1. 서 론
2. 수치해석
2.1 최고수위 산정
2.2 축조재료의 지반정수 산정
2.3 수치해석 모델의 경계조건
2.4 수치해석 과정 및 결과분석 방법
3. 수위 및 매설계측기 데이터 분석
3.1 운영 시 매설계측기 정상 침하량 검토
3.2 운영 최고수위 시 시간에 따른 강수량·수위 변화
4. 수치해석 결과 & 계측치 비교
4.1 수치해석 모델 선정 및 지반정수 결정
4.2 운영 최고수위 기준 수위 급강하 검토
4.3 댐 정상부 월류 시 검토
5. 결 론
1. 서 론
콘크리트 표면차수벽형 석괴댐(CFRD, Concrete Faced Rockfill Dam)은 전 세계적으로 대규모 수력발전, 용수공급 및 홍수조절 등 다양한 목적으로 널리 활용되고 있다(Lau, 2004). CFRD는 그 차수기능을 댐의 코어층이 아닌 댐 표면의 콘크리트 슬래브(차수벽)가 담당하는 rockfill dam으로 댐 내부는 다양한 zone으로 구성되어 있다. CFRD는 주로 현장에서 조달이 용이한 암석재를 사용하여 시공되므로 다른 형식의 댐에 비해 많은 장점(재료적, 시공성, 안정성 및 경제성 등)을 가지며, 최근 국내·외에서 가장 널리 시공되는 댐 형식의 하나이다(Lau, 2004).
CFRD의 시공과 설계는 과거 경험적 방법에 크게 의존해 왔으나 최근 계측기술과 수치해석 기법의 발전으로 댐체의 변형 및 거동 특성에 대한 이해가 크게 향상되었다. 특히 댐 시공단계와 담수 이후에 발생하는 변형, 콘크리트 표면 차수벽과 댐체 간의 상호작용 및 이에 대한 안정성 평가가 주요한 이슈 가운데 하나이다(Lee & Kim, 2015).
본 연구에서 분석하고자 하는 평화의 댐은 북한 금강산댐(임남댐)의 대규모 방류 혹은 붕괴에 따른 남한 지역의 잠재적 수해 발생 가능성에 대응하기 위한 국가적 프로젝트로 1986년 착공되었으며, 1989년 1단계 준공 이후 2005년 2단계 증축 및 2018년 치수능력 증대사업을 통해 현재의 규모에 이르렀다(Yang et al., 2012).
최종 완공된 평화의 댐은 총 저수량 2.63×1012kg(26.3억ton), 길이 601m 및 높이 125m로 CFRD 형식의 댐으로는 국내에서 가장 높은 댐이다. 댐의 가장 큰 구조적 특징은 상류면에 설치된 콘크리트 차수벽이 석괴 댐체와 결합하여 대규모 홍수 유입 시에도 안정적으로 수위를 조절할 수 있도록 설계되었다는 사실이다. 평화의 댐은 국내에서 대규모 CFRD 기술이 적용된 대표적 사례로 시공 과정에서 암반 기초 처리, 차수벽과 댐체의 접합부 설계 및 프린스(plinth) 시공 등 다양한 공학적 난제가 존재했으며, 이를 해결하기 위해 국내·외 최신의 설계 및 시공 기술이 적용되었다. 특히 2단계 증축 과정에서는 댐체의 안정성 확보와 차수벽의 내구성 향상 그리고 대규모 방류에 대응할 수 있는 여유 저수 용량 확보가 중점적으로 고려되었다.
평화의 댐은 평상 시에는 물을 저장하지 않는 건류댐(건식댐)으로 운영되며, 비상 시나 홍수기에는 하류 지역의 침수 피해를 최소화하는 기능을 가진다. 실제로 1990년대 이후 반복된 집중호우와 북한 지역의 예기치 못한 방류 상황에서 평화의 댐은 하류지역의 홍수 피해 저감에 크게 기여해 오고 있다. 평화의 댐은 이처럼 단순한 안보 시설을 넘어 한반도 접경지역의 지속가능한 발전과 재난 예방 그리고 기후 변화에 따른 극한 홍수 대응 및 수자원의 효율적 관리 등 다양한 측면에서 지속적으로 연구와 관리가 필요한 대표적인 대형 댐으로 평가된다.
Table 1은 댐체가 각 zone별로 구성재료의 공학적 특성과 기능에 따라 총 6개의 구역으로 다르게 설계되었으며, 설계기준(KDS 54 40 00, 2022)에 따라 각 zone별 고유의 기능과 최대입경을 규정했음을 보여준다. 한편 Fig. 1(b)는 각 zone의 위치를 보여주며, 기초 암반의 경우 댐체의 부등침하 방지 및 지지력 부족 등에 대처하고 누수방지를 위해 Fig. 1(a)와 같이 plinth와 transition zone 등 그라우팅 보강을 실시했다.
Table 1.
Specifications and functions of materials for each zone
본 연구는 평화의 댐이 국내의 대표적인 CFRD 댐임에도 불구하고 만수위에 도달한 적이 없어 실제 최대 수위 조건에서의 구조적·수문학적 안전성에 대한 실증적 자료가 부족하다는 점에 착안하여 수행되었다. 이에 3차원 수치해석을 통하여 최근 치수능력증대사업 이후 최고수위(EL.190.20m) 및 월류 조건을 가정해 현장실측자료 및 3차원 수치해석을 통해 댐의 변형 특성, 차수벽과 rockfill의 상호작용 그리고 각 zone별 구조적 역할을 종합적으로 분석하였다. 이를 통해 극한 홍수 상황 등 비상 시나리오에서 댐의 안정성 평가 방안을 제시하고자 하였다.
2. 수치해석
2.1 최고수위 산정
본 연구의 대상인 평화의 댐은 홍수조절용 댐이지만 배수터널을 통해 자연적으로 배수되는 구조이므로 유입량, 방류량 산정 시 단독으로 해석하는 것이 아닌 임남댐과 화천댐 유역의 극한 홍수(PMF, Probable Maximum Flood) 유입과 임남댐 붕괴를 동시에 가정하여 해석하여야 한다.
