실적인활동면영역을고려하여보다댐체내부로범위를지정하게되면, 상대적으로높은안전율을산출하려는경향이있음을유의하여야한다. 이는댐하류사면안전성계산에중요한석괴존이순수하게내부마찰각에의한강도발현 (c = 0; purely frictional) 조건으로해석되기때문에결과적으로임계활동면은가능하면표면부에가깝도록무한사면에서껍질벗겨지는형태와유사하게형성되기때문이다. 즉, 임계활동면 (critical slip surface) 의위치는지반의강도정수에따라영향을받게된다. 순수하게마찰성재료와는반대로비배수강도조건에서는종종 φ = 0 해석을하게되며, 이경우임계활동면은가능하면깊게형성되려는 - 173 -
경향을보이게된다. 그러나지나치게임계활동면이사면표면부근처로얕게형성되는것은실제지진발생시실용적으로댐체의여유고부족이나대규모사면활동에영향을미치지못하는파괴형태이므로, 어느정도공학적판단에의한적절한임계활동면심도를갖는것이보다합리적인해석이될수있다. Newmark 소성변위량계산에서는입력지진파의지속시간보다는임계활동면의위치가상대적으로매우중요하다. 특히전단파속도프로파일의상부약 5m 심도의물성은 Newmark 소성변위량산정에큰영향을미치게되는데, 이는앞서기술한바와같이, 순수하게내부마찰각으로구성된강도정수를적용할때나타나는얕은임계활동면경향때문에중요하다. 또한소성변위량산정을위한임계활동면의 ( 높이별 ) 위치와분포면적에따라지진파의증폭현상으로인해결과에많은차이를보이게된다. 즉임계활동면이사면전체에걸쳐있는경우, 증폭현상이상당히평준화되어항복지진가속도를초과하는일시적가속도값들이적어지는효과를보여상대적으로작은소성변위량을산출하게된다. 반면에임계활동면이댐마루에가까운상부에형성될수록, 댐체의지진파증폭현상으로인하여보다많은항복가속도를초과하는가속도들을취하게되고결과적으로상당한양의소성변위를동반하도록계산이수행된다. - 174 -
5.2 안동댐내진성능평가 5.2.1 댐개요 안동댐은경북안동시성곡동에소재한중심코어형락필댐이다. 안동댐은총저수용량 12억48백만m 3, 댐높이 83m, 댐길이 612m의다목적댐이며, 사업기간은 1971년 4월부터 1977년 5월에이른다. 안동댐은 2010년 10월부터 2011년 10월에걸쳐, 한국시설안전공단 (KISTEC; Korea Infrastructure Safety Corporation) 에서 3차정밀안전진단을수행한바있다. Fig. 5.2-1. A landscape of Andong 5.2.2 물성조사 5.2.2.1 물성문헌조사안동댐은 2011년제3차정밀안전진단의일환으로댐마루에서전기비저항탐사를수행하고, 제체의동적물성획득을위하여댐마루에서 MASW 탐사를, 하류사면에대해서 HWAW 탐사를수행한바있다. 당시탐사목적을위해설정한탐사측선및내용은다음과같다. - 175 -
5.18 필댐내진해석결론 본연구에서는개정댐설계기준 (2011) 에의거, 상향된동해석지진력 ( 내진특등급 2400년재현주기, 내진일등급 1000년재현주기 ) 및 Newmark 기반의변형해석을적용하여우리공사에서관리하고있는 29개필댐에대한내진성능평가를수행하였다. 29개필댐의형식별구성은중심코어형사력댐 (ECRD; Earth Cored Rockfill Dam) 19개소 ( 대청댐사력부포함 ), 중심코어형필댐 (EF; Earthfill Dam) 2개소 ( 선암, 안계 ), 그리고표면차수벽형석괴댐 (CFRD; Concrete Faced Rockfill Dam) 8개소등으로구성되어있다. 일반적으로내진해석에있어서필댐의형식은크게중심코어형사력댐 (ECRD) 과표면차수벽형석괴댐 (CFRD) 으로구분할수있으며, 본연구에서는개정댐설계기준 (2011) 내진설계기준에의거하여등가정적해석및상향된동해석지진가속도계수를적용한 Newmark 기반의변형해석을수행하였다. Table 5.18-1 Status of seismic analyses for existing fill dams of K-water 댐형식개소대상댐명비고 ECRD 19 소양강, 횡성, 안동, 임하, 대청 ( 사력부 ), 주암본댐, 주암조절지댐, 보령, 광동, 달방, 영천, 감포, 운문, 사연, 대암, 연초, 구천, 수어, 평림 EF 2 안계, 선암 CFRD 8 남강, 밀양, 군위, 용담, 부안, 장흥, 대곡, 평화의댐 계 29 주 )ECRD =EarthCoredRockfilDam,EF=EarthfilDam,CFRD =ConcreteFacedRockfilDam 내진평가를위한각종물성은기존의공사지또는정밀안전진단보고서의문헌자료를바탕으로, 최근동적물성시험또는조사결과를가급적활용하여해석에반영하고자하였다. 