Introduction
현재 노후화된 저수지가 전체저수지의 82% (50년 이상)정도이고, 이러한 저수지는 실제 제체의 코어와 필터는 너무 오랜 기간이 경과되어 본래의 기능을 할 수 없는 상태가 대부분이기 때문에 균일형 형식으로 볼 수밖에 없고 이와 같은 상태에서 이상강우에 의한 월류 및 파이핑 현상이 발생하였을 경우는 붕괴가능성이 매우 높을 것으로 판단된다(Lee et al., 2019; Shim et al., 2022).
우리나라는 지진발생 가능성이 낮은 지역으로 분류되고 있으나, 1978 - 2017까지 발생한 경주지진(2016년 규모 5.8)과 포항지진(2017년 규모 5.4)을 포함한 진도 5.0 이상의 중규모 지진이 10회 정도 발생하였다(KMA, 2020). 이에 따라 내진설계의 중요성이 높아지고 있으며 내진 설계 및 성능평가 대상 시설물의 범위를 확대 적용하고 있다. 또한, 국내 필댐의 내진설계에 대하여 내진성능기준 제시, 지진해석방법, 댐 형식별 내진설계 조건, 내진등급별 설계지진 수준, 농업용 필댐설계 기준 등이 정립되었다(MAFRA, 2019; ME, 2019; MOLIT, 2020).
기상청에서 발표한 2021 지진연보(KMA, 2020)에 따르면, 현재와 같은 디지털 지진계를 통해 지진파 신호를 기록한 디지털 관측 기간(1999년 이후) 즉, 1999년부터 2015년까지는 점진적인 증가세를 보이다가 국내 최대규모인 2016년 9.12지진(규모 5.8)과 2017년 포항지진(규모 5.4)의 영향으로 급격히 증가하였다가 이후 두 지진의 여진이 줄어들면서 지진 활동이 잦아들었다. 그러나 Fig. 1과 같이 아날로그 관측이 시작된 1978년부터 지진 발생이 꾸준히 증가하는 추세를 보이고 있다.
지진에 의한 동적거동특성은 제체의 조건에 따라 예측하기 어렵고 상이한 결과들을 나타낼 수 있기 때문에, 새로운 공법 적용 시 동적거동특성분석은 시설물의 내진성능 확보에 필수적이다(Nakazawa et al., 2017; Sawada et al., 2018; 2019; Jeong et al., 2020; Lee et al., 2020; 2021).
그동안 국내에서는 필댐 설계시 한계상태평형해석법(limit equilibrium analysis)에 기초한 많은 수치해석적 접근과 실내 모형실험이 진행되어 왔지만, 동역학적인 접근은 실지진기록의 이용실적이 적거나 진동대 및 원심모형실험기와 같은 실험장비 확보의 어려움 등으로 연구 사례가 적은 실정이다.
그 동안 국내의 노후화된 저수지는 대부분 제체 둑 높이기 방법에 의해 월류 및 파이핑을 방지하고 있다. 그러나 노후화된 많은 저수지를 단기간 내에 둑 높이기 방법에 의해 리모델링 하는 것은 이상 강우가 증가하고 있는 현실을 감안하면 경제적, 기술적 및 제도적으로 많은 어려움이 있다. 이러한 문제점을 해결하기 위하여 월류방지 구조물을 댐마루에 설치하는 방법은 월류로 인한 제체 붕괴를 사전에 예방할 수 있을 뿐만 아니라 단기간 내에 현장설치가 가능하기 때문에 매우 유용한 방법이라고 판단된다. 그러나 이러한 구조물은 지진에 의한 침하와 액상화로 인한 변형 및 붕괴 피해가 발생할 수 있기 때문에 정적 안정성 평가뿐만 아니라 동적 거동에 대한 안정성 검증이 필요하다.