이를 고려하여 기존에 발간된 「평화의 댐 증축(2단계) 사업 실시설계 보고서」(건설부/한국수자원공사, 2003), 「평화의 댐 치수능력증대사업 기본계획 보고서」(국토해양부/한국수자원공사, 2012) 및 「평화의 댐 치수능력증대사업 기본설계 보고서」(국토해양부/한국수자원공사, 2012)의 수문사항을 기초로 댐 붕괴 시나리오 해석용 모델인 DAMBRK(Dam Break Analysis Model)을 이용하여 붕괴유출 수문곡선을 유도하였다. 미국 국립기상청(NWS)이 개발한 이 모형은 댐 붕괴 시 최대 유출량과 홍수파 전파를 예측하는 데 활용된다(George & Nair, 2015). 그 결과 임남댐의 계획홍수위 El.310.0m를 초기수위로 가정하여 검토할 경우 시간분포(Huff, Floyd A.) 3분위의 지속시간 42hr, 초과확률 20%에서 최고 홍수위 값을 도출하였다. Fig. 2(a)는 1차원 저수지 홍수 추적 결과를 나타내며, 42hr에서 댐 마루 표고보다 높은 EL.273.77m에 도달하였다. 또한 임남댐 붕괴 후 1시간 경과 시 첨두홍수량은 230,244m3/s이며, 이 홍수량은 평화의 댐에 유입량으로 발생하고, 이때 최대방류량은 18,402m3/s이다(Fig. 2(b)).
2.2 축조재료의 지반정수 산정
평화의 댐은 1단계, 2단계 및 치수능력증대사업에 걸쳐 총 3단계로 시공되었으므로 축제 재료 강도와 변형계수는 사례조사를 통해 암반분류 점수 산정 후 RMR을 기준으로 경험식(Bieniawski, 1978; Serafim & Pereria, 1983; Hoek-Brown, 1980)을 검토하고 대형삼축압축시험을 통해 zone별 재료의 지반정수를 산정한 후 역해석을 실시하여 최종적인 지반정수를 도출하였다. 대형삼축압축시험은 조립질 댐 축조재료의 전단강도 및 응력·변형 특성을 직접적으로 평가하여 수치해석에서 요구되는 관련 물성치를 획득하고자 실시하였다.
Fig. 3(a)와 3(b)는 댐체가 비점토성 재료로 되어 있지만 대형댐의 경우 장기적으로는 미세한 크리프 침하가 발생할 수 있어 이를 고려하여 상사법칙을 적용한 재료의 입도분포곡선이다. Zone 1은 최대입경이 75mm로 주로 사질토(모래) 및 자갈 등 비점토성 재료로 구성되어 있고, zone 4는 최대입경이 1,500mm인 석괴 및 자갈 등이 주성분이다. 그러나 대형삼축압축시험에서도 석괴 같이 매우 큰 재료는 적용할 수 없으므로 시험 기준(ASTM D7181)을 만족하도록 상사법칙(기하학적 상사법칙)을 적용하여 입도분포, 밀도 및 물성치 등이 실제와 유사한 조건이 되도록 조정하였다. 시험에서는 재료의 단위중량을 적절히 조절하여 zone 1·4에 각각 22.0kN/m3, 21.1kN/m3을 적용하였다. 심부에 위치하여 조사가 불가능한 zone 2·3은 2단계 시 시행된 대형삼축시험 결과를 반영하고 천부에 위치하여 조사가 가능한 zone 1·4·5는 대형삼축시험을 실시하였다.
Fig. 4(a)의 대형삼축압축기를 설계기준(ASTM D7181)에 만족하는 직경 30cm, 높이 62cm의 공시체를 제작하여 시험하였다. Fig. 4(b)와 같이 몰드의 내벽은 5mm 고무판으로 보호되어 멤브레인의 손상을 방지하고 두께 2mm와 0.5mm 멤브레인을 사용하여 몰드와 체결 후 부압을 가하여 공시체를 성형하였다. Fig. 4(c)는 다짐 높이를 나타내며, 5층으로 나누어 한 층당 다짐두께는 12cm로 다짐을 실시 후 압밀배수시험을 하였다.
일본항만기술 연구소에서 최대입경 200mm를 기준으로 최대입경 150, 100, 65 및 25.4mm로 상사입도를 조정 후 시험 시 상대밀도와 균등계수에 따라서는 마찰각 차이가 크나 최대입경 200mm 시료와 상사입도로 제작된 시료의 내부마찰각 차이는 대략 1~2° 정도로 미소한 것으로 나타나 rockfill댐 원재료의 강도정수 산정 시 원시료의 입도분포곡선에 따른 상사입도 곡선을 적용하여도 원재료의 강도정수를 추정하는데 큰 무리가 없는 것으로 판단하였다(Shimoji, 1983). 따라서 상사법칙을 적용한 실험을 통해 입도분포·함수비·단위중량 결정 후 이를 바탕으로 성형된 공시체를 삼축시험기에 거치하여 각각 98.1, 196.1 및 294.2kPa의 구속압 조건에서 등방압밀시험을 실시 후 각 구속압에 대하여 압밀이 종료된 시료에 1.6667×10-5m/s의 전단속도로 압밀배수시험(CD Test)한 결과 Fig. 4(d)에서 Fig. 4(e) 모습으로 변형되었다.
표본수가 적어 zone별 특성을 대표하는데 한계가 있을 수 있고 점착력 및 마찰각이 과대 혹은 과소평가 될 수 있으나 시공 중이 아닌 운영 중인 댐으로써 표본수 채취에 한계가 존재한다. 따라서 계측데이터 및 2단계 시공 시 시험결과를 바탕으로 역해석을 통해 보정하였다.
Rockfill dam은 높은 투수성으로 인해 압밀 초기에 발생한 과잉간극수압이 매우 빠르게 소산되어 결과적으로 댐체 내부는 거의 유효응력 상태로 유지되기 때문에 압밀배수시험이 적합하다고 판단하였다. 압밀배수시험에서는 전단 시 시료 측면을 배수된 상태로 유지하므로 시료 내 간극수압이 소산되어 투수계수가 큰 rockfill 현장조건과 동일하다. 배수조건하에서 전단강도는 유효응력에 의해 결정되므로 시험 시 얻은 유효응력 강도정수(c, Φ)는 댐체가 실제 장기 거동 시 발생하는 강도 특성을 정확히 반영할 수 있어 완성된 댐의 장기안정성 해석에 필요한 강도정수가 신뢰성 있게 재현되었다고 판단된다.