해석의절차는 GeoStudio (version 2012) 프로그램을이용하여, 정상침투해석과초기응력해석을수행한뒤, 정적및등가정적사면안정해석, 유한요소법에의한시간이력동해석과그에따른 Newmark 변형해석을수행하여최종적으로예상가능한지진시소성변형량을산출하였다. 입력지진파는표준설계응답스펙트럼에부합하는세종류의인공지진파 (EQ1, EQ2, EQ3 각각지속시간 15, 20, 25 sec) 및실제지진시계측된세종류의지진파 (HOC, Gilroy, San Gabriel) 를성능목표최대지반가속도 - 495 -
(PGA) 0.154g 또는 0.22g로스케일링하여사용하였다. 해석기준수위는댐의상시만수위조건을적용하였다. 결과적으로평가대상필댐은모두성능목표지진에대해댐설계기준 (2011) 에서정의하고있는댐의안정성평가기준인 30cm 이내로수렴하는것으로나타났다. 따라서 Newmark 기반변형해석결과, 0.154g 또는 0.22g의지진에대한안전성을확보하는것으로예측되었다. 본결과는현행내진해석기준에의거하여가능한최선의노력을경주한결과이나, 국내의계측지진기록이미약하고특정입력지진파에대한단편적인성과이므로, 향후국가적인틀에서내진해석기준변경시, 또는부지고유의평가대상지반운동변화시별도의재해석을필요로함을유의하여야한다. 다음의요약표 (Table 5.18-2) 에서각댐의시간이력동해석결과를정리하였다. 참고로요약표에서는상대적으로증폭의크기가작고, 소성변형이크지않은 HOC 지진파의경우는결과의적정한통계적처리를위해제외하였다. 또한본내진해석에서는 ECRD 형식의경우모두하류사면보다는상류사면에대한 Newmark 변형해석결과가지배적이기때문에상류사면에대한결과를수록하였으며, CFRD 형식댐에대해서는현행댐설계기준 (2011) 에서권고하는바와같이표면차수벽을모델링에고려하지않았을경우에대한결과를주로정리하였다. - 496 -
Table 5.18-2. A result of dynamic and Newmark deformation analyses for fill dams (ECRD, EF) 댐 가속도계수 k h 등가정적해석유한요소동해석 Newmark 변형해석 해석안전율 허용안전율 PGA (g) 최대증폭비 (a max) 최대증폭비 (ARS Sa) T n (f n ) sec (Hz) 항복가속도계수 k y 소성변위 (cm) 평균소성변위 (cm) 허용변위 (cm) 소양강 0.154 0.980 1.2 0.22 2.1-4.2 6.8-9.1 0.90 (1.1) 0.200 7.5-17.0 15.9 30 OK 횡성 0.154 1.022 1.2 0.22 2.4-3.5 5.1-5.7 0.63 (1.6) 0.196 1.7-8.3 5.3 30 OK 안동 0.154 1.057 1.2 0.22 2.2-3.3 6.5-8.6 1.15 (0.9) 0.170 4.3-20.9 8.2 30 OK 임하 0.154 0.999 1.2 0.22 2.3-2.6 5.9-8.0 0.63 (1.6) 0.190 13.9-25.4 19.6 30 OK 대청 ( 사력 ) 주암 ( 본댐 ) 주암조절지 0.154 0.953 1.2 0.22 2.6-3.4 4.9-7.1 0.39 (2.6) 0.192 1.8-4.0 3.0 30 OK 0.154 0.969 1.2 0.22 2.1-4.4 7.3-12.1 0.51 (2.0) 0.193 13.5-35.4 24.7 30 OK 0.154 0.966 1.2 0.22 3.1-6.6 8.8-15.3 0.62 (1.6) 0.185 0.0-1.5 0.6 30 OK 보령 0.154 1.058 1.2 0.22 