따라서 본 연구에서는 농업용저수지의 월류 방지를 위한 계단형 gabion 옹벽, 수직형 gabion 옹벽, parapet의 3가지 모형을 댐마루에 설치하고 진동대 시험을 통하여 지진가속도에 따른 가속도 응답, 변위 및 과잉공극수압 거동을 비교·분석하여 내진설계시 기초자료로 제공하고자 한다.
Materials and Methods
대상저수지
연구대상 저수지는 공주시 소재의 계룡저수지로 필댐이며, 2011년 덧쌓기가 진행된 바 있다. 또한 50년 이상(축조년도: 1964년) 경과된 저수지로 제체 내부의 코어와 필터가 본래의 기능을 상실한 것으로 평가된다(Lee and Noh, 2014). 축조된 지 50년이 경과한 노후저수지 제체에서 코어와 필터는 노후화로 인하여 안정적인 기능을 할 수 없는 상태로 평가된다(Lee and Lee, 2017). 또한 최근에 준공되는 시설물과 다르게 노후 저수지의 경우 내진설계가 되어있지 않으므로 지진에 의한 월류에 취약할 수밖에 없다. 따라서 본 실험에서는 노후화 조건에 맞게 덧쌓기 전의 단면을 표준 실험단면으로 설정하였다.
사용시료
모형에 사용된 시료는 균질한 상태로 포설하기 위하여 12 mm 체를 통과한 시료를 사용하였다. 제체는 점토질 모래(clayey sand, SC), 코어는 점토(clay with low plasticity, CL), 필터는 모래(poorly graded sand, SP)로 구성하였으며, 다짐은 최적 함수비를 기준으로 습윤측 2 - 4% 범위에서 조절하여 최대건조밀도의 90 - 95%으로 적용하였다. Tab1e 1과 Fig. 2는 모형에 사용된 시료의 물리적 및 역학적 특성과 입도곡선을 나타낸 것이다.
Gabion의 채움재는 기본적으로 철망의 간격보다 커야 하며 최대입경은 250 mm를 초과하지 않는 조건을 만족하는 것으로 한다(KDS 11 80 15). 따라서 본 실험에서는 축소비를 고려하여 2 - 4 mm체 사이의 쇄석시료를 채움재로 사용하였다.
진동대의 구성 및 사양
진동대 모형토조의 크기는 가로 1,000 mm, 세로 600 mm, 높이 800 mm로 이루어져 있고, 진동대의 최대시험하중은 49 kN, 최대가속도 1.0 g, 최대주파수는 0.1 - 100 Hz 범위로 측정가능하며, 일축 방향으로 진동을 발생시킬 수 있다(Fig. 3).
저수지 모형 축조
월류방지 구조물은 계룡저수지 제체를 진동대 사양과 규모를 고려하여 상사비를 1/80 로 축소하고, Fig. 4 - 6과 같이 계단형 gabion 옹벽, 수직형 gabion 옹벽, parapet 등 3가지 모형을 축조하였다.
축소모형의 가속도 증폭과 동적변위 등 계측 결과로부터 구조물-지반의 상호작용을 정성적, 정량적으로 분석하여 구조물의 안정성을 검토하였다.
월류방지 구조물은 Fig. 7와 같이 각각의 설치재료에 따라 gabion과 parapet으로 구분되며 총 3가지 형식으로 이루어졌다. 구조물은 gabion, geomembrane, core로 구성되어 있으며, 모든 형식의 core 폭은 3 cm로 동일하게 설치하였다. gabion은 국내 돌망태옹벽의 기준(MOLIT, 2020)에 따라 축소비를 고려하여 댐마루로부터 0.75 cm 근입시켰고, gabion 하부제체 및 core로의 침투를 방지하기 위해 geomembrane을 포설하였다.
