서 론
우리나라에서는 연강수량의 2/3 이상이 하절기에 집중적으로 발생하며, 최근 지구온난화와 그로 인한 기후변화로 인해 과거에 찾아볼 수 없던 극한강우가 발생하고 있다. 이로 인해 인공사면 및 자연사면에서의 붕괴로 많은 인명피해 및 재산손실이 발생하고 있다. 산림청에서 발표한 그 피해 정도를 살펴보면 2009년에서부터 2018년까지 10년간 산사태로 인한 평균 피해면적은 236 ha, 피해복구에 사용된 비용은 평균 465억 원에 달하며, 인명피해는 연평균 6명으로 나타났다(Korea Forest Service, 2018). 이와 같은 피해를 최소화하기 위해서는 산사태 발생의 시간적 예측을 통해 인명을 미리 대피시키고, 시설물의 피해를 최소화할 수 있는 대책을 수립하여야할 필요가 있다.
일반적으로 산사태는 강우에 의해 지하수위가 상승함에 따라 지반 내 간극수압이 증가하여 발생하는 것으로 알려져 있다. 하지만 자연사면의 경우 지하수위 상승에 의한 영향보다는 강우침투에 따른 습윤전선의 하강에 의한 영향으로 주로 얕은 파괴가 발생되고 있다(Kim et al., 2004; Song et al., 2012).강우가 침투함에 따라 지하수위 상부에 위치하는 불포화지반의 포화도는 증가하고, 음의 간극수압은 감소하게 된다. 이로 인해 불포화지반 내 유효응력은 감소되어 사면안정성에 영향을 미치게 된다(Ng and Shi, 1998; Lu and Godt, 2008). 이와 같은 문제로 Terzaghi의 포화토의 침투이론의 가정은 많은 결함을 나타냈다. 따라서 많은 연구자들은 불포화 지반 내 강우가 침투함에 따른 심도별 유효응력의 변화를 고려하기 위해 많은 연구를 진행하였으며(Terzaghi, 1943; Bishop, 1959; Lu and Likos, 2006), 모관흡수력과 체적함수비의 관계인 흙-함수특성곡선(Soil-Water Characteristic Curve, SWCC)을 토대로 산정된 흡입응력(suction stress)을 이용하여 불포화 지반의 응력상태를 표현함으로써 산사태 발생특성에 대해 역학적인 규명을 하기 위해 노력하고 있다(Kim et al., 2004; Godt et al., 2006; Song et al., 2016).
또한 산사태 발생 메커니즘을 규명하기 위해 많은 연구자들은 모형실험을 통해 연구를 수행하였다(Iverson, 2000; Chae et al., 2007; Song et al., 2006; Moriwaki et al., 2004; Fang et al., 2012; Mayumi et al., 2015). 산사태 모형실험은 실제 사면의 스케일을 똑같이 반영할 수 없기 때문에 치수효과(Scale effect)의 문제점을 내포하고 있지만(Moriwaki et al., 2004), 산사태 유발 인자들을 한 가지씩 변경시켜 반복 실험을 할 수 있을 뿐 산사태 발생 특성을 직접 관찰할 수 있음이 큰 장점이다. 하지만 아직까지 산사태를 유발하는 강우와 그에 관련한 지질요소들의 특성 값이 어느 정도에 도달하였을 때 산사태가 발생하는지에 대한 시간적 예측에 대한 연구는 거의 이루어져 있지 않은 상태이며, 이로 인해 산사태 경보 발령을 위한 과학적 기준이 설정되어 있지 않은 실정이다(KIGAM, 2016).
이에 본 연구에서는 산사태 조기탐지기준에 관한 연구의 기초가 되고자 산사태 모형실험을 수행하였다. 산사태 발생특성 및 붕괴가 발생하기 전 지반특성변화를 계측하기 위해 강우침투에 따른 얕은 파괴를 유발하였으며, 모형실험이 진행되면서 계측된 모관흡수력값과 흙-함수특성곡선(SWCC)을 이용하여 흡입응력을 산정하였다. 최종적으로는 Lu and Godt(2008)에 의해 제안된 불포화 무한사면의 안정해석법을 활용하여 안정해석을 수행하였으며, 이를 실제붕괴특성과 비교 및 분석하였다.