2.7-6.6 10.0-14.0 0.49 (2.0) 0.234 11.6-29.5 21.1 30 OK 광동 0.11 1.198 1.2 0.154 3.4-4.6 7.3-10.0 0.37 (2.7) 0.197 2.9-7.6 5.0 30 OK 달방 0.11 1.121 1.2 0.154 2.3-2.8 5.1-8.4 0.59 (1.7) 0.178 1.0-3.1 1.7 30 OK 영천 0.11 1.140 1.2 0.154 2.8-3.9 7.1-9.7 0.73 (1.3) 0.177 1.0-9.8 2.1 30 OK 감포 0.11 1.085 1.2 0.154 3.6-3.9 7.1-9.5 0.35 (2.9) 0.180 1.8-5.7 3.3 30 OK 운문 0.154 0.980 1.2 0.22 3.9-5.5 7.6-10.9 0.39 (2.6) 0.206 7.9-27.8 10.5 30 OK 사연 0.11 0.969 1.2 0.154 3.1-3.8 7.7-9.6 0.33 (3.0) 0.143 5.8-12.7 11.0 30 OK 대암 0.11 1.093 1.2 0.154 3.5-4.3 6.3-10.1 0.27 (3.7) 0.202 9.3-28.5 10.2 30 OK 연초 0.11 1.208 1.2 0.154 2.6-3.8 6.9-8.7 0.33 (3.0) 0.180 4.6-15.8 9.7 30 OK 구천 0.11 1.240 1.2 0.154 3.7-4.8 8.7-9.9 0.31 (3.2) 0.238 0.6-2.2 0.7 30 OK 수어 0.11 1.021 1.2 0.154 2.5-3.9 7.0-10.9 0.59 (1.7) 0.154 6.4-16.1 7.1 30 OK 평림 0.11 1.168 1.2 0.154 3.6-4.4 7.6-10.3 0.35 (2.9) 0.214 2.4-6.3 3.1 30 OK 안계 0.11 1.256 1.2 0.154 2.7-3.2 5.9-8.1 0.71 (1.4) 0.210 1.9-10.1 3.0 30 OK 선암 0.11 1.270 1.2 0.154 3.1-4.1 7.1-8.7 0.37 (2.7) 0.179 0.0-0.9 0.2 30 OK * 상기해석결과는상시만수위조건에서표준응답스펙트럼에부합하는 3 개의인공지진파및실계측 된 3 개의특정지진파에대한결과임 * 허용소성변위기준은댐설계기준 (2011) 에서손상을동반한허용가능변위량으로 60cm 를제시한바 있으며,30cm 는전혀문제가없는수준임 * 등가정적해석에의한사면안전율은상류사면에대한결과임 판정 - 497 -
Table 5.18-3. A result of dynamic and Newmark deformation analyses for fill dams (CFRD) 댐 가속도계수 k h 등가정적해석유한요소동해석 Newmark 변형해석 해석안전율 허용안전율 PGA (g) 최대증폭비 (a max) 최대증폭비 (ARS Sa) 남강 0.154 1.571 1.2 0.22 3.3-4.1 8.5-10.0 밀양 0.154 4.150 1.2 0.22 2.7-3.8 6.0-8.7 군위 0.154 2.903 1.2 0.22 4.1-5.7 9.5-10.6 T n (f n ) sec (Hz) 0.29 (3.4) 0.49 (2.0) 0.33 (3.0) 항복가속도계수 k y 소성변위 (cm) 평균소성변위 (cm) 허용변위 (cm) 판정 0.610 0.1-0.2 0.1 30 OK 0.360 1.3-5.7 4.0 30 OK 0.500 0.1-0.2 0.1 30 OK 용담 0.154 3.478 1.2 0.22 0.8-4.6 6.8-8.5 7.1 (0.1) 0.370 0.0 0.0 30 OK 부안 0.154 2.701 1.2 0.22 0.9-1.4 4.2-5.2 1.1 (0.9) 0.370 0.0 0.0 30 OK 장흥 0.154 3.205 1.2 0.22 2.4-2.9 5.2-8.6 0.6 (1.6) 0.270 1.0-2.9 2.0 30 OK 대곡 0.11 1.743 1.2 