1. 서 론
2. 토석류 소형수로 모사실험
2.1 토석류 대책구조물 모사실험 장비
2.2 소형수로 실험의 상사성
2.3 실험과정 및 조건
3. 실험결과
3.1 토석류의 흐름 특성
3.2 거석을 동반한 토석류의 충격하중 변화
3.3 대책구조물의 배치조건에 따른 충격하중 변화
4. 결 론
1. 서 론
토석류(Debris flow)는 많은 양의 토사가 빠른 속도로 계곡부로 이동하기 때문에 하류부에 있는 사회기반시설 및 도심지역에 심각한 피해를 초래한다. 최근 토석류를 제어하기 위한 다양한 대책구조물들이 산지 계곡부 및 하류부에 시공되고 있으며, 그 중 불투과형 중력식 사방댐(Rigid barrier)이 많이 설치되고 있는 추세이다. 중력식 사방댐은 유역 내 토석류의 하류유출 차단을 주된 목적으로 하기 때문에 댐 본체의 장기 내구성과 강도 등이 우선적으로 확보되어야 한다. 하지만, 경사가 가파른 산악지역에서는 큰 직경을 갖는 다량의 거석들을 동반한 토석류가 발생할 수 있어, 계곡부와 하류부에서 설치된 중력식 사방댐은 거석들로 인하여 손상되기 쉽다. Fig. 1(a)은 중국 티베트 지역(Tibet, China)에서 다양한 직경을 갖는 거석들이 계곡부에 퇴적되어 있는 것을 보여주는 것이며, Fig. 1(b)는 안도라 공국 산타콜로마 지역(Santa Coloma, Principality of Andorra)에서 거석의 충격에 의해 국부적으로 파괴된 구조물을 보여주는 것이다. 이러한 잠재적인 손상을 줄이기 위한 방법으로는 중력식 사방댐 후면에 그룹식의 박스 및 원통형 기둥구조물(Baffle, 배플)을 설치하여 토석류가 사방댐에 도달하기 전 흐름을 분산시킴과 동시에 거석의 이동성을 제어하여 사방댐(이하 강성 벽체구조물)에 작용하는 하중과 댐 본체의 손상을 줄이기 위한 대책으로 활용될 수 있다(Kim et al., 2019). 하지만 현행 토석류 대책구조물 설계에서는 이러한 기둥구조물의 제원 및 배치에 대한 적절한 설계기준이 없이, 많은 부분을 기술자의 경험 및 정성적 설계에 의존하고 있다. 또한, 대책구조물 설계에서 가장 중요한 부분을 차지하는 충격하중의 산정에 있어서도 거석과 구조물 사이의 상호작용을 무시하고 있으며, 균질한 점성 유체로 가정된 토석류의 하중만을 고려하여 설계에 적용하고 있는 실정이다.