Fig. 5는 Mohr-Coulomb’s 곡선을 통해 c(점착력)과 Φ(내부마찰각)을 산출한 것을 보여준다. 각각의 구속압에 대해 최대 수직응력()과 구속응력()을 바탕으로 원과 접하는 접선을 작도하여 파괴기준선()을 구하고 이를 통해 점착력 및 내부마찰각을 산정하였다. 이를 통해 앞서 언급한 바와 같이 댐체 재료가 비점토성(사질토, 자갈 등)임에도 불구하고 일정 수준의 점착력과 높은 내부마찰각을 보이고 있음을 알 수 있다.
Table 2는 대형삼축압축시험에 의한 Mohr-Coulomb 전단강도정수를 구속압 조건에 따라 산정하였다. Zone 1의 점착력은 51.2kPa, zone 2의 점착력은 62.4kPa으로 산정되었으며, 비교적 높게 산정된 재료의 점착력은 평화의 댐이 1·2단계 축조 이후 20년 이상 크리프 침하가 진행되어 내부의 다짐도가 향상된 것과 관련 있는 것으로 분석된다.
Table 2.
Large triaxial test results foe zone 1 & zone 4 materials
Fig. 6은 응력·변형율 관계를 통해 변형률 증가에 따른 축차응력을 나타낸 그래프로 시료의 강도 및 파괴 특성을 평가 할 수 있다. 축차응력()은 축방향 변형률() 약 15% 부근까지 증가하며, 이후 약간 감소하는 경향을 나타낸다. 최대 축차응력은 시료의 극한강도를 의미하며, 구속압이 클수록 더 큰 값을 보인다. 또한 축차응력이 증가할수록 내부마찰각과 점착력이 높아지는 경향이 있으며, 그로 인해 입자간 마찰력과 결합력을 증가시켜 재료의 전단강도가 증가한다. Zone 1은 최대입경이 75mm인 차수벽 지지층으로 구속압이 294.2kPa일 때 축차응력은 1.54MPa을 보이고, zone 4는 최대입경 1,500mm이며, 댐체의 외력을 담당하는 주요 부분으로 구속압이 294.2kPa일 때 축차응력은 1.70MPa로 증가하였다.
댐의 변형 특성을 이해하기 위해서는 댐에 대한 변형 모니터링과 역해석 모두 필요하다. 변형 모니터링의 경우 변위계, 경사계 및 침하계 등 다양한 계측기기를 사용하여 댐 본체와 주변 지반의 변위, 변형, 경사 및 응력 등을 실시간으로 측정한다. 역해석은 이러한 계측 데이터를 바탕으로 수치해석 기법을 적용하여 실제 계측된 지반구조물의 거동을 재현할 수 있는 수준으로 탄성계수, 강도정수 및 투수계수 등의 주요 물리적·역학적 특성을 신뢰성 있게 산정하는 과정이다(Zheng et al., 2012). 역해석의 필요성은 댐체 시공 전 다양한 시험을 통해 지반정수가 산정되었으나, 시공 후 장기하중에 의한 응력 재분배 및 재료의 압축성 등에 의해 크리프 현상이 발생되기 때문으로 판단된다.
따라서 현재 시점의 거동 분석을 위해서는 기존 계측 결과로부터 역해석을 시행하여 지반정수를 적용하는 것이 타당하며, 1단계 축조 이후부터 계측자료 분석을 통해 켈빈모델(점탄성 모델)을 적용하였고, 변형률은 시간이 지남에 따라 점진적으로 수렴되는 댐체의 특성을 반영하였다. 댐의 정상침하점의 연직 침하 이력을 통해 켈빈 점탄성모델에 적용시켜 체적탄성계수(K), 전단탄성계수(G) 및 동적점성계수()를 추정하였으며, Midas 수치해석을 통해 각 요소의 최대()·최소() 주응력을 얻어 평균값을 구하고 포아송비(=0.3)를 적용해 중간주응력()을 계산하여 모델하중으로 사용하였다.
Fig. 7(a)와 7(b)는 켈빈모델을 통해 댐 체제 시공 후 시간에 따른 변형률의 장기거동 회귀 분석 시행 결과이다. 댐의 장기거동에 따라 변형률은 증가하여 1단계 시공 후 변형률은 0.002872, 2단계 시공 후 댐체는 시간의존적 거동을 통해 0.003176으로 증가함을 알 수 있다. 댐의 장기거동에 따라 변형률 증가 시 탄성계수는 감쇠하는 특성을 나타내며, 댐의 변형이 수렴하면 탄성계수의 감쇠도 수렴하는 거동을 보인다. Fig. 8(a) 및 8(b)는 댐체 시공 후 시간에 따른 탄성계수 감쇠 특성을 보여주며, 경과시간에 따라 점차 감소하여 2단계 시공 후 최종 수렴단계에서 탄성계수는 122.9MPa에 도달하였다.
Table 3은 1, 2단계 축조 후 계측된 댐 마루의 연직 변위의 크기를 바탕으로 켈빈 모델을 적용하여 역산된 댐체의 대표응력 대비 탄성계수를 나타낸다. 장기거동 시 변형률이 0.003176 일 때 탄성계수는 약 122.9MPa로 산정되었다.
Table 3.
Inverse analysis of representative geotechnical parameters of dam body elements from measured data
Table 4는 앞서 설명한 방법으로 댐체의 변형률과 대표응력을 기반으로 역해석을 수행하여 zone 3·4·5의 탄성계수를 결정하였다. 해당 zone은 댐의 주요 변형이 집중적으로 발생하는 구간이며, zone 1·2·6은 상하류 필터 및 보호층으로 실제 침하나 변형이 미미하므로 설계 시 탄성계수를 사용하고 댐의 외력을 담당하는 zone 3·4·5에 대한 역해석만 시행하여 지반정수를 산정하였다. 내부마찰각과 점착력이 높게 산정된 주요 원인으로는 축조 이후 20년 이상 크리프 침하로 인한 내부 다짐도 향상과 이에 따른 입자 재배열로 인해 상승된 것으로 판단된다. 또한 성토 시 석괴재는 흑운모·석영·장석·석류석이 혼합된 편마암질로 거칠고 불규칙한 표면에 의해 맞물림 효과(interlocking effect)가 증가하였고, 세립분에서 조립분까지 고르게 골재를 혼합하여 입자간 결합을 통해 내부마찰각이 크게 증대된 것으로 보인다. 해당 물성치는 수치해석과 계측데이터의 높은 일치성을 통해 실제 댐의 장기거동을 적절히 반영하였음을 입증하였다.