0.154 4.0-5.1 8.5-11.7 0.4 (2.5) 0.459 0.0-0.1 0.1 30 OK 평화의댐 0.154 3.669 1.2 0.22 3.0-4.5 7.4-10.6 0.7 (1.4) 0.370 0.0-0.2 0.1 30 OK * 상기해석결과는상시만수위조건에서표준응답스펙트럼에부합하는 3 개의인공지진파및실계측 된 3 개의특정지진파에대한결과임 * 허용소성변위기준은댐설계기준 (2011) 에서손상을동반한허용가능변위량으로 60cm 를제시한바 있으며,30cm 는전혀문제가없는수준임 *CFRD 는실무적으로표면차수벽을관통하는사면활동은발생하기어려우나, 댐설계기준 (2011) 에의 거주로모델링에포함시키지않았을때소성변위로산정 * 등가정적해석에의한사면안전율은상류사면에대한결과임 추후시간이력동해석수행시해석결과에상대적으로영향을미칠수있는항복가속도의산정, 합리적인지진파의증폭현상반영, 포아송비, 임계활동면의위치와깊이, 그리고표면에가까운사력존에서의합리적인정적, 동적강성반영이동해석결과에매우중요하므로이부분에대한후속연구가필요할것으로판단된다. 참고로본연구에서수행한내진해석은 2차원대표표준단면도와대표전단파속도주상도를이용하였기때문에댐체내에잠재적인선택적누수경로등연약대가국부적으로존재할경우, 확산범위등관련정보의부족으로이를해석에효과적으로반영할수는없었음을밝혀둔다. 또한양호한기초암반상에건실하게다짐축조되었다는점을감안하여댐체내또는기초지반에서액상화는발생하지않는조건을가정하였다. 향후댐체내누수경로등에대한정보가추가될수있다면이를해석에적절히반영할수있을것으로판단된다. - 498 -
제 6 장. 콘크리트댐내진성능평가 6.1 평가개요 6.1.1 대상댐 2014년기준으로관리대상콘크리트댐은낙동강하굿둑과복합댐인대청댐을포함하여총 6개소라할수있다. 따라서본연구과제기간동안평가대상콘크리트댐체의수는 6개소이며, 그제원및평가수행년도는다음 Table 6.1-1 과같다. 충주댐과합천댐, 섬진강댐은 2013년도에내진성능평가를수행한바있으며, 2014년에는대청댐, 군남홍수조절지, 낙동강하굿둑내진성능평가와함께충주댐및합천댐에대한추가적인심화해석을수행하였다. Table 6.1-1. 기존콘크리트댐내진성능평가현황 구분단위충주댐합천댐대청댐섬진강댐군남홍수조절지 낙동강하굿둑 내진평가연도 2013-2014 2013-2014 2014 2013 2014 2014 총저수용량 10 6 m 3 2,750 790 1,490 466 71.6 - 높이 m 97.5 96 72 64 26 18.7 길이 m 447 472 495 344.2 658 2,230.0 정상표고 EL.m 147.5 181 83 200 45 9.2 계획홍수위 EL.m 145 179 80.0 197.7 40.0 3.7 상시만수위 EL.m 141 176 76.5 196.5 - - 저수위 EL.m 110 140 60.0 175 - - 사업기간년. 월 78.6~ 86.10 82.4~ 89.12 75.3~ 81.6 61.8~ 65.12 05.11~ 12.12 83.9~ 90.6-499 -
6.1.2 평가기준 2011 년 12 월개정된댐설계기준 ( 한국수자원학회 ) 에서는동해석시강화된지진가 속도계수를적용함으로서내진특등급댐에대해기존재현주기 1000 년빈도에서 2400 년빈도로상향된지진력에대해해석을수행하도록하고있다. 또한댐설계시지진하중에대해댐본체는상하류방향수평지진력만을고려하 여설계하되, 여수로및부대시설물은구조물특성에따라상하류방향또는댐축 방향지진력을선별적으로고려토록명시하고있다. 이는콘크리트댐체월류부등 이여수로구조물의교각및위어부와유사한형태이기때문에사실상종래에일반 적으로검토하지않았던댐축방향지진력에대해서도검토할것을권고하고있다고 볼수있다. 또한지진발생시현실적으로주된지진력의방향이상하류방향에만 국한한다고보는것은비현실적일수있기때문에기술의발전에따라자연스러운 현상이라고할수있다. 콘크리트댐의해석은 2 차원해석을원칙으로, 월류부피어등특이단면부는필 요시 3 차원해석을시행하도록하였다. 