국내·외에서는 강성 벽체구조물과 강성 기둥구조물의 배치 등이 토석류의 에너지 저감효과에 미치는 영향을 확인하기 위한 다양한 연구들이 진행되었다. 먼저 강성 벽체구조물에 대한 기존 연구들을 보면, Ng et al.(2017), Song et al.(2018)은 입자 크기변화에 따른 강성 벽체구조물에서의 쳐오름(Run-up) 메커니즘과 충격하중 특성을 연구하였다. Ng et al.(2019)는 강성 벽체구조물의 다중 배치에 따른 토석류의 쳐오름(Run-up) 높이, 월류(Overflow) 이동거리, 충격하중 특성 등을 분석하였다. 또한, Lee et al.(2016, 2019)는 3차원 수치해석을 통하여 토석류의 동적 충격하중 크기와 분포를 정량화하고, 연행, 퇴적두께, 유속과 같은 인자들이 충격하중에 미치는 영향에 대하여 연구하였다. 강성 기둥구조물에 대한 기존 연구들을 보면, Ng et al.(2014), Choi et al.(2014)는 건조 모래를 이용하여 박스형 대책구조물의 배치조건이 흐름 에너지 저감효과에 미치는 영향을 연구하였고, Wang et al.(2017a, 2017b)은 토석류 에너지 저감효과를 위한 대책구조물의 다양한 형상과 배치 간격을 연구하였다. Fei et al.(2020)는 원통형 대책구조물의 배치가 하류부의 유출거리, 퇴적 및 차단, 에너지 소산 특성 등에 미치는 영향을 연구하였고, Cho et al.(2020)는 원통형 대책구조물의 배치조건이 토석류의 충격하중에 미치는 영향에 대한 실험적 연구를 수행하였다. 이외에도 Zhou et al.(2018), Choi et al.(2017)는 단일형 사각형 슬리트 구조물이 토석류 속도 감소와 포착에 미치는 영향에 대한 연구를 수행하였다. 강성 기둥구조물과 강성 벽체구조물의 다중 배치에 관한 연구는 최근 들어 일부 연구자들(Law et al., 2015; Goodwin et al., 2021)에 의해 구조물의 배치조건, 흐름 및 충격하중 특성을 확인하기 위한 연구가 시도되었지만, DEM(Discrete element method) 입자기법을 토대로 유체를 제외한 입자-구조물 간의 상호작용을 고려한 수치해석 연구들이 대부분이다. 그러나 토석류에 포함된 유체(물)가 토석류의 이동성을 결정적으로 제어하기 때문에(McArdell et al., 2007) 자연적 토석류와 구조물 간의 쳐오름, 월류, 충격하중 등을 적절히 모사하였다고 보기 어렵다. 또한, 자연적 토석류의 흐름을 수로에 모사하고, 흐름-구조물 간의 상호작용을 고려하여 다량의 거석이 흐름거동과 충격하중에 미치는 영향을 실험적으로 연구한 사례는 전무하며, 이에 대한 연구가 필요한 상황이다.
이에 본 연구에서는 강성 벽체구조물의 후면에 설치된 원통형 대책구조물의 배치조건이 토석류의 흐름거동과 충격하중에 미치는 영향을 확인하기 위해, 대책구조물들을 모사 가능한 소형수로를 제작한 후에 원통형 대책구조물의 종방향 배열 수와 유로 차단비율을 변화시켜가면서 소형수로 실험을 수행하였다. 수로 측면과 상부에는 초고속 카메라를 설치하여 토석류의 흐름변화를 촬영하였다. 또한, 거석을 동반한 토석류가 원통형 대책구조물을 통과한 후 강성 벽체구조물에 작용하는 충격하중을 측정하기 위해, 강성 벽체구조물 전면에는 로드셀을 설치하였다. 실험이 완료된 후에는 원통형 대책구조물의 배치조건에 따른 토석류의 흐름거동과 충격하중을 비교, 분석하였다.
2. 토석류 소형수로 모사실험
2.1 토석류 대책구조물 모사실험 장비