Table 4.
Design constants for dam stability analysis
Fig. 9는 CFRD 및 rockfill dam의 국내·외 다양한 연구에서 산정된 내부마찰각을 정리하였다. 연구 결과를 비교하여 볼 때 국내 연구 댐들 대비 상당히 높은 편이나 댐설계기준(KICT, 2001)에서는 45° 이상으로 규정하고 있으며, 이 기준에 부합하고 있다. 국외 연구 대비는 합리적인 범위 내로 현실적인 물성치로 판단된다(KICT, 2001; Han et al., 2010; Indraratna, 1994; Yun et al., 2018; Ghanbari et al., 2013; Barton, 2016; Almawla et al., 2018).
2.3 수치해석 모델의 경계조건
본 연구에서는 앞서 도출된 축제 재료의 물성치와 구조 정보를 바탕으로 수치해석 모델을 구축하였다. 수치해석에는 실제 댐 구조와 유사하게 하부지반과 댐체, 차수벽 및 감세공 등을 모델링하였다. Fig. 10(a) 및 10(b)는 mesh 구성도를 보여주며, 해석의 정밀도를 높이기 위해 응력 집중이 예상되는 부위의 mesh density를 조밀하게 구성하였고, 각 zone과 구조물에는 실제 댐의 재료 구성에 적합한 재료모델이 적용되었다.
Table 5는 해석에 적용된 주요 모델 및 주요 파라미터를 요약한 것으로 하부지반 및 zones 1~6에는 Mohr-Coulomb 모델을 적용하여 탄·소성 거동을 반영하였고, 표면차수벽과 감세공 등 강성 구조물에는 탄성(Elastic) 모델을 사용하여 외력에 대한 선형 탄성 거동을 반영하였다.
Table 5.
Key analytical models and parameters applied in the analysis
해석 과정에서는 최고수위 및 PMF 등 다양한 수리학·구조적 경계조건이 반영되었다. 경계조건으로는 하부면(지반 기준면)에 자유배수 조건을 적용하고 측면(Y방향)에는 수평변위 구속을 적용하였다. 특히 Plaxis 3D의 장기침하 해석 방법인 consolidation 분석을 활용하여 극한 홍수 시나리오 및 실제 운영 조건을 반영하였으며, 시간에 따른 변위와 응력의 변화를 시뮬레이션하였다. 본 해석에서는 Mohr-Coulomb 탄·소성 모델을 비롯하여 재료의 투수계수와 경계조건 등을 실제 조건에 맞게 반영하였다. 또한 3일간의 수위 변동을 적용하여 정상상태(steady-state) 가정에서 확장된 quasi-steady-state 해석을 수행함으로써 단일 시점의 수위 변화에 대응한 안정성 평가를 실시하였다.
2.4 수치해석 과정 및 결과분석 방법
평화의 댐의 구조적 및 수문학적 안정성을 평가하기 위해 극한 홍수나 임남댐 붕괴 등 다양한 비상 상황에서 안정성이 확보되는지의 여부를 기존에 검토되었던 각종 보고서와 수문모형(DAMBRK 등)을 참고하여 최고수위와 최대 방류량 등 해석에 필요한 외부 조건을 산정하였다(Kim et al., 2023). 수위조건은 2가지로 구분했으며, 치수능력 증대사업 이후 최고수위 EL.190.20m와 댐체 PMF와 임남댐 붕괴 조건을 가정한 EL.273.77m로 해석하였다. 해석방법은 최고수위(EL.190.20m)를 기준으로 약 25,900s 동안 15.08m 하강한 실제 조건을 반영하여 평상 시 수위 급강하에 따른 해석을 실시하고 월류 시에는 EL.273.77m 조건을 반영하여 가장 위험한 상태인 월류 시 댐의 안정성을 검토하였다.
댐에 대한 안정성 검토 시 댐 사면의 활동이나 댐체의 안정성을 평가할 수 있는 지표로 댐 정상부의 연직방향 및 수평방향의 변형을 대푯값으로 분석하였다(Gikas & Sakellariou, 2008). 마지막으로 해석된 결과는 실제로 매설된 계측기(정상침하계)에서 측정된 데이터와 비교·분석하여 신뢰성을 검증하였다. 이러한 과정을 통해 평화의 댐의 극한 홍수 시나리오(댐 정상부 EL.270m를 초과한 최고수위 EL.273.77m에서의 월류 발생)에 대한 구조적 안정성을 종합적으로 평가하였다.
3. 수위 및 매설계측기 데이터 분석
3.1 운영 시 매설계측기 정상 침하량 검토
댐 구조물의 장기적 안전성 확보를 위해서는 시공 완료 후 운영 단계에서 지속적인 거동 모니터링이 필수적이다(Shin & Kim, 2009). 매설계측기는 댐 구조물 및 주변 지반의 변형, 변위, 응력 및 간극수압 등 주요 거동 특성을 실시간으로 계측하는 장치로 댐의 구조적 건전성 평가 및 이상 거동 조기 감지를 위한 핵심적인 역할을 담당한다.
Fig. 11은 평화의 댐에 설치된 매설계기로 Fig. 11(a)는 침하계이며, Leica(TM50) 모델로 정밀도는 0.6mm±1ppm이고 Automatic Targer Aiming 기능을 통해 측정한다. Fig. 11(b)의 지진계는 GeoSIG(스위스) 모델로 측정범위는 ±2g이며, 동적범위는 165dB이다. Fig. 11(c)는 변위계로 아이세스 제품이며, 형식은 FBG sensor이고 측정범위는 100mm, 분해능 ±0.2FS 및 정확도는 ±0.2%FS이다. Fig. 11(d)는 경사계이며, 전기식(EIS Type)이고 측정범위 ±10° 및 0.01°의 분해능을 가지고 있다.
그 중 정상침하계는 댐 마루에 설치되어 댐의 연직 변위, 즉 침하량을 계측하며, 시공 및 운영 과정에서의 침하 거동을 정량적으로 파악할 수 있도록 한다. 정상침하계를 통해 댐체의 연직 변위를 모니터링하는 것은 구조적 건전성 평가의 핵심 요소로서 설계 시 예측된 침하량과 실제 계측값을 비교·분석하여 댐의 이상 거동을 조기에 감지할 수 있도록 한다. 특히 CFRD의 경우 차수벽은 외부수압에 저항하고 댐체 내부로의 누수를 차단하는 핵심적인 구조로써 표면의 변위를 예측하고 측정된 변위가 구조적 안정성을 유지하는 범위 내의 크기인지를 확인하는 것이 매우 중요하다(Wen et al., 2023).
