1. 서 론

최근에 들어 전 지구적으로는 기후변화에 따라 지역적으로 이상 집중호우로 인한 대규모 홍수가 빈번하게 발생하고 있다. 특히, 발전소와 같은 중요한 국가시설물에 있어서는 집중호우 등으로 인한 국가주요시설물 부지내의 홍수발생시 안전도의 위협은 막대한 경제손실과 인명피해 등 대규모의 사회, 경제적 위험을 초래할 수 있기 때문에 초과 위험이 없는 강수량과 홍수량을 기본으로 한 수공학적 설계를 필요로 하고 있다. 즉, 국가주요시설물에 대한 수공학적 해석에 있어 기본수문량은 최악의 기상조건하에서 발생할 수 있는 대기중에 잠재가능한 강수량인 가능최대강수량(PMP, Probable Maximum Precipitation)과 PMP로 부터 야기되는 가능최대홍수량(PMF, Probable Maximum Flood)을 설계조건으로 하여야 한다.

국제적인 안전도 기준규정에 의하면 중요 SOC시설물에 인접하고 있는 하천 유역에서는 PMF 등 극한 설계기준 홍수량을 산정하고 이에 따른 발전소 부지에서의 홍수범람 여부를 정교한 해석기법에 의해서 검토하도록 규정하고 있다. 또한 미국 안전도 규정 ANSI/ANS에서는 극한 홍수조건하에서의 대상 유역에서의 홍수해석을 실시하고 그 결과에 의해서 국가주요시설물 부지에서의 안전도 검토 및 대책수립 등을 규정하고 있다.

따라서 우리나라에서도 국가주요시설물이 위치하고 있는 경우에는 극한적인 강우조건하에서의 수리학적 안전도 평가와 침수해석 및 이에 따른 방재 공학적 대책수립 등의 기법이 절실히 요구되고 있다.

국내에서는 국가주요시설물 부지에 대한 유역에서의 극한홍수에 의한 유출해석과 이에 따른 부지의 침수발생여부는 구체적으로 검토된 바 없으며 부지내에서 침수 가능성을 시뮬레이션하고, 이에 대한 종합적인 연구와 방재공학적인 대책의 수립은 매우 부족한 실정이다. 국내에서는 양수발전소에 대한 극한홍수조건의 범람해석을 실시하고 이에 대한 대피계획을 수립한바 있고, 한국수자원공사에서는 다목적 댐의 비상상황발생시 하류부 홍수파 해석을 실시하여 비상대처계획을 실시하고 주민대피계획을 실시하는 계획을 수립한바 있다.

국외에서 일어난 주요부지 침수 사고의 사례들의 사례를 살펴보면 1999년도 프랑스 Le blayais 발전소는 허리케인 마틴에 의해 강한 바람을 동반한 높은 파고에 의하여 부지내 침수가 일어난 사고로서 이 사고 이후 발전소에 홍수위험평가를 실시하였다. 미국에서는 2008년도 St. Luice 발전소에서 홍수대비 배수시스템의 작동 오류로 인하여 원자로 보조건물에 물이 유입되었으며, 2011년에 미국 미주리 강에 인접한 Fort Calhoun 발전소는 미주리강의 홍수에 인해 발전소 부지가 침수 되었다. 또한 2011년 3월 11일 일본의 도후쿠 지방에 태평양 해역지진이 발생함에 따라 Fukushima 발전소에 지진발생 후 높이 15 m의 지진 해일이 발전소를 덮치면서 부지가 침수되어 부지 내의 모든 전기시설이 손상되었다.

국내·외적으로 국가주요시설물 부지의 침수사고에 대한 요인들은 여러 가지가 있으며, 침수사고의 요인들은 다음과 같다. 이중에서 가장 큰 비중을 차지하는 요인은 집중호우 등으로 인해 유역상류부에 위치한 댐 및 하천제방이 붕괴되어 부지 내의 물이 들어와 침수가 되는 사례가 있고 발전소 부지내 우수배제시스템의 용량부족으로 침수되는 사례가 있다. 또한 해안에서의 영향은 조석의 의한 영향, 폭풍해일 및 지진해일의 의한 높은 파고에 의해서 부지내의 침수가 발생할 수 있다.