Fig. 2(a)는 토석류 소형수로 모사실험을 위한 구축된 실험장비의 전체 모식도를 보여주는 것으로, 소형수로는 길이 4.0m, 폭 0.30m, 높이 0.45m의 직사각형 단면으로 제작되었다. 수로의 폭은 국내 실규모 토석류 실험현장(Jun et al., 2015)의 유역 내 계곡부에 대한 상사비(1/17)를 적용하여 결정하였다. 수로는 상부에 모형지반을 조성하는 시료 저장부(Storage container), 원통형 대책구조물(Cylindrical baffle arrays)과 강성 벽체구조물(Rigid barrier)의 설치 및 흐름-구조물 간의 상호작용이 발생하는 유하부로 구분된다. 시료 저장부의 입구에는 자동식 개폐식 도어를 설치하여, 토석류의 발생과 함께 거석을 동반한 토석류를 원활히 방출할 수 있도록 하였다. 토석류의 원활한 흐름을 확인하기 위해, 수로는 0.01m 두께의 투명 강화 아크릴로 제작되었으며, 강성 재질의 스테인리스 스틸로 제작된 프레임과 함께 고정되었다. 또한, 실험과정에서 흐름-구조물 간의 상호작용을 촬영하기 위해, 수로 상부와 측면에는 초당 250 FPS의 촬영속도와 함께 1920×1080의 해상도를 갖는 고속 카메라(High-speed camera, HAU-U2)를 각각 설치하였고, 원통형 대책구조물이 거석의 이동성에 미치는 영향을 확인하기 위해, 원통형 대책구조물의 상부에는 일반 카메라를 추가적으로 설치하였다. Fig. 2(b)는 수로에 설치된 강성 벽체구조물을 보여주는 것으로, 로드셀이 설치된 상부 플레이트(Upper load cell parts)와 하부 플레이트(Lower load cell parts)로 구분되어 진다. 토석류의 흐름-구조물의 상호작용에서 강성 벽체구조물에 작용하는 다양한 위치에서의 동적 충격하중을 측정하기 위해 강성 벽체구조물을 6개의 플레이트로 분할한 후 각 플레이트 마다 로드셀을 설치하였다. 수로에 설치된 원통형 구조물은 앞서 결정된 수로 폭과 마찬가지로 실규모 실험현장에 설치된 원통형 대책구조물(Jun et al., 2015)의 상사비를 적용하여 직경과 높이를 각각 0.03m와 0.06m로 결정하였다. 강성 벽체구조물의 높이와 폭은 0.12m, 0.3m로 결정하였다. 강성 벽체구조물과 원통형 대책구조물이 수로에 설치된 형태는 Fig. 3과 같다.
2.2 소형수로 실험의 상사성
본 연구에서는 소형수로에서 흐름에 대한 동역학적 상사성(Dynamic similarity)을 확인하기 위해 프루드 수(Froude number, Fr)를 사용하였다. 토석류를 수로에 모사하는 많은 연구들에서는 프루드 수를 활용하여 흐름특성을 파악하고 있으며, 토석류의 충격 메커니즘과 흐름거동에 프루드 수가 지배적이라고 명시하고 있다(Hübl et al., 2009; Armanini et al., 2011; Choi et al., 2015). 프루드 수는 관성력 대 중력의 비율이며, 식 (1)과 같이 표현될 수 있다.
여기서, v는 흐름속도(m/s), h은 흐름깊이(m), g는 중력가속도(m/s2), θ는 수로 경사(°)를 나타낸다. 기존 연구에서의 프루드 수는 주로 0.5~7.6의 범위를 보인다(McArdell et al., 2007; Arattano et al., 1997; Hubl et al., 2009; Scheidl et al., 2013). 이에 따라 규모가 큰 토석류를 소형수로에서 모사하는 경우 스케일 효과를 보정하기 위하여 기존의 많은 연구에서는 프루드 수를 이용하고 있다. 본 연구에서는 기존 연구와 유사한 범위 내의 프루드 수를 수로에 모사하기 위하여 대책구조물 통과 전까지의 상류부 접근 프루드 수를 5.0으로 결정하였다. 이 때, 재현된 토석류의 프루드 수에 대한 속도, 흐름깊이, 수로 경사는 2.2m/s, 0.02m, 15°로 결정되었다.