Fig. 7a는 계단형 gaboin 옹벽의 형식으로 설계기준에 따라 상부층의 전면은 하부층의 최소 폭 1/2 이상을 만족하게 설치하였고(MOLIT, 2020), geomembrane은 core와 gabion의 벽면 및 바닥부에 설치하였다. Fig. 7b는 수직형 gabion 옹벽의 형식으로 동일한 gabion을 수직방향으로 연속해서 쌓은 형식으로, 계단형 gabion 옹벽과 동일한 방식으로 geomembrane을 설치하였다. Fig. 7c는 강화재질의 parapet 형식으로서 parapet 전면 상류사면과 core 하부까지 geomembrane을 연속되게 설치하였다. 기존 저수지 둑높이기 사업 자료에서 전체 63개의 덧쌓기 사례 중 평균 증고는 약 3 m로 나타났으며 이에 근거하여 실험체 상부구조물의 높이를 상사법칙에 따라 댐마루 표고부터 3.75 cm로 설정하였다.
Core의 경우, 기존 core 상단으로부터 수직방향으로 연장설치 하였으며, 실험시 수위상승에 따른 침투수가 이방성 구조물의 경계면을 따라 흐르게 되어 하류사면의 댐마루 부근을 누수시키거나 파이핑 가능성을 증가시키기 때문에 이를 방지하기 위함이다.
제체에서는 침투수를 안정적으로 배수하기 위해서 하류 비탈면 끝에 Toe-drain을 설치하였고 수직필터는 제체 하부까지 연결하고 수평필터는 Toe-drain까지 설치하여 배수를 유도하였다.
계측기 설치
계측기는 공극수압계 5개, 수직 및 수평변위계 6개, 가속도계 3개로 총 14개를 설치하였다.
정격용량 50 kPa의 공극수압계 5개는 상류사면 하부(P1), 댐마루 하부(P2), 하류사면 하부(P3), 댐마루 상부(P4), 하류사면 상부(P5)에 설치하였으며, 정격용량 50 mm의 수직 및 수평변위계 6개는 월류방지 구조물의 댐마루 상류사면측(DH3, DV3), 댐마루 하류사면측(DH2, DV2), 제체 하류사면(DH1, DV1)에 각각 설치하여 데이터 로거를 통해 연결된 컴퓨터에 기록되도록 하였다. 가속도계 3개는 기초 하부(A1), 댐마루 하부(A2), 댐마루 상부(A3)에 설치하였다.
내진해석조건
본 실험 대상인 계룡저수지는 균일형 필댐으로 S1 (기반암) 내진 1등급 및 특등급 저수지에 해당하며, 최대지반가속도(peak ground acceleration, PGA)는 0.154 g, 재현주기(1,000년 기준) 및 국내지진구역(Z)에 따른 위험계수(I)를 고려한 설계가속도 범위 및 진도규모(modified Mercalli intensity, MMI)를 고려하였고, 분석조건은 Table 2에 나타내었다.
입력지진파형
본 실험에서는 국내에서 관측된 Pohang파형(2017년), 일본에서 발생한 진동형 특성을 가진 Gongen댐 파형(1995년: 효고현 남부지진), 표준응답설계스펙트럼(KDS 17 10 00)에 맞게 수정한 인공지진파형(PGA: 0.154g)으로 적용파형의 그래프는 Fig. 8과 같다.
표준응답스펙트럼
본 실험에서는 국내내진설계기준(KDS 17 10 00)에 근거하여 각 파형의 표준응답스펙트럼을 구현하였다. Fig. 9은 사용된 세 가지 파형에 대한 시간이력 및 응답스펙트럼을 나타낸 것이다.
보정된 Gongen 파의 경우 우세주기(predominant period)가 약 0.05초와 약 0.3초에서 나타난 것을 볼 수 있으며, Pohang 파의 경우 약 0.1초에서 나타났고, 인공지진파의 경우 약 0.2초와 약 0.3초에 나타났다.
지진해석모델은 일반적으로 수평 2축(x,y)운동을 기본으로 하고, 필요에 따라 수직운동(z)의 영향을 반영하기도 한다. 또한 국지적인 토질조건과 지질, 지형조건이 지반운동에 미치는 영향을 반영한다.