실험장치 및 실험조건
본 연구에서는 국내에서 주로 발생하는 천층파괴를 재현하고, 강우침투에 따른 지반특성 변화를 토대로 산사태 발생시점을 합리적으로 예측하기 위하여 산사태 모형실험장치를 구축하였다(KIGAM, 2014). Fig. 1은 산사태 모형실험장치의 모식도이며, 이는 모형사면을 축조할 수 있는 모형토조와 인공강우를 재현할 수 있는 강우재현장치 그리고 체적함수비, 모관흡수력 및 간극수압을 계측할 수 있는 계측장치로 나뉜다(Seo et al., 2017). Table 1은 실험조건으로 각 풍화토별 현장조건을 재현하기 위해 연직방향 0.05 m간격마다 현장단위중량에 맞게 다짐봉을 이용하여 모형사면을 조성하였고(Fig. 2), 계측기는 모형사면을 조성함과 동시에 총 9세트의 계측센서를 주어진 위치에 설치하였다. 그리고 극한강우조건에서의 산사태 발생특성을 파악하기 위해 시간당 200 mm의 강우를 적용하였으며 사면경사는 붕괴를 유발시키기 위해 내부마찰각보다 큰 35도로 설정하여 각 풍화토별 3 case씩 실험을 수행하였다.
Table 1. Conditions of landslide flume test
지반재료 특성
본 연구에서는 모형사면의 재료로 국내에서 산사태 발생빈도가 높은 화강암 풍화토와 편마암 풍화토 시료를 이용하여 산사태 모형실험을 진행하였다. 화강암 풍화토의 경우 충청북도 보은군에서, 편마암 풍화토의 경우 세종시 장군면에서 시료를 채취하여 두 가지의 실험재료를 사용하여 실험을 수행하였다. 각 풍화토별 공학적 특성을 측정하고자 각종 토질시험을 수행하였으며 결과는 Table 2와 같다. 또한 각 풍화토별 불포화 특성을 파악하기 위하여 자동 흙-함수특성곡선 시험장치를 활용하여 흙-함수특성곡선(SWCC)을 산정하였으며 결과는 Fig. 3과 Fig. 4 그리고 Table 3과 같다(KIGAM, 2016). Fig. 3과 Fig. 4는 van Genuchten(1980)의 식을 이용하여 산정한 흙-함수특성곡선으로 일반적인 흙에서 나타나는 S자 모양의 비선형적인 관계를 나타냈으며, 건조과정의 모관흡수력이 습윤과정의 모관흡수력보다 상대적으로 큰 값이 나타나는 것 또한 볼 수 있었다. 본 모형실험에 서는 강우침투에 따른 사면붕괴를 유발하였기 때문에 건조과정보다 습윤과정의 불포화특성이 더 적합하기 때문에 습윤과정에서의 불포화 특성을 사용하여 분석을 하였다.
Table 2. Physical and mechanical properties of weathered soils
Table 3. Curve-fitting parameters of SWCC
| Process | α(kPa-1) | n | m | |
| Weathered granite soil | Drying | 0.145 | 1.990 | 0.497 |
| Wetting | 0.245 | 1.712 | 0.416 | |
| Weathered gneiss soil | Drying | 0.299 | 2.018 | 0.504 |
| Wetting | 0.846 | 1.601 | 0.375 | |
실험결과
붕괴형태
Fig. 5와 Fig. 6은 강우침투에 따른 붕괴과정을 나타낸 그림이며, Fig. 7과 Fig. 8은 풍화토별 붕괴특성을 대략적으로 나타낸 모식도이다. 화강암, 편마암 풍화토 모두 실험 초기에는 지표면에서 포화가 진행되면서 세굴현상이 진행되는 것을 확인할 수 있었다(Fig. 7a, Fig. 8a). 그 후 발생된 세굴면을 따라 침식이 점차 확대되었고, 사면의 선단부, 사면부 그리고 정상부에서 소규모 붕괴가 발생하여 붕괴면이 발생하는 것 또한 확인할 수 있었다. 이러한 붕괴면은 사면의 선단부에서 정상부로 점차 확장되는 경향을 보였으며, 최종적으로는 모든 붕괴면들이 만나 전체적인 붕괴가 발생하는 것을 알 수 있었다. 이는 모형사면의 선단부에서 발생된 파괴가 점차 정상부로 확장되어 가는 후퇴성 붕괴형태(retrogressive failure)를 보이는 것으로 나타났다. 하지만 편마암 풍화토의 경우 후퇴성 붕괴형태를 보이긴 했지만, 화강암 풍화토에 비해 뚜렷한 붕괴면을 보이지 않았다. 그리고 편마암 풍화토로 조성된 모형사면의 붕괴시간은 화강암 풍화토로 조성된 모형사면보다 약 2~ 3배정도 붕괴가 더 느리게 발생하였다. 이는 Table 2에서와 같이 투수계수가 상대적으로 작은 편마암 풍화토는 세립질 성분을 많이 함유하고 있기 때문에 붕괴형태가 다르게 나타나는 것으로 판단된다. 또한 대부분 모형사면의 심부에서는 붕괴가 발생하지 않았다. 이는 모형사면 선단부 끝 쪽 수평으로 된 토조 내에 붕괴된 흙들이 쌓이면서 지지하는 역할을 하여 붕괴가 발생하지 않는 것으로 판단된다.