2.3 실험과정 및 조건
토석류 실험은 크게 원통형 및 강성 벽체구조물 설치, 고속 카메라 설치, 모형지반 조성, 시료방출 및 측정 순으로 진행된다. 먼저 스테인리스 스틸 프레임과 함께 결합되어 있는 아크릴 수로를 15°로 고정한 후, 로드셀이 부착된 강성 벽체구조물과 원통형 대책구조물을 수로에 각각 설치하였다. 여기서, 실규모 토석류 실험현장에서 원통형 대책구조물이 설치된 위치에서의 계곡부 경사는 12°였으며, 본 연구에서 고정된 수로경사 15°와 유사한 경사를 갖는다. 원통형 대책구조물의 전체 수로 폭에 대해 가로 방향으로 설치된 각 구조물 폭의 합에 대한 비율로 정의되는 유로 차단비율(Transverse blockage ratio)은 20%와 40%에 맞추어 구조물을 배치하였다. 흐름변화가 빠른 토석류의 동적 충격하중을 측정하기 위해, 로드셀의 데이터 측정주기는 20kHz로 설정하였다. Fig. 4는 유로 차단비율에 따른 강성 벽체구조물과 원통형 대책구조물의 배치형태를 보여주는 것이다. 실제 토석류와 유사한 동역학적 상사성을 수로에 재현하기 위해, 시료는 2019년 강원도 삼척시 토석류 재해지역의 입도분포 특성에 맞추어 자갈, 모래, 주문진 표준사 등을 혼합하여 구성하였다. Fig. 5는 삼척시 토석류 재해지역에서 채취한 자연 풍화토(Natural weathered soil)와 혼합시료(Debris mixtures)의 입도분포를 비교한 것이다. 또한, 토석류 흐름과정에서 거석을 모사하기 위해, Fig. 6과 같이, 직경 0.04m의 글라스 비즈(Glass bead)를 사용하였고, 앞선 실규모 실험현장과 유사한 상사비를 적용하여 직경 0.8m 크기의 거석을 수로에 모사하였다. 이 때, 원형 형상을 갖는 글라스 비즈의 이점은 거석을 동반한 토석류의 흐름과정에서 불규칙한 모양으로 인한 입자 간의 맞물림이 발생하지 않아, 보수적인 측면에서 토석류의 충격하중을 산정할 수 있다. 시료 준비가 완료되면, 흐름-구조물 간의 상호작용을 촬영하기 위하여 수로 상부와 측면에 카메라를 설치하고, 시료 저장공간으로 준비된 시료를 이동시켜 토석류의 초기 발생부를 모사하였다. 이 때, 토사 입자의 침강을 방지하기 위하여 전동 핸드믹서기로 시료를 지속적으로 교반하였다. 시료 저장부에서 모사된 초기 발생부의 부피는 0.012m3, 단위중량은 19kN/m3, 시료의 무게는 20kg로 결정하였다. 이 때, 시료의 체적농도비는 기존 국내 토석류 재해지역의 체적농도비가 0.44~0.63의 범위를 가지는 것으로 알려져 있어(Kang et al., 2017), 본 연구에서는 토석류의 체적농도비를 0.5로 결정하였다. 여기서, 체적농도비는 토사와 물의 전체 부피 합에 대한 토사 부피의 비율을 나타낸다. 실험이 시작되면 개폐식 도어를 열어 시료를 방출시키고, 실험을 수행하였다. 실험이 완료되면, 촬영된 영상과 측정된 하중값을 토대로 구조물 주변에서의 흐름거동과 강성 벽체구조물에 작용하는 충격하중을 각각 산정하였다. 실험에 적용된 실험 조건은 Table 1과 같다.
Table 1.
Test condition
3. 실험결과
3.1 토석류의 흐름 특성
Fig. 7은 소형수로 상부에서 촬영된 원통형 대책구조물의 배치조건에 따른 흐름-구조물 간의 상호거동을 도시한 것이다. 먼저 Fig. 7(a)과 같이, 원통형 대책구조물이 설치되지 않는 경우(H0, without baffles)에서는 다량의 거석들을 동반한 토석류가 수로 경사방향을 따라 강성 벽체구조물로 빠르게 유입되는 것이 관찰된다. 이후 토석류의 선단부(Front flow)가 강성 벽체구조물과 충돌하면서 쳐오름(Run-up) 높이가 최대가 되며, 토석류와 함께 유입된 거석들이 구조물에 충돌하기 시작한다. 또한, 추가적인 거석들이 구조물 주변으로 유입되는 것이 관찰된다(Fig. 7(b)). 반면에 대책구조물을 설치하면(H60_R2 (B40), with baffles), 토석류가 첫 번째, 두 번째 원통형 대책구조물과 연속적으로 충돌하면서 구조물 주변으로 흐름분산과 함께 급격한 제어가 관찰되며, 이에 따라 강성 벽체구조물에서의 쳐오름 높이가 원통형 대책구조물을 설치하지 않는 경우의 쳐오름 높이(H0)과 비교하여 크게 줄어드는 것을 확인할 수 있다. 또한, 거석들이 원통형 대책구조물에 충돌하는 것이 관찰된다(Fig. 7(c)). 이후 거석들은 작은 입자들이 유체 흐름과 함께 원통형 대책구조물 사이를 빠르게 통과하는 것과 달리 원통형 대책구조물의 사이에서 2, 3차례 충돌이 발생하고 속도가 매우 지체되면서 이동성이 제어되는 것을 관찰할 수 있다. 이뿐만 아니라, 원통형 대책구조물로 인한 흐름제어 효과가 구조물 주변에서 지속적으로 발생하는 것으로 나타났다(Fig. 7(d)).