Fig. 12(a)와 12(b)의 정삼침하계 데이터 분석 시 변위는 중앙부를 제외하고 ±0.02m(20mm) 범위 내에서 일정한 추이를 보이며, CS0003(하류 중앙부)에서 국부적 급격한 변위가 발생하나, 같은 위치의 CS0009(상류 중앙부)와 인근 침하계의 정상거동 및 현재 거동상태를 확인할 때 일시적인 현상임을 알 수 있다. 총 12개의 정상침하점 중 좌·우안측 변위차는 크지 않아 좌안 대푯값(CS0001)과 우안 대푯값(CS0006) 1개소씩 나타냈으며, 상대적 변위가 큰 중앙부는 상·하류 모두 분석(CS0003, CS0009)하였으나 전반적으로 추세상 뚜렷한 침하 또는 구조적 변위는 나타나지 않으며, 대부분의 데이터는 장기적 안정성을 보인다. 급격한 변위는 환경적 요인, 계측기 시스템 자체 노이즈 및 일시적 외력 등 다양한 요인의 영향에 기인한 것으로 보인다. 위와 같은 이유로 구조물의 실제 변형 특성을 명확히 분석하는데 한계가 존재하며, De-trending 기법을 적용하여 정상침하계 데이터에서 장기 추세 및 외부 요인을 제거하고 실질적인 변위 시간적 특성을 분석하였다. De-trending의 특징은 시계열 데이터에서 장기적 추세(primary trend)를 제거하여 단기적 변동, 계절적 패턴 및 이상 신호 등을 분리해내는 통계 기법으로 댐 침하 분석에서는 크리프에 의한 장기 추세를 제거함으로써 미세한 변형 패턴을 식별하는 데 활용되며, Eq. (1)과 같이 수학적 모델로 표현할 수 있다(Hyndman & Athanasopoulos, 2018; Chatfield, 2004).
여기서,
: 전체침하량
: 장기 추세 성분
: 계적적 변동 성분
: 특이 거동 성분
: 잡음 성분
Fig. 13은 De-trending 기법을 통한 정상침하 거동 분석을 나타내며, 잔여성분의 변동폭(±4mm)으로 댐체는 전반적으로 안정적인 거동을 보이고 있다. 잔차 신호에서도 특정 시점이나 구간에서 구조적 이상 징후, 비정상적 패턴 및 불연속 변화 등은 관찰되지 않는다.
Fig. 12와 Fig. 13을 종합적으로 해석 시 정상침하계 변위는 전반적으로 안정적이며, 구조적 위험을 시사하는 신호는 미미하지만 지속적인 관찰은 필요할 것으로 판단된다.
3.2 운영 최고수위 시 시간에 따른 강수량·수위 변화
2020년 8월 4일 발생한 극한 강우는 312mm의 국지성 집중호우로 여기에 임남댐의 방류가 더해짐으로 인해 댐 운영에 중대한 영향을 미쳤다. Fig. 14는 앞서 설명한 기간 동안 발생한 유입량으로 “V자형 수위 곡선”을 그리며, 평화의 댐의 수위 변동이 빠르게 반응을 보인다. 해당 그래프를 통해 강우량이 급증하나 수위는 천천히 증가하여 강우량 피크시간으로부터 4.5hr 이후 최고수위(EL.190.20m)에 도달함을 알 수 있으며, 이러한 수위 변화 상황을 시간지연(time-leg)라고 부른다. 시간 지연은 상류 유역의 저류효과(storage effect) 및 하천 홍수파 전파 특성에 기인한다. 저류효과란 강우로 인해 물이 유역 내 땅·식생·저수지 등에 머물러 곧바로 유출되지 않는 현상을 의미하고, 갑작스러운 강우 증가는 유입량 곡선(peaked inflow)를 만들지만 댐이 흡수·저류를 통해 중간에서 완충작용을 하여 최고수위 도달시간에 반영됨을 의미한다.
Cuevas et al.(2019)의 연구에 의하면 강우 피크와 방류 피크간의 지연 시간은 강우의 지속시간 및 유역특성에 따라 다르며, 이는 소유역 간 수문학적 반응 차이를 나타낸다고 보고되어 있고, 본 사례의 시간 지연 특성이 유역 고유의 수문학적 특성을 반영한 것으로 해석된다. 댐 수위가 급격히 변동하면 구조물에 과도응력(transient stress)이 발생하여 간극수압이 상승하고 유효응력이 감소함으로써 댐 재료의 전단강도가 저하될 수 있다. 그러나 CFRD는 비점토성(석괴, 필터) 재질로 구성되어 있어 수위의 급격한 변화와 동시에 탄·소성 변형을 유발하지만 대부분의 침하는 크리프 변형이며, 대체적으로 안정적 거동 특성을 보인다(Zhou et al., 2016). 그래프상 대규모 유입·방류 상황에서도 CFRD는 수위가 완만하게 변화하는 곡선을 유지하여 수위변동을 완화하는 장점을 보여준다. 이것은 댐체 내부의 석괴와 자갈과 같은 재료의 높은 투수성을 통해 수압 변화가 빠르게 분산되고 배수되는 구조이기 때문이다.
강수량·수위 그래프는 수치해석이나 매설계측기를 통한 데이터가 누적되기 전 댐의 동적 거동(시간-변위 응답)을 실시간 예측하여 구조적 변화 여부를 모니터링하는 기준으로 적용할 수 있으며, CFRD 댐체 거동의 1차적 성능지표로 활용될 수 있다는 장점이 있다(Choi & Kim, 2023).
4. 수치해석 결과 & 계측치 비교
4.1 수치해석 모델 선정 및 지반정수 결정
본 연구에서 실시한 수치해석 결과와 설계 시 수행되었던 Midas GTS 2D 수치해석을 비교·분석하였다(국토해양부/한국수자원공사, 2012). Midas GTS 2D와 Plaxis 3D 해석은 모두 댐의 안정성, 변형 및 응력상태 등 지반거동 해석을 한다는 점에서는 동일하지만, 3D 해석이 댐 전체의 공간적 변형, 수압 및 구조물의 상호작용까지 반영할 수 있다는 점에서 댐의 실제거동과 더 유사한 결과를 산출할 수 있다는 장점이 있다. 또한 Plaxis 3D는 국제적 공신력이 높고 실제 댐체 및 기초지반의 복합적 거동(침하, 크리프)을 매우 현실적으로 재현하며, 차수벽 및 인터페이스 요소 등 다양한 부재·경계조건에 대한 설정이 가능하여 단순한 2D 해석보다 정밀한 분석이 가능하다고 판단하였다.