모관흡수력
Fig. 9는 풍화토별 대표적으로 계측된 모관흡수력의 변화를 나타낸 그림이다. 여기에서 빨간색, 파란색 그리고 초록색 선은 각각 모형사면의 천부, 중부 그리고 심부에서 계측된 데이터를 의미하며, 실선은 선단부, 파선 및 점선은 각각 사면부 그리고 정상부에 설치된 센서에서 계측된 데이터를 나타낸다. 모형사면 내에서 계측된 모관흡수력은 지표면에서 먼저 포화가 발생되어 지중으로 전이되는 것으로 나타났으며, 포화로 인한 모관흡수력은 급격하게 감소하여 0 kPa으로 수렴하는 경향을 나타내었다.
흡입응력을 고려한 불포화 무한사면의 안정해석법
흡입응력
모관흡수력은 흙 입자 사이의 물과 공기의 접촉면에 작용하기 때문에 불포화토의 응력상태를 표현하기 위한 변수로 작용할 수 없다(Lu and Griffiths, 2004). 따라서 본 연구에서는 실험이 진행되는 동안 계측된 모관흡수력을 토대로 불포화토 내부에서 일어나는 다양한 현상을 고려하기 위하여 아래의 식 (1)을 이용하여 흡입응력을 산정하였다(Lu and Likos, 2006).
| $$\sigma^s=\frac{(u_a-u_w)}{(1+\lbrack\alpha(u_a-u_w)\rbrack^n)^m}$$ | (1) |
Fig. 10은 모형실험을 통해 계측된 모관흡수력과 습윤과정의 흙-함수특성곡선(SWCC)을 이용하여 산정한 각 풍화토별 흡입응력의 변화를 나타낸 그림이다. 강우침투에 따른 흡입응력의 반응은 모관흡수력의 반응과 매우 유사하게 나타났으며 화강암 풍화토의 경우 초기 값은 -7.7 kPa~-3.6 kPa이며, 편마암 풍화토에서의 경우 -13.8 kPa~-8.6 kPa의 값을 나타내었다. 또한 흡입응력도 모관흡수력의 변화와 마찬가지로 포화가 시작되면서 급격하게 0으로 수렴하는 경향을 보였다.
불포화 무한사면의 안정성 평가
우리나라에서 발생되는 산사태는 발생 깊이가 2 m 이내의 천층파괴가 주로 발생한다(Kim and Song, 2015). 따라서 본 연구에서는 이와 같이 얕은 깊이의 무한사면 파괴를 해석하기 위하여 식 (2)와 같은 불포화 무한사면 안정해석법(Lu and Godt, 2008)을 적용하여 강우침투에 따른 사면안정해석을 수행하였다. 여기에서 는 내부마찰각, 는 사면경사, 는 점착력, 는 단위중량, 는 활동면 깊이 그리고 는 흡입응력을 나타낸다. 따라서 사면경사는 35°, 단위중량은 화강암 풍화토의 경우 1.55 g/cm3, 편마암 풍화토의 경우 1.54 g/cm3로 설정하였으며, 가상 활동면 깊이는 모관흡수력센서 설치 위치인 지표면으로부터 각각 0.2 m, 0.4 m 그리고 0.6 m로 하였다. 나머지 인자는 직접전단시험으로 구한 내부마찰각과 점착력 값을 이용하여 사면안전율을 산정하였다. Fig. 11은 각 풍화토별 산정된 흡입응력을 이용하여 계산된 불포화 무한사면 안전율의 변화를 나타낸 그림이다.
| $$FS=\frac{{\tan}\Phi}{{\tan}\beta}+\frac{2c'}{\gamma H_{ss}{\sin}2\beta}-\frac{\sigma^s}{\gamma Hss}({\tan}\beta+{\cot}\beta)tan\Phi$$ | (2) |
불포화 무한사면의 안전율을 살펴보았을 때 습윤전선의 하강 및 붕괴형태에 대한 현상을 반영하고 있음을 알 수 있다. 또한 사면안전율은 초기 일정하게 유지되다가 강우가 침투함에 따라 급격하게 감소되면서 사면붕괴에 이르는 것으로 나타났으며, 각 풍화토별 최소 사면안전율은 화강암 풍화토의 경우 FS = 0.75, 편마암 풍화토의 경우 FS = 0.92로 나타났다. 또한 각 계측기 설치위치에서의 실제 붕괴시간은 계측기가 노출되는 시점으로 설정하였으며, 이와 불포화 무한사면의 안전율이 1 이하로 떨어지는 시점을 분석했을 때 실제 붕괴가 발생하기 전 안전율이 1 이하로 떨어지는 것을 확인할 수 있었다. Fig. 12는 각 풍화토별 불포화 무한사면의 안전율이 1 이하로 떨어지는 시점과 실제 붕괴시간의 차이를 나타낸 그림이다. 화강암 풍화토에서의 경우 실제 붕괴가 발생하기 전 약 1,600초전 안전율이 1 이하로 떨어졌으며, 편마암 풍화토에서의 경우 5,400초 전 안전율이 1 이하로 떨어지는 것을 확인할 수 있었다.