3.2 거석을 동반한 토석류의 충격하중 변화
Fig. 8은 거석의 흐름 여부에 따른 토석류의 충격하중 변화를 시간에 따라 도시한 결과이다. 그림에서는 각 실험에서의 토석류 선단부가 강성 벽체구조물과 부딪히는 시점을 동일하게 설정하였고, 동적 및 정적 충격하중 거동의 전반적인 경향을 확인하기 위하여 실험시간을 총 3.0초 동안 나타내었다. 또한, 그림에 도시된 실험결과는 토석류의 선단부가 구조물의 하부에 집중되기 때문에 최대 충격하중은 하부 플레이트(LL4, LL5, LL6)에서 발생하므로, 하부 플레이트에서 측정된 충격하중 값 중 가장 큰 결과만을 대표적으로 도시하였다. 먼저 거석을 포함하지 않는 경우(H0, without boulders), 최대 충격하중의 발생시점은 토석류의 선단부와 구조물의 충돌 직후인 약 0.13초에서 발생하였고, 이 때의 충격하중 값은 53.5 N으로 측정되었다. 반면에 거석을 포함한 경우(H0, with boulders)에서의 최대 충격하중은 토석류에 포함된 거석이 구조물과 충돌한 시점인 약 0.32초에서 발생하였고, 최대 306.2 N 까지 측정되었다. 따라서 거석으로 인하여 순간적으로 발생하는 충격이 토석류로 인한 최대 충격력의 약 6.0배 까지 발생함을 알 수 있으며, 최대 충격하중의 전·후에도 거석의 충돌로 인한 급격한 하중의 증가가 몇차례 관찰되고 있어 거석이 구조물의 최대 충격하중에 매우 큰 영향을 미치는 것으로 나타났다. 최대 동적하중 이후에는 흐름이 구조물의 배면에서 퇴적되기 시작하면서 점차적으로 하중이 증가하다가, 이후 흐름이 안정화되면서 다시 정적하중 상태로 유지되는 경향을 보이며, 거석이 있는 경우와 없는 경우 모두 유사한 정적하중을 나타낸다.