지진력은 수평, 수직으로 동시에 발생하나 수직방향의 지진력은 설계에 주는 영향이 적은 것으로 알려져 있어 수직력은 일반적으로 설계시 고려하지 않는다. 1995년 일본에서 발생한 고베 지진의 경우는 수직과 수평력이 동시에 같은 정도의 크기로 발생하여 피해가 커진 특수한 경우이다.
본 실험에서는 이론적 지진력 및 진동대의 여건상 수평 방향의 지진력만 고려하고 3개 구조물 단면을 축조한 후 각각 3가지 진동파형을 가하였으며, 앞서 설명한 내진해석조건(최소 내진성능목표, 지진구역, 지진구역계수, 위험도계수, 지반조건 등)에 따라 조건을 설정하였다.
Results and Discussion
가속도 반응
Fig. 10은 계단형 gabion 옹벽에 세 가지의 파형을 각각 가진한 후 계측된 가속도 값을 보여준다. 포항파 가속도 최대값은 0.243 g, Gongen파 가속도 최대값은 0.328 g, 인공지진파 가속도 최대값은 0.297 g로 나타났다.
Fig. 11은 수직형 gabion 옹벽의 경우이며, 포항파 가속도 최대값은 0.205 g, Gongen파 가속도 최대값은 0.327 g, 인공지진파 가속도 최대값은 0.298 g로 나타났다.
Fig. 12는 parapet의 경우이며, 포항파 가속도 최대값은 0.261 g, Gongen파 가속도 최대값은 0.308 g, 인공지진파 가속도 최대값은 0.273 g로 나타났다.
세 가지 타입의 구조물 중에서는 진동형 파형인 Gongen파를 가진 하였을 때 증가율이 2 - 2.1배로 가장 높았으며, 그 다음으로 인공지진파 1.8 - 1.9배, 포항파 1.1 - 1.6배 순으로 나타났다.
가속도계 설치별 가속도 반응 결과는 기초하부(A1)에서 댐마루 상부(A3)로 갈수록 약간씩 증가하였고, 가속도 계측을 통해 측정된 가속도 자료와 적용파형(설계지진가속도 0.154 g)을 비교하면 전체적인 양상은 비슷하나, 모든 구조물에서 1.1 - 2.1배의 범위로 입력가속도보다 관측값이 더 크게 계측되었는데 이는 토조 하부의 진동이 기초지반과 저수지 제체를 지나면서 지진이 증폭한 결과로 판단된다.
수직변위의 분포
Fig. 13a 계단형 gabion 옹벽의 경우, 포항파는 댐마루 상류사면(DV3) 7.8 mm, 제체 하류사면(DV1) 1.4 mm, Gongen파는 댐마루 상류사면(DV3) 7.8 mm, 제체 하류사면(DV1) 3.6 mm, 인공지진파는 댐마루 상류사면(DV3) 5.7 mm, 제체 하류사면(DV1) 4.3 mm로 나타났다. 세 가지 파형 모두 댐마루 상류사면에서 가장 높은 수직변위를 보였고 포항파와 Gongen파는 댐마루 상류사면와 제체 하류사면의 변위 차가 컸으나 인공지진파의 경우는 비슷하게 나타났다.
Fig. 13b 수직형 gabion 옹벽의 경우, 포항파는 댐마루 상류사면(DV3) 7.9 mm, 제체 하류사면(DV1) 2.9 mm, Gongen파는 댐마루 상류사면(DV3) 11.4 mm, 제체 하류사면(DV1) 3.6 mm, 인공지진파는 댐마루 상류사면(DV3) 10.0 mm, 제체 하류사면(DV1) 5.0 mm로 나타났다. 세 가지의 구조물 중 댐마루 상류사면(DV3)와 제체 하류사면(DV1)의 변위차가 가장 컸으며, 변위 최대값을 기록하기도 하였다.