일반적으로댐축방향으로연속적인형태를 갖는필댐이나콘크리트댐비월류부에서는평면변형율 (plain strain) 조건이성립하고 축방향구속조건이타당하다고볼수있으나, 월류부피어및위어구조물의경우 에는댐축방향지진력에취약할수있고연속적이지않기때문에 3 차원해석이필 요하다하겠다. 콘크리트댐에서내진안전성의조건은합력이제체수평단면의중앙허용치이내 에들것, 전단마찰안전율이최소안전율이상일것, 제체내응력이허용응력이내 일것을기술하고있다. 보다구체적으로전도에대한안정성은댐저면에작용하는반력의편심비 (eccentricity ratio) 의시간이력을분석함으로써평가할수있다. 여기서, : 댐-지반경계에작용하는지진하중에의한모멘트 : 댐-지반경계에작용하는수직항력 : 댐저면길이 편심비의절대값이 1을넘어가면댐-지반경계에작용하는반력이경계면외부에 위치하여전도현상이일어나는것을의미한다. 편심비가 +1보다크면댐체상류방 향으로전도, -1 보다작으면하류방향으로전도되고편심비의절대값이 0.33을초 과하면댐저면에서인장응력이발생하는것을의미한다 (Chávez and Fenves, 1993). - 500 -
활동에대하여적용하는순전단강도는암반과콘크리트의전단강도중에서작은 값을취해야하며, 활동에대한안전율은 1.0 이상으로한다. 여기서, SF : 전단마찰안전율 ( 1.0) : 댐제체의재료또는기초암반의내부마찰계수 : 댐제체의재료또는기초암반의순전단강도 : 전단면에작용하는수직력합 : 전단면에작용하는수평력합 : 댐체저면면적 6.1.3 전년도 (2013 년 ) 평가결과요약 개정된평가기법에의거 2013년도에상세동해석을수행한결과는다음 Table 6.1-2 와같이정리된다. 대상콘크리트댐의내진해석은비월류부 2D 해석 (EAGD-SLIDE 프로그램이용 ), 월류부 2D 및 3D 해석 (ABAQUS 프로그램이용 ) 으로구성되었으며, 상세동해석에사용된지진력은경암기초지반을적용하여최대지반가속도 (Peak Ground Acceleration; PGA) 0.176g를재하하였다. 댐명 Table 6.1-2. 2013 년연구수행분콘크리트댐내진성능평가결과 PGA (g) 동적전도안정성 편심비 합천댐 0.176 안전 동적활동안정성 동적인장강도안전율동적전단강도 비월류부순간초과 지지력 피어 - 위어연결부인장응력 안전안전안전응력초과 섬진강댐 0.176 안전안전안전안전안전안전 충주댐 0.176 안전안전안전안전안전응력초과 섬진강댐은상대적으로월류부피어와위어접속부 ( 단면급변화부 ) 의변화정도가 덜심하여결과적으로전도및활동, 응력등에큰문제가없는것으로예측되었다. - 501 -
6.1.4 결론 낙동강하굿둑주수문부에대한내진성능평가를수행하였다. 입력지진파의최대값은지반조건을고려하여 0.224g였으며, 전도, 활동, 지지력, 동적응력검토등을수행하였으며, 다음은그결과를요약한자료이다. 전도에대한동적안정성검토에서편심비는하중조합 Case 1과 Case 3에서 -0.281로가장크게발생하였으며, 모든경우에서편심비의절대값이 1 미만으로계산되전도에대해서안전한것으로나타났다. 또한댐저면에대한최대인장응력검토결과하중조합 Case 1과 Case 3에서 2.84 MPa의인장응력이발생하였으며, 이는동적인장강도 (4.68 MPa) 를넘지않아국부인장파괴에대하여안전하다는결론을얻을수있었다. 활동에대한동적안전율은하중조합 Case 6과 Case 8에서 3.444로가장작게발생하였다. 분석결과모든경우에서활동에대한동적안전율이 1.0 이상으로계산되어활동에대해서안전한것으로나타났다. 댐전체대한최대전단응력분석결과, 댐저면에서는하중조합 Case 4과 Case 7에서 1.227 MPa 전단응력이발생하였으며, 댐전체단면에대해서는댐마루와권양탑접합부에서 2.160 MPa의최대전단응력이발생하였다. 이는동적전단강도 (3.00 MPa) 를넘지않아국부전단파괴에대하여안전하다는결론을얻을수있었다. 저면의압축력검토를위하여댐저면콘크리트의최대압축응력을분석한결과, 하중조합 Case 1과 Case 3에서최대압축응력이 5.406 MPa 발생하였다. 이는콘크리트의동적압축강도 (34.50 MPa) 를넘지않기때문에댐체가국부압축파괴에대하여안전하다는결론을얻을수있었다. 댐체에대한최대인장응력을분석한결과, 피어상류측 SMSL.-3.3m 지점에서최대 5.789 MPa (Case 6, Case 8) 의인장응력이발생하였다. 이는동적인장강도 (4.66 MPa) 를초과하는값으로철근을고려한추가적인내하력검토를수행하였다. 검토결과, 지진력재하시간동안발생되는축력및휨모멘트는모두구조물의 P-M 상관도내에있는것으로나타났으며지진력에대한내하력을갖는것으로판단된다. - 608 -