이와 같이 다양한 침수발생 원인을 집중호우나 태풍, 해일 등 다양한 침수요인에 대하여 부지에 대한 외부침수요인과 내부침수 요인이 파악되면 극한강우조건을 고려하여 이를 기초로 침수위험을 2차원적으로 분석하여 부지내에서 침수피해를 경감하기 위한 다양한 방재대책을 수립하여야 한다.

따라서, 본 연구에서는 극한강우 조건하에서 상류부 댐이 붕괴되고, 우수관거는 발전소 외해측에서 이상조위 조건이 발생하여 배수가 원활하지 않은 조건하에서 분석을 실시하였다.

2. 연구방법

본 연구에서는 Fig. 1과 같이 기후변화 시나리오에 대해서 LIP(극한강우) 조건을 빈도별 분석하였고, 기후변화에 의한 가능최대강우량(PMP)의 재포락을 실시하고, 이를 확률강우조건과 비교 검토하였다. 대상 부지에서의 RCP4.5와 RCP8.5 조건하에서 발생빈도―지속시간―극한강우량과의 상관도를 제시하였다. 지형분석의 고도화 및 수문분석을 통한 LIP를 이용한 극한 홍수량의 산정을 실시하였고, 수리분석에 의한 극한홍수조건의 침수해석을 실시하였다. 침수해석을 통한 수리변량(침수심, 침수강도, 침수지속시간 등)을 산정하였고, 침수해석결과에 주요지점별 발생빈도–지속시간–침수위의 관계를 재해도로 제시하였다.

2.1 지형자료의 상세화

유역의 지상학적 특성인자들은 유출수문곡선에 여러 가지 영향을 미친다. 유역면적은 유출량 및 유출 용적의 크기에, 유역 경사는 유출 속도에 영향을 미치며 토지이용 및 식생피복 상태는 강우손실 및 유출 속도를 지배하게 된다. 대규모 하천 유역의 경우는 이들 특성이 공간적으로 크게 다르므로 홍수유출 계산 시에는 여러 개의 부분 유역으로 나누어 각 소유역의 특성자료를 세밀하게 조사하여야 한다.

따라서 산지유역의 유출계산에는 유출에 영향을 미치는 요소들로서 해당 유역의 면적, 유역경사, 유로길이 등의 유역형상 특성 자료와 유역의 식생, 피복 등의 토지이용 실태 등을 조사하는 작업이 선결되어야 한다.

2.1.1 소유역 분할 및 지형분석

홍수량 산정시 상류부 홍수량 산정지점부터 하류부 홍수량 산정지점으로 홍수량을 산정하여 내려오면서 홍수량 산정지점의 상류유역을 처리하는 방법은 상류유역을 1개의 단일유역으로 처리하는 하도추적 제외 방법과 소유역별 자체유역 홍수량을 산정하고 이를 하도추적 및 합성을 통하여 산정하는 하도추적 포함 방법으로 대별된다.

하도추적 포함 방법을 적용할 경우 홍수량이 커지게 되며 이의 원인은 소유역 분할로 홍수량 산정 대상유역의 면적이 작아지면 홍수도달시간이 짧아져서 단위도 종거의 첨두치 증가로 인해 첨두홍수량은 크게 증가되는 반면 하도의 저류효과로 인한 홍수량의 감소는 매우 작기 때문이다.

분석 대상유역의 면적이 비교적 클 경우에도 과거에는 하도추적 제외 방법이 많이 적용되었으나 최근에는 하도추적 포함 방법을 주로 적용하고 있으며, 현재 홍수량 산정에서 가장 편차를 많이 유발시키는 것이 하도추적을 포함하는 방법 적용시 소유역 분할에 따라 홍수량이 증가되는 것을 임의적으로 조정하는 것이다. 따라서 MLTM(2012)에서는 다음과 같이 소유역 분할 기준을 제시하고 있다.

소유역 분할 기준은 단위도 적용에 적절한 유역면적 규모와 관련이 크므로, 유역규모에 따른 유출특성은 NRCC(1989) 등을 참고하였다.