4.2 운영 최고수위 기준 수위 급강하 검토
Fig. 15는 운영 최고수위(EL.190.20m) 시 수위 급강하에 따른 최대 연직변위가 설계값(Midas) 0.029m과 동일한 0.029m의 변위를 나타냈다. 댐체 내에서 수위의 급격한 하강에도 불구하고 크리프 및 침하 거동이 설계 범위 내에서 안정적으로 제어되고 있다고 볼 수 있다. 즉 평화의 댐은 점토층이 아닌 석괴 및 필터재 등 비점토성 재료로 구성되어 있어서 수분 이동과 크리프 침하에 의한 변위가 상대적으로 작게 나타난 것으로 분석된다. 필터재의 적절한 투수성과 석괴재의 높은 강성 및 댐체 내부의 균질한 시공 품질이 변위 억제에 크게 기여했으며, 이는 실제 계측 결과와 해석 결과의 일치성에서 확인할 수 있었다. 실제 계측 데이터의 장기 시계열 분석 결과 연직변위는 ±0.004m 내외의 작은 변동폭을 갖고 반복적으로 수렴되는 양상을 보이기 때문이다. 이러한 결과는 수위의 급격한 변동에도 불구하고 평화의 댐이 설계 모델과 실제 댐체의 거동 특성이 신뢰성 있게 재현되고 있다고 볼 수 있다.
Fig. 16에서 최대 수평변위는 설계값(Midas) 0.05m에 비해 약 6% 작은 0.047m로 나타났으며, 이는 수위 하강 과정에서 댐체 내 간극수압 소산과 유효응력 재분배가 설계와 거의 유사한 메커니즘으로 진행되었음을 보여준다. 이를 통해 댐체가 탄성범위 내에서 안정적인 거동을 보이고 있음을 알 수 있고, 해당 수위 변화에서도 구조적 이상 징후는 관찰되지 않아 구조물의 안정성이 확보된 것으로 평가된다.
Fig. 17은 Midas와 Plaxis 3D의 최대 연직 및 수평변위를 비교한 결과로 운영 최고수위에서 수평 변위는 0.003m 차이로 오차율 6%이며, 수직 변위는 0.029m로 동일하여 매우 유사한 것으로 평가되었다.
Fig. 18은 강도저감법(Strngth Reduction Method, 구조물이 파괴 임계점에 도달하기 직전까지 동원할 수 있는 최대 저항력의 비율)을 통해 변위에 따른 강도저감계수의 변화를 보여주고 있다. X축은 댐 마루의 변위를 나타내며, Y축은 단계별 누적 강도저감계수(ΣMsf)를 나타낸다. ΣMsf는 지반의 전단강도상수(c, Φ)를 일정한 비율로 감소시켜서 구조물이 한계 상태에 도달하는 과정을 모사하며, 이를 누적 지표로 나타난 값이다. 따라서 강도저감계수가 증가하는 것은 파괴에 도달하기 위한 강도저감의 비율이 커지고 있음을 의미하고 운영 최고수위에서 급강하 조건을 가정했을 때 변위가 증가함에 따라 ΣMsf 가 증가하다가 약 1.9 부근에서 수렴하였다. 이것은 원래 강도의 약 1/1.9 수준으로 줄였을 때 파괴가 발생한다는 것을 의미한다. 이것은 해당 조건에서의 안전율(Factor of Safety)을 뜻하며, 댐체는 구조적으로 안정하다고 평가할 수 있다.
4.3 댐 정상부 월류 시 검토
4.3.1 연직변위 해석 결과
Fig. 19는 댐 정상부(EL.270.0m) 월류 시 극한 상태(EL.273.77m)를 해석한 결과로 최대 연직변위()는 댐 상류 정상부 인근에서 0.4241m가 발생하였다. 이러한 변위는 기존 설계값(Midas) 0.081m 대비 약 5.24배 증가한 수치로 3차원 수치해석을 통해 댐체의 비선형 재료 특성(암석, 자갈 및 콘크리트)과 구조적 상호작용을 통해 3차원 거동이라고 할 수 있는 하중 재분배가 적절하게 반영된 결과로 보인다. CFRD는 그 특성상 월류 시 댐체와 차수벽 경계 혹은 기초지반과의 경계 지점에 응력이 집중되며, 국부적 변형이 발생하고 하중 재분배가 일어나는 과정을 통해 전체적인 붕괴가 지연되고 전체적 안정성이 유지되는 구조이다. 특정 구간에서 관찰된 침하 증가는 월류 조건에서의 일시적 하중 집중의 결과로 해석되며, 국부적인 변위의 범위와 분포는 댐 전체의 거동에 큰 영향을 미치지는 않는 수준임을 확인하였다.
4.3.2 수평변위 해석 결과
Fig. 20은 최대 수평변위()를 해석한 결과로 0.3281m로 산정되었으며, 이는 설계값(Midas) 0.022m 대비 14.91배 증가한 수치이다. 이러한 현저한 차이는 Plaxis 3D 해석 시 측방 구속(Y방향) 경계조건과 댐체·차수벽·기초부의 상호작용이 반영된 결과라고 분석된다. 즉, 3차원 해석을 통해서 실제 댐의 축 방향과 횡방향 응력 재분배가 적절하게 모사되어 2D 해석보다 더 정밀한 수치해석이 가능하기 때문이다. 두 해석에 동일한 물성치를 사용했으나 해석조건은 다르게 적용하였다. Midas 해석은 Hyperbolic Model을 사용하였고, Plaxis 3D 해석은 Mohr-Coulomb 모델을 사용했다는 점이다. Midas 해석은 수위가 고정된 상태에서 응력해석을 수행하기 때문에 시간의존적 간극수압 변화와 크리프 거동을 반영하지 않으며, plane srtain으로 가정하고 단면 내 응력과 변형만 계산한다. 하지만 Plaxis 3D 해석은 시간에 따른 간극수압 분포와 응력·변형률 경로를 동시에 계산하며, 월류 상황 시 과잉간극수압의 생성 및 소산과 탄·소성 영역 전환 모두를 모사할 수 있다. 그리고 압밀에 따른 장기 침하를 수치적으로 재현하여 신뢰성을 확보하였다.