제 7 장. 민감도분석 7.1 개요 필댐과콘크리트댐의내진해석에서해석결과에영향을미치는여러가지인자들에대한민감도분석은현상의이해와올바른평가를위해추천되는과정이다. 이러한영향인자중주된항목들은지진가속도의크기, 입력지진파의종류, 동적물성, 해석기법등을들수있다. 필댐이경우에는이러한인자들대부분의영향을받기때문에다양한민감도해석을수행하는과정은매우유용하다고볼수있다. 콘크리트댐의내진해석은필댐과달리대부분선형해석을수행하고콘크리트의물성이필댐의축조재료에비해비교적일정한성질을지니므로주된민감도해석의대상은입력지진파의크기와종류가될것이다. 따라서본연구에서는필댐과콘크리트댐으로대별하여이러한주요영향인자들에대한민감도분석을수행하고그결과를분석하여정리하였다. 보다구체적인검토는추후연구대상이라할수있다. 7.2 필댐지진민감도분석 7.2.1 민감도분석모델링 본절에서는필댐의 FEM + Newmark 변형해석에서지진가속도, 입력지진파, 그리고동적물성이소성변위결과에미치는영향을연구하였다. 해석기법의영향은이미 5장에서각댐별내진해석시등가정적해석과 FEM 동해석, Newmark 변형해석을함께명시하였으며비교분석한바있다. 해석의편의를위해코어존과쉘존으로단순화된댐모델을사용하였으며, 모델댐의형상과적용물성은아래와같이가정하였다. - 737 -
Fig. 7-1. Model dam for sensitivity analysis Zone Table 7-1. Applied material properties of a model dam 단위중량, γ t (kn/m 3 ) 점착력, c (kpa) 내부마찰각 φ ( ) Poisson's ratio Core 18 20 30 0.43 Shell 19 0 38 0.32 기초암반 21 0.2 Linear elastic 비고 Equivalent Linear Vucetic & Dobry (1991) PI=15 Equivalent Linear Vucetic & Dobry (1991) PI=0 우선정적인응력조건을재현하였으며, 가정된침윤선분포에따른상세 FEM 동해석을수행하여기초부에재하된지진동하중과지진응답해석을통한정상부에서의지진응답을파악하였다. 그후등가정적한계평형해석을통해 Newmark 기반의변형해석을상류사면에대해수행함으로서임계활동면에대한영구소성변위량을산정하였다. 각각의해석단계에따른대표적그림들을도시하면다음과같다. Fig. 7-2. A contour of vertical effective stress after initial in-situ stress analysis - 738 -
Fig. 7-3. A rigid body motion of the model dam at the 11.72 sec of earthquake shaking Fig. 7-4. A Newmark type deformation analysis of the model dam 7.2.2 동적물성민감도분석 등가선형지진동해석에서사용되는가장주요한동적물성은전단파속도주상도에서얻어지는최대전단탄성계수 (G max ) 와전단탄성계수및감쇠비의전단변형율에따른변화곡선이라할수있다. 본연구에서는동적물성의민감도분석을모델댐에대하여대다수의체적을구성하는쉘제의최대전단탄성계수주상도를대표적으로변화시켜 Newmark 소성변형과지진응답특성을파악하는방식으로민감도해석을수행하였다. 해석에사용된다른모든조건들은 G max 주상도의영향만을보기위하여동일하게적용하였다. G max 주상도는기존의동해석에서평균적인유효응력을계산하여적절히존들을분할하고각존마다대표적인단일 G max 값을입력하는방식을많이적용하였으나, 본해석에서는 GeoStudio에탑재되어있는연직응력에따른 G max 값 - 739 -