3.3 대책구조물의 배치조건에 따른 충격하중 변화
Fig. 9는 강성 벽체구조물의 후면에 설치된 원통형 대책구조물의 유로 차단비율(20, 40%)에 따른 토석류의 충격하중 변화를 시간에 따라 보여주는 결과이다. 실험조건은 Fig. 8과 마찬가지로 각 실험에서 충격하중의 발생시점과 실험시간을 모두 동일하게 설정하였다. 또한, 대책구조물 설치 여부에 따른 충격하중 변화를 비교하기 위해 실험대조군인 대책구조물을 설치하지 않는 경우에 대한 충격하중 결과(H0, with boulders)를 그림에 추가적으로 도시하였다. 유로 차단비율 20%의 경우(Fig. 9(a)), 대책구조물의 설치는 토석류의 흐름과 함께 거석들을 제어하여 강성 벽체구조물에서의 최대 충격하중을 감소시키는 것으로 나타났다. 1, 2열로 배치된 대책구조물의 경우, 최대 충격하중의 발생시점은 토석류의 선단부와 구조물의 충돌 직후인 약 0.61, 0.11초에서 발생하였고, 최대 충격하중 값은 223.6, 165.7 N으로 측정됨에 따라 대책구조물의 배열 수가 증가할수록 단계적인 흐름차단을 유발하여 토석류의 충격하중을 더욱 감소시키는 것으로 나타났다. 한편, 각 실험에서의 최대 충격하중은 대책구조물의 차단비율이 증가할수록 더 크게 감소하는 것으로 나타났다. 유로 차단비율 40%의 경우(Fig. 9(b))를 보면, 1, 2열로 배치된 대책구조물에서의 최대 충격하중은 토석류의 선단부와 구조물의 충돌 후 0.25, 0.23초 이후에 발생하였으며, 44.3, 23.3 N의 최대 충격하중 값이 측정되었다. 이 결과에서도 대책구조물의 배열 수가 늘어날수록 최대 충격하중이 감소하며, 구조물의 배열 수 증가에 따른 최대 충격하중은 이전 연구결과 보다 더욱 감소하는 것으로 나타났다. 이는 상대적으로 좁아진 대책구조물의 사이 간격(0.045m)이 토석류의 흐름과 거석들의 이동성을 더욱 억제시켰고, 늘어난 배열 수는 유입된 흐름과 거석들의 단계적인 흐름차단을 유발하여 최대 충격하중을 더욱 감소시켰기 때문이다. 그러나 흐름 전면에 집중된 거석들이 원통형 대책구조물을 통과하는 과정에서 대책구조물과의 불규칙한 충격이 발생하여, 충격하중의 발생시점은 각 실험 간에 유의미한 차이를 보이지 않았다. 유로 차단비율에 따른 충격하중을 비교하면, 차단비율 20%에서는 대책구조물이 흐름의 일부를 차단시키면서 충격하중을 감소시켰지만, 거석의 직경(0.040m) 보다 넓어진 구조물의 사이 간격(0.12m)으로 거석을 동반한 흐름이 아무런 방해 없이 구조물 사이를 자유롭게 통과함에 따라 차단비율 40%의 충격하중과 비교하면 상대적으로 낮은 충격하중 감소를 보인다. 대책구조물이 설치된 충격하중 결과에서도 마찬가지로 모든 실험에서 최대 동적하중 이후에는 흐름이 강성 벽체구조물에 의하여 차단되고 배면에 토사가 퇴적됨에 따라 하중은 정적하중 상태로 유지되었다. 원통형 대책구조물의 배치조건에 따른 토석류의 최대 충격하중을 각 실험별로 정리하여 Fig. 10에 나타내었다. 거석을 포함한 흐름(H0, with boulders)의 경우, 최대 충격하중은 거석을 포함하지 않는 흐름(H0, without boulders)에 비해 약 6.0배 증가하였지만, 대책구조물의 설치로 인한 최대 충격하중이 평균 63% 감소하는 것으로 나타나, 대책구조물의 설치로 인한 토석류의 하중저감 효과는 매우 큰 것으로 나타났다. 이 때, 대책구조물의 유로 차단비율 20, 40%에서는 구조물의 배열 수가 늘어나면서 최대 충격하중이 평균적으로 37% 더 감소하였지만, 대책구조물의 차단비율 증가에 따른 하중 저감효과는 2.0배 가까이 더 증가하는 것으로 나타났다. 따라서 대책구조물의 차단비율을 증가시키는 것이 거석들을 동반한 토석류의 흐름억제를 유도하고, 흐름에너지를 감소시켜 강성 벽체구조물에 도달하는 충격하중을 감소시키는데 더 효율적인 것으로 판단된다.