결 론
본 연구에서는 강우침투에 따른 불포화 무한사면의 안전율변화 특성과 실제 붕괴특성을 분석하여 산사태 탐지기준을 제안하고자 산사태 모형토조 실험을 수행하였다. 본 연구는 산사태 모형토조실험의 기초 연구로 국내에서 주로 발생하는 2 m 이하의 얕은 천층파괴(shallow failure)를 재현하였으며, 최근 이상기후로 인한 극한강우를 재현하기 위해 시간당 200 mm의 강우강도를 이용하여 실험을 진행하였다.
먼저 붕괴특성을 살펴본 결과, 화강암 풍화토에서는 실험 초기부터 세굴현상이 발생되기 시작하였다. 이후 선단부(toe part), 사면부(slope part), 정상부(crest part)에서 소규모 붕괴가 발생되어 붕괴면이 발생되었으며, 붕괴면들은 점차 모형사면의 천부에서 심부 그리고 선단부에서 정상부로 확장되는 경향을 보였다. 이러한 붕괴형태는 국내에서 주로 발생하는 천층파괴를 띔과 동시에 붕괴면들이 점차 선단부에서 정상부로 확장되는 후퇴성파괴(retrogressive failure)의 양상도 보였다. 편마암 풍화토에서도 마찬가지로 천층파괴 및 후퇴성파괴의 양상을 똑같이 보였지만, 화강암 풍화토에 비해 붕괴시간이 느릴 뿐만 아니라 뚜렷한 붕괴면을 찾기 어려웠다. 이는 편마암 풍화토에서 관찰되는 판상의 운모류 때문에 연직방향으로의 강우침투가 원활하지 않을 뿐만 아니라(Seo et al., 2017), 화강암 풍화토에 비해 세립질 성분이 다소 많이 존재하여 투수계수가 낮기 때문으로 판단된다.
실험이 진행되면서 계측된 모관흡수력의 변화특성을 살펴보면 강우침투특성과 같이 천부(shallow depth)에 설치된 센서가 가장 먼저 반응을 하였고 중부(middle depth) 그리고 심부(deep depth)순으로 반응하였다. 반응한 모관흡수력의 값은 급격하게 0 kPa으로 감소하였으며 이 값은 실험이 종료될 때 까지 유지되었다.
측정된 모관흡수력을 토대로 불포화토의 응력을 표현하기 위하여 Terzaghi(1943) 및 Bishop(1959)의 유효응력을 확장한 흡입응력(Lu and Likos, 2006)을 각 풍화토별 흙-함수특성곡선으로 구한 불포화특성을 이용하여 산정하였다(Song et al., 2012; KIGAM, 2016). 산정된 흡입응력으로 강우가 침투함에 따른 불포화 무한사면의 안정성평가를 수행하기 위하여 사면안전율의 변화와 실제 붕괴특성을 비교 및 분석하였다. 먼저 사면안전율의 변화는 강우가 침투함에 따라 급격하게 감소하여 화강암 풍화토의 경우 0.75, 편마암 풍화토의 경우 0.92으로 수렴하였다. 그리고 사면안전율이 1 이하로 떨어지는 시점과 실제 붕괴시간을 비교했을 때 화강암 풍화토의 경우 약 1,600초, 편마암 풍화토의 경우 약 5,400초 차이가 나타나는 것을 확인할 수 있었다. 따라서 산사태 조기탐지 기준을 FS = 1인 시점으로 설정했을 때 붕괴 전 예측을 할 수 있었다. 이는 산사태 모형실험의 기초연구단계로 산사태 발생 전 지반특성변화를 관찰하여 어느 시점에서 붕괴가 발생하는지 예측할 수 있었다. 하지만 산사태 모형실험은 자연사면과 동일한 조건으로 모형사면을 조성하기에는 매우 힘들기 때문에 치수효과(scale effect)등의 문제점을 내포하고 있다(Moriwaki et al., 2004). 이를 보완하기 위해서는 자연사면을 대상으로 강우침투에 따른 지반특성변화를 직접 모니터링 하는 방법뿐만 아니라 실제 자연사면 규모의 대규모 산사태 모형 실험을 지질별, 강우강도별로 수차례 수행해야 할 것으로 사료된다.