결과적으로 Midas 해석은 초기 비선형 탄성 거동만 단순화하여 모사하기 때문에 국부적 소성화와 잔류 변형이 크게 일어나는 월류 상황에서 응력집중과 변형 누적을 과소평가하게 된 것으로 보인다.
수평변위가 댐 축 방향보다 접합부 및 차수벽 인근에서 더 크게 관찰된 것은 월류조건 시 해당 부위에 상대적으로 하중 집중 및 강성차이로 인해 발생한 것으로 판단된다. 한편 수평변위는 전체구간에서 발생하지 않고 차수벽과 rockfill 접합부에 집중되어 있으며, 전체 구조적 안전성에는 영향을 미치지 않는 것으로 분석된다.
4.3.3 전체 변위 해석 결과
Fig. 21의 총 변위(|u|) 분석에서는 최대값이 0.5176m로 나타났으며, 연직변위가 최대로 발생한 구간과 동일하나 구조적으로는 문제가 없음을 확인할 수 있다. 여기서 총 변위는 연직 변위와 수평 변위를 벡터 합으로 나타낸 것으로 댐체 내에서 가장 큰 변형이 발생한 위치를 나타낸다. Plaxis 3D와 Midas 해석 결과의 상당한 차이는 3차원 해석의 정밀도 향상을 보여주며, 실제거동 분석을 위한 zone별 재료 모델 적용과 구조물간 상호작용 등이 종합적으로 반영된 결과로 평가된다.
본 연구에서는 구조적 안정성을 정량적으로 평가하기 위해 안전율(Factor of Safety) 개념을 적용하였다. 안전율은 구조물이 견딜 수 있는 허용강도를 실제 작용하는 최대응력으로 나눈 비율로 정의되며, 일반적으로 1.0 이상일 때 구조적 안전성이 확보된 것으로 평가된다. 허용강도의 기준은 Table 4의 zone별 시험치, 설계치 및 역해석값을 조합하여 도출하였으며, zone별 전단응력 분석 결과 zone 3에서는 최대 전단응력 1,850kPa에 대해 허용강도 2,200kPa로 안전율 1.19 값을 도출하였고, zone 5에서는 최대 전단응력 1,920kPa에 대해 허용강도 2,500kPa로 안전율은 1.30으로 산정되었다. 안전율(1.19~1.30)은 Mohr-Coulomb 파괴 기준과 대형삼축압축시험 결과를 바탕으로 산정된 것으로 모든 구간에서 기준값(1.0) 이상을 유지하였다. 그러나 안전율은 구조안전 평가의 한 지표일 뿐 국부적으로 소성거동을 보이는 구역의 존재가 전체 구조적 붕괴로 이어지진 않으며, 해석 결과에 따른 소성화 분포, 장기 계측값 및 구조적 연성 등을 종합적으로 분석할 경우 댐체의 안정성은 확보된 것으로 판단된다.
Fig. 22에 나타난 댐 정상부의 변위에 대한 결과를 비교 시 설계값(Midas) 대비 수평변위는 0.022m에서 0.3281m로 연직변위는 0.081m에서 0.4241m로 크게 증가하였지만 해석 결과 댐의 안정성에는 영향을 미치지 않으며, 충분한 안전율이 확보되어 있어 3차원 해석의 정밀도와 댐체의 구조적 안정성이 동시에 검증되었다고 판단된다. 다만 차수벽 접합부와 같은 응력 집중 구간에 대해서는 지속적인 계측을 통한 거동 추이 관찰이 필요하다고 생각된다.
Fig. 23은 강도저감법을 적용하여 변위 증가에 따른 누적 강도저감계수(ΣMsf) 변화를 나타낸 것이다. X축은 댐 정상의 변위를 나타내며, Y축은 누적 강도저감계수로 재료의 전단 강도 매개변수(c, Φ)를 단계적으로 저감한 비율을 누적 합산한 값이다. 해석 결과 변위가 증가함에 따라 누적 강도저감계수는 점차 증가하여 약 1.6에서 수렴하였다. 이 값은 월류 시 구조물의 극한 안전율(Factor of Safety)을 나타내며, 이 구조물은 기존 강도의 약 1/1.6 수준까지 약화되어야 파괴가 시작됨을 뜻한다. 따라서 해당 조건에서의 평화의 댐은 구조적 안정성을 확보한 것으로 평가할 수 있다.
4.3.4 총 간극수압 해석 결과
Fig. 24는 현재 작용하는 총 간극수압(P_active)을 분석하여 댐체 및 기초부의 실제 침투 거동을 평가하였다. 3차원 해석 결과 CFRD의 간극수압은 상류측에서 하류측으로 명확한 구배를 나타냈다. 상류측 기초부에서는 저수지 수위의 영향으로 높은 간극수압(red)이 형성되었으며, 하류측으로 갈수록 점진적으로 감소하여 낮은 간극수압(blue)을 보였다. 이러한 분포 패턴은 콘크리트 차수벽 기능이 원활히 수행되고 있음을 보여준다.
2차원 단면 분석을 통해 침투 경로의 세부 특성을 확인한 결과 주요 침투는 댐체 내부보다는 기초부를 통해 발생하는 것으로 나타났다. Zone 1과 zone 2 영역에서는 차수벽 내부를 향한 침투로 인한 간극수압이 미미하게 관찰되었으나, zone 3과 zone 5에 해당하는 주 댐체 영역에서는 자유배수(dry) 특성을 띄며, rockfill 재료의 높은 투수성을 통한 효과적인 배수 능력을 보여준다. 이러한 침투 특성은 CFRD의 차수벽의 효과와 댐체 내 배수가 원활하게 작용하고 있음을 보이며, 댐의 구조적 안정성 측면에서 양호한 상태로 평가된다.