Fig. 11은 대책구조물의 배치조건에 따른 정규화된 최대 충격하중비와 프루드 수와의 관계를 나타낸 것이다. 또한, 강성 벽체구조물이 설치된 수로에서 거석의 흐름거동을 모사하고, 그 충격하중 변화를 확인한 기존 연구결과(Song et al., 2018; Ng et al., 2019)를 그림에 추가하여 원통형 대책구조물의 배치조건에 따른 토석류의 충격하중 변화와 함께 비교할 수 있도록 하였다. 그림에서 최대 동적하중(Lpeak)은 정적하중(Lstatic)으로 정규화되었으며, 각 실험별로 실제 현장조건에 맞추어 산정된 거석의 크기 값을 추가적으로 표시하였다. 강성 벽체구조물만을 설치할 경우, 본 연구를 포함한 기존 연구결과에서는 거석으로 인하여 전반적으로 높은 충격하중비를 보이며, 거석이 없는 경우에 비하여 충격하중이 최대 120배 까지도 증가하는 것으로 나타나 거석이 토석류의 충격하중에 큰 영향을 미치는 것을 확인할 수 있다. 한편, 본 연구에서처럼 강성 벽체구조물 후면에 원통형 대책구조물을 함께 설치하면 거석을 동반한 토석류의 동적 흐름을 감소시켜 최대 충격하중이 줄어들게 되며, 대책구조물의 배열 수와 차단비율을 늘리면 충격하중이 더욱 크게 줄어드는 것을 확인할 수 있다. 그러나 토석류의 흐름저감 효과와 대책구조물의 최적 차단비율은 거석의 크기에 따라 영향을 받으므로, 본 연구결과를 실제 현장에 적용하기 위해서는 거석의 크기로 인한 대책구조물의 간격에 대한 상호거동 연구 등이 추가적으로 수행되어야 할 것으로 판단된다.
4. 결 론
본 연구에서는 강성 벽체구조물 후면에 설치된 원통형 대책구조물의 배치변화에 따른 토석류의 흐름거동 및 충격하중 특성을 확인하기 위해, 토석류와 대책구조물을 모사 가능한 소형수로를 제작하고, 다량의 거석을 동반한 토석류를 모사하여 실험을 실시하였다. 소형수로실험은 원통형 대책구조물의 배열 수와 유로 차단비율을 변화시켜가면서 실험을 수행하였다. 실험완료 후에는 실험결과를 토대로 토석류의 흐름특성을 파악하고, 대책구조물의 배치조건이 충격하중에 미치는 영향을 비교, 분석하였다. 이에 대한 결론은 다음과 같다.
(1) 거석은 강성 벽체구조물에서 토석류의 충격하중을 크게 증가시키는 것으로 나타났다. 하지만 강성 벽체구조물 후면에 원통형 대책구조물을 설치할 경우, 토석류의 충격하중이 크게 감소하였으며, 대책구조물의 배열 수와 차단비율을 증가시키면 충격하중이 더욱 감소하는 것으로 나타났다.
(2) 거석을 포함한 흐름에서의 충격하중은 거석을 포함하지 않는 흐름에 비해 최대 8.2배 증가하였지만, 대책구조물을 설치하면서 최대 충격하중이 평균 63% 감소하였다. 또한, 대책구조물의 차단비율 20, 40%에서는 구조물의 배열 수가 증가할수록 최대 충격하중이 평균적으로 37% 더 감소하였지만, 대책구조물의 차단비율에 따른 하중 저감효과는 2.0배 가까이 더 증가한 것으로 나타났다.
(3) 앞선 결과들을 종합하여 보면, 대책구조물의 차단비율을 증가시킬 경우 거석들을 동반한 토석류의 흐름에너지와 강성 벽체구조물에 도달하는 충격하중을 감소시키는데 더 효율적인 것으로 판단된다. 그러나 토석류의 흐름저감 효과를 위한 대책구조물의 최적 차단비율은 거석의 크기와 구조물 사이 간격에 따라 변화할 수 있으므로, 현장적용을 위해서는 거석의 크기에 따른 대책구조물의 간격에 대한 상호거동 연구 등이 추가적으로 수행되어야 할 것으로 판단된다.