Fig. 13c parapet의 경우, 포항파는 댐마루 상류사면(DV3) 1.4 mm, 제체 하류사면(DV1) 0.7 mm, Gongen파는 댐마루 상류사면(DV3) 4.3 mm, 제체 하류사면(DV1) 4.3 mm, 인공지진파는 댐마루 상류사면(DV3) 3.6 mm, 제체 하류사면(DV1) 1.4 mm로 나타났다. 세 가지 구조물 중 parapet 구조물이 수직변위에서 안정적인 값을 보였으며 특히 포항파에서 가작 적은 변위를 보였다.
전체적으로 상사율을 고려한 침하비(%)는 3개 파형 모두에서 댐마루 상류사면(DV3) 부근에서 가장 크게 나타났으며, 수직변위는 댐마루 상류사면(DV3) 기준으로 0.01 - 0.08% 범위로 설계기준 1% 이내로 만족하였고, 상대적으로 parapet은 콘크리트로 구성된 구조물의 면적이 넓고 전체가 일체화된 강화재질로 구성되어 있기 때문에 큰 변위가 발생하지 않은 것으로 판단된다.
수평변위의 분포
Fig. 14는 세 가지 타입의 구조물에 따른 각 파형의 수평변위 최대값을 나타낸 것이다.
Fig. 14a 계단형 gabion 옹벽의 경우, 포항파는 댐마루 상류사면(DH3) 7.2 mm, 제체 하류사면(DH1) 7.2 mm, Gongen파는 댐마루 상류사면(DH3) 5.4 mm, 제체 하류사면(DH1) 5.0 mm, 인공지진파는 댐마루 상류사면(DH3) 6.7 mm, 제체 하류사면(DH1) 5.6 mm로 나타났다. 세 가지 파형 모두 댐마루 상류사면(DH3)와 제체 하류사면(DH1)의 수평변위 최대값이 비슷하게 나타났으며 상대적으로 Gongen파에서 안정한 값을 보였다.
Fig. 14b 수직형 gabion 옹벽의 경우, 포항파는 댐마루 상류사면(DH3) 16.8 mm, 제체 하류사면(DH1) 3.0 mm, Gongen파는 댐마루 상류사면(DH3) 8.4 mm, 제체 하류사면(DH1) 5.6 mm, 인공지진파는 댐마루 상류사면(DH3) 3.7 mm, 제체 하류사면(DH1) 10.0 mm로 나타났다. 세 가지 구조물 중 특히 포항파에서 댐마루 상류사면(DH3)와 제체 하류사면(DH1)의 변위차가 가장 컸으며 댐마루 상류사면(DH3)에서는 수평변위의 최대값을 나타냈다.
Fig. 14c parapet의 경우, 포항파는 댐마루 상류사면(DH3) 1.6 mm, 제체 하류사면(DH1) 1.0 mm, Gongen파는 댐마루 상류사면(DH3) 1.0 mm, 제체 하류사면(DH1) 1.0 mm, 인공지진파는 댐마루 상류사면(DH3) 5.9 mm, 제체 하류사면(DH1) 2.2 mm로 나타났다.
전체적으로 세 가지 구조물 중 parapet 구조물이 모든 파형에서 수평변위가 안정적인 값을 보였으며 특히 포항파, Gongen파에서는 매우 작은 변위를 나타냈다.
수평변위는 대부분 댐마루 상류사면(DH3) 부근에서 가장 크게 나타났으며 상사율을 고려하면 0.1 - 1.7 cm범위로 허용수평변위량 30 cm 이내에 포함되어 안정한 것으로 평가되었으며, 수평변위도 수직변위와 마찬가지로 parapet 구조물에서 가장 작은 변위를 나타났다.
증폭비의 변화거동
Fig. 15는 기초하부(A1: 0 cm)를 기준으로 댐마루 하부(A2: 30 cm), 댐마루 상부(A3: 49 cm)의 증폭비를 분석한 결과이다.