4.3.5 전단변형률 해석 결과
Fig. 25는 CFRD 댐체의 월류 상황에서 전단변형률(phase deviatoric strain) 분포를 분석하였다. 해석 결과 댐체 전반에 걸쳐 전단변형률은 매우 낮은 값을 나타냈으며, 최대 전단변형률은 0.03433(약 3.43%)로 댐 정상부에서 관찰되었다. 전체적으로 댐체 내부는 파란색 계열로 표현되어 변형률이 극히 낮은 안정적인 상태임을 보여준다. 국부적으로 댐 상부 일부 구간에서 상대적으로 높은 전단변형률이 관찰되었으나 이는 월류 시 수위 변화 및 상부 하중에 따른 응력 집중 현상으로 해석된다. 이러한 결과는 CFRD의 rockfill 재료가 월류 하중에 대해 변형에 효과적으로 대응하며, 구조적 안정성이 확보되고 있음을 의미한다. 최대 전단변형률 역시 일반적인 rockfill의 허용 범위(2~5%) 내에 있어 댐체의 전반적인 안정성에는 문제가 없는 것으로 판단된다. 다만 변형률이 집중된 구간에 대해서는 추가적인 모니터링과 보강 필요성에 대한 검토가 요구된다.
4.3.6 소성항복영역 분석 결과
Fig. 26은 Plaxis 3D를 통해 CFRD 댐의 월류 조건에서 소성 항복 영역(Plastic yielding zone)을 분석하였다. 해석 결과는 Failure points(red)와 Tension cut-off points(green)로 구분하여 시각화하였다. 분석 결과 소성화 현상은 주로 댐 상부 크라운 부분에 집중적으로 나타났으며, 이는 월류 시 댐 정상부에서 발생하는 응력 집중과 관련이 있는 것으로 판단된다. Failure points는 댐 상부를 중심으로 밀집 분포하였으며, 이는 재료의 전단 항복 기준(Mohr-Coulomb criterion)을 초과한 지점들을 의미한다. 특히 댐 좌안과 우안의 접합부(abutment) 영역에서도 국부적인 소성점의 분포가 관찰되었는데, 이는 댐체와 기초 암반 간의 강성 차이로 인한 응력 집중 현상으로 해석된다.
Tension cut-off points의 경우 댐 상부뿐만 아니라 상류측 사면과 하류측 일부에서도 분포하는 것으로 나타났다. 이러한 인장 파괴점의 출현은 월류로 인한 급격한 하중 변화와 침투수압의 복합적 작용으로 인해 국부적으로 인장 응력이 재료의 인장 한계를 초과한 것으로 분석된다. 특히 기초부 일대에서 관찰되는 Tension cut-off points는 댐·기초 접촉면에서의 응력 재분배와 관련이 있으며, 이는 댐의 장기 안정성 측면에서 주의 깊은 모니터링이 필요한 구역임을 시사한다.
전체적으로 소성화 영역이 댐 전반에 걸쳐 광범위하게 분포하지 않고 특정 구간에 국한되어 나타나는 것은 CFRD의 rockfill 재료가 월류 하중에 대해 상당한 저항 능력을 보유하고 있음을 의미한다. 그러나 댐 상부의 집중적인 소성점 분포는 월류 지속 시 해당 구역에서의 변형 누적 가능성을 나타내므로 지속적인 계측 관리가 요구된다.
5. 결 론
본 연구에서는 치수능력증대사업 이후 평화의 댐의 실제 계측치와 Plaxis 3D 수치해석 결과를 종합적으로 비교·분석한 결과를 바탕으로 구조적 안정성 및 향후 관리 방향에 대해 다음과 같이 정리하였다.
(1) 운영 최고수위 기준 수위 급강하 상황에 대해 수행한 Plaxis 3D 해석에서 댐 정상부의 최대 수평변위와 연직변위는 각각 0.047m와 0.029m로 도출되었다. 이는 설계값(Midas) 0.05m, 0.029m와 거의 일치하였다. 변위 분포는 댐의 축을 따라 대칭적으로 나타났으며, 재료의 변형 특성, 시공품질 및 투수구조체의 정상적인 거동을 종합적으로 반영한 것으로 확인된다. 또한 장기 계측 데이터 분석 결과 변위 추세가 ±0.004m 수준으로 수렴하며, 구조적 이상 거동이 관찰되지 않았고 정상침하계와 변위계 계측 결과 해석값과 오차가 5%(연직 0.025m, 수평 0.05m) 이내로 매우 일관된 특성을 보여 댐체의 장기 건전성은 물론이고 수치해석의 신뢰도가 충분히 확보되었음을 실증하였다.
(2) 댐 정상부 월류조건에서 구조 안정성을 종합적으로 평가한 결과 댐 정상부 최대 연직변위 0.4241m, 수평변위 0.3281m로 나타났다. 이 값은 구조물 전반에 걸쳐 분포된 것이 아니라 주로 댐체 중앙부와 차수벽 및 프린스부 접합부 인근에서 국지적으로 집중되었으며, 하중 재분배에 따른 탄성 및 국부적 소성거동으로 해석된다. 특히 2D 해석보다 정밀도가 높은 Plaxis 3D에서는 부재 간 상호작용을 구현하여 실제 거동을 더욱 현실적으로 모사하였다. 전단응력과 허용강도 비교를 통해 산정된 안전율이 모든 지점에서 1.19~1.30 범위를 유지하였고, 소성화 영역도 댐 상부 일부로 제한되어 구조적 위험 신호는 확인되지 않았다. 수치해석과 안전율의 다양한 분석을 통해 댐체의 안정성 확보를 증명하였다.
(3) 또한, 총 간극수압은 상류측 기초부에서 다소 높게 나타났으나 하류로 갈수록 안정적으로 소산되었으며, 전단변형률은 최대 3.43%로 나타났고 소성항복영역은 댐 정상부와 차수벽 접합부에 국한되어 있으나 댐체의 전반적 안정성에는 문제가 없는 것으로 나타났다. 강도저감법을 기반으로 댐체의 안전율을 산정한 결과 1.6~1.9로 평가되어 극한 상황에서도 구조적 안정성을 확보하는 것으로 분석되었다.
(4) 소성항복영역 분석 결과에 따라 장기 안정성 측면에서 모니터링이 필요한 구역과 향후 기후변화로 인한 극한강우 및 PMP(Probable Maximum Precipitation) 증가 가능성에 대비하여 댐체 전반적으로 보다 보수적인 동적 해석과 IoT 기반의 실시간 계측 시스템을 구축하는 것이 필요하다고 판단된다(Selvi et al., 2024). 또한 데이터 기반의 장기 모니터링과 인공지능을 활용한 이상 거동 예측 기법을 도입함으로써 평화의 댐의 구조적 건전성 및 유지관리를 보다 효율적으로 수행할 수 있을 것으로 기대된다.