대상 유역면적이 약 25 km² 이하인 경우는 Table 1에서 보는 봐와 같이 하도저류효과를 무시할 수 있기 때문에 대상 하천의 모든 홍수량 산정지점에 대하여 하도추적 제외방법을 적용하여 설계홍수량을 산정하는 것으로 한다. 따라서 소유역의 분할이 필요 없고 홍수량 산정지점의 상류유역을 1개의 단일유역으로 취급하여 홍수량을 산정한다.

Table 1. Outflow Characteristics by Watershed Size

	Small	Middle-scale	Large-scale
Rainfall Intensity	No Change	Change	Change
Spatial Distribution of Rainfall	No Change	No Change	Change
Outflow Type	Surface Flow	Surface Flow + Channel Flow	Channel Flow
Reservoir Effect	No Consideration	No Consideration	Consideration
Area	25 km2 ↓	25~250 km2	250 km2 ↑
Flood Calculation Method	No Channel Routing		Channel Routing

본 과업에서는 이러한 소유역 분할 기준을 비교 및 검토는 하되 대상 연구지역은 소규모이며 또한 각각의 하나의 유역으로 고려하였다.

2.2 LIP에 의한 수문분석

일반적으로 하천유역에 있어서 홍수량 산정은 계측지점(수위관측소)에서 수위 및 유량관측이 이루어져 신뢰할 수 있는 수위-유량관계를 확립할 수 있는 경우, 매년 관측되는 최고수위에 의한 년최대 홍수량 자료치 계열을 형성하고 이에 대한 확률분석에 의하여 빈도별 홍수량을 산정하는 방법과 미계측 지점에서 합성단위도 방법, 도시유출모형, 기타 경험식 등에 의해 산정하는 방법이 있다.

금회 홍수량 산정모형은 유역추적과 하도추적을 동시에 수행할 수 있도록 개발되어 수자원계획 분야에서 사용되고 있는 미육군공병단(USACE)의 Hydrologic Engineering Center (HEC)에서 개발한 HMS (Hydrological Modeling System)를 적용하여 구축하였으며, 홍수량 산정은 강우량 및 유역의 특성으로부터 홍수량을 구하는 간접적인 방법(합성단위도법)중 MLTM(2012)에서 제시한 유역추적법(Clark Method)을 적용하여 홍수량을 산정하였다.

2.2.1 강우-유출분석

Clark 방법은 순간단위도 개념을 이용하고 한 유역에 대하여 단 하나의 단위도를 유도한다. Clark방법의 기본개념은 유역을 대표하는 시간-면적주상도의 추적에 의하여 지속기간이 영인 단위유효강우량을 유출수문곡선으로 변환하는 것이다. 이와 같이 유도된 수문곡선은 지속기간이 영이고 단위강우량(1 cm)이므로 순간단위도(IUH)이다.

추적과정을 살펴보면 직렬로 연결된 선형수로가 유역의 출구에 위치하고 유역과 동등한 저류특성을 갖는 선형저수지로 구성되며 선형수로의 출력이 선형저수지의 입력이 되고 선형저수지의 출력이 IUH가 된다. 선형수로는 크기에는 변화없이 유출의 전이만을 모의하며 그 내용은 지체이다. 선형저수지의 유역의 저류와 저항의 영향을 반영하고 내용은 유출의 확산파이다. 선형저수지의 역할은 유역의 유출구에 가상적인 선형저수지을 위치시켜 저류량이 유출량에 선형으로 비례하도록 한다. 이러한 관계를 식으로 표현하면 다음과 같다.

$$S_i=KO_i$$

(1)

여기서, S_i는 기간 i끝에서 저류량, O_i는 기간 i동안의 유출량, K는 저류상수로 시간의 차원[T ]을 갖으며 유입량과 유출량의 차이는 저류량의 변화와 같으므로 다음식으로 표현된다.

$${\overline I}_i-\frac{O_{i-1}+O_i}2=\frac{S_i-S_{i-1}}{\Delta t}$$

(2)

여기서, ${\