Fig 15a 계단형 gabion 옹벽 증폭비의 경우, 포항파는 댐마루 하부(A2)에서 1.26, 댐마루 상부(A3)에서 1.31로 나타났으며, Gongen파는 댐마루 하부(A2)에서 1.31, 댐마루 상부(A3)에서 1.45, 인공지진파는 댐마루 하부(A2)에서 1.11, 댐마루 상부(A3)에서 1.51로 나타났다.
3가지 파형에서 모두 댐마루에서 큰 증폭을 보였으며 특히 인공지진파의 경우 댐마루에서 급격한 증폭을 보였다.
Fig. 15b 수직형 gabion 옹벽에서, 포항파는 댐마루 하부(A2)에서 1.28, 댐마루 상부(A3)에서 1.10로 나타났으며, Gongen파는 댐마루 하부(A2)에서 1.26, 댐마루 상부(A3)에서 1.39, 인공지진파는 댐마루 하부(A2)에서 1.08, 댐마루 상부(A3)에서 1.53로 나타났다. 포항파의 경우 실험에서 유일하게 댐마루에서 증폭비가 감소하는 형태를 보였으며, 이는 계측기의 이상반응으로 판단된다. Gongen파의 경우 완만하게 증가하였고, 인공지진파의 경우는 계단형 gabion 옹벽과 마찬가지로 댐마루에서 급격한 증폭을 보였다.
Fig. 15c parapet의 경우, 포항파는 댐마루 하부(A2)에서 1.30, 댐마루 상부(A3)에서 1.39로 나타났으며, Gongen파는 댐마루 하부(A2)에서 1.27, 댐마루 상부(A3)에서 1.37, 인공지진파는 댐마루 하부(A2)에서 1.31, 댐마루 상부(A3)에서 1.41로 나타났다. Parapet 구조물에서 증폭비는 gabion 옹벽과는 다르게 기초하부(A1), 댐마루 하부(A2), 댐마루 상부(A3)에 거쳐 완만하게 증가하는 것으로 나타났다.
전체적으로 세 타입 모두 인공지진파에서 가장 큰 증폭을 보인 것을 확인할 수 있으며, 계단형 gabion 옹벽과 수직형 gabion 옹벽에 인공지진파를 가했을 때 댐마루에서 증폭비의 변화가 크게 나타났다. Parapet의 경우에는 각 파형의 증폭비가 완만한 증가를 보였으며 구조물 중 가장 안정한 결과를 보였다.
그리고 증폭비는 댐마루 상부(A3)에서 가장 크게 나타났고, 인공지진파에서 가장 큰 증폭비의 변화를 나타냈다. Parapet 구조물은 일정하게 증가하는 현상을 나타냈고 gabion 옹벽보다 증폭비의 변화가 작아 상대적으로 지진에 대한 위험 발생 가능성이 낮게 나타났다.
과잉공극수압비의 변화
본 연구에서는 액상화 평가를 비선형 유효응력해석법으로부터 산정된 최대공극수압비로부터 구조물이 설치된 제체의 액상화를 직접적으로 분석하였다.
Fig. 16은 상류사면, 제체하부, 하류사면에서의 액상화 가능성을 분석하기 위해 설계지진가속도에 따라 각각의 파형에서 과잉공극수압비( )를 나타낸 것이다.
Fig. 16a 계단형 gabion 옹벽의 경우 공극수압비의 최대값이 포항파 0.020, Gongen파 0.014, 인공지진파 0.120으로 나타났다. 과잉공극수압비의 최대값은 상대적으로 큰 편이고, 특히 인공지진파를 가한 후 5초 부근에서 실험 중 가장 크고 급격한 변화를 보였으나 가진이 종료된 후 신속하게 0에 수렴하는 양상을 보였다.
Fig. 16b 수직형 gabion 옹벽의 경우 공극수압비의 최대값이 포항파 0.008, Gongen파 0.010, 인공지진파 0.011으로 나타났다. 과잉공극수압비의 최대값은 평균 0.010으로 큰 편은 아니나 가진이 끝나는 10초 부근에서 0에 수렴하는 양상을 보이지 않아 공극수압이 존재하는 것으로 나타났다.
Fig. 16c parapet의 경우 공극수압비의 최대값이 포항파 0.005, Gongen파 0.010, 인공지진파 0.003으로 나타났다. 계단형 gabion 옹벽과 수직형 gabion 옹벽과는 달리 인공지진파에서 과잉공극수압비의 변화가 가장 적고 완만한 변화양상을 보였으며, 가진이 종료된 후에는 0에 수렴하여 안정된 값을 보였다.
저수지에서 공극수압의 변화는 주로 수위가 급격하게 증가하거나 급격하게 하강할 때 발생하며 오랫동안 지진, 침투 등이 진행됨에 따라 제체 내부에 균열을 발생시켜 전단강도를 약화시키고, 그에 따라 제체 안정성에 심각한 영향을 미칠 수 있다.
전체적으로 최대과잉공극수압비를 기초로 액상화의 안정성을 평가한 결과, 계단형 gabion 옹벽에서 최대 0.021, 수직형 gabion 옹벽에서 최대 0.011, parapet에서 최대 0.010으로 액상화 평가기준인 1.0 이내에 포함되어 액상화에 대한 영향이 크지 않은 것으로 평가되었다.
Conclusion
본 연구에서는 농업용 저수지 월류방지 보강방법으로 계단형 gabion 옹벽, 수직형 gabion 옹벽, parapet 등의 3가지 타입의 월류방지 구조물 모형을 설치하고 진동대 모형실험을 실시하여 농업용 저수지의 내진 안정성을 평가하였다. 그 내용을 요약하면 다음과 같다.
1. 설계지진가속도에 따른 가속도 반응은 댐마루 상부(A3)에서 가장 크게 나타났다. 가속도 증가율은 모든 구조물에서 1.1 - 2.1배의 범위로 입력가속도보다 더 크게 나타났고, 이는 진동형 파형인 Gongen파형의 탁월주기가 구조물의 고유주기와 유사하여 공진현상이 발생한 것으로 판단된다.
2. 수직변위는 3개 파형 모두 댐마루 상류사면에서 가장 크게 나타났고, 상사율을 고려한 침하비는 댐마루를 기준으로 0.01 - 0.08% 범위로 허용설계기준 1% 이내로 만족하였으며 parapet 구조물에서 가장 작게 나타났다.
3. 수평변위는 3개 파형 모두 월류방지 구조물에 따라 변화폭이 크고, 댐마루 상류사면에서 가장 크게 나타났다. 상사율을 고려한 수평변위는 0.1 - 1.7 cm 범위로 허용수평변위량 30 cm이내에 포함되어 안정한 것으로 평가되었으며, parapet 구조물에서 가장 작게 나타났다.
4. 증폭비는 계단형 gabion 옹벽에서 1.1 - 1.5배 범위, 수직형 gabion 옹벽 1.1 - 1.5배 범위, parapet에서 1.3 - 1.4배 범위로 댐마루상부(A3)에서 가장 크게 나타났다. 계단형 gabion 옹벽과 수직형 gabion 옹벽에서의 증폭비는 인공지진파에서 변화폭이 크게 나타났고 parapet의 경우에는 모든 파형에서 큰 변화는 나타내지 않았다.
5. 과잉공극수압비는 계단형 gabion 옹벽에서 0.021, 수직형 gabion 옹벽에서 0.011, parapet에서 0.010으로 액상화 평가기준인 1.0 이내에 포함되어 매우 안정한 것으로 평가되었고, parapet 구조물은 모든 파형에서 가장 작은 과잉공극수압비의 변화를 나타냈다.
이상과 같은 결과를 바탕으로 3가지 월류방지구조물의 내진성능을 평가하면 허용설계기준 이내로 모두 만족하였고, 그 중 가장 안정된 월류방지구조물은 parapet 형식으로 판단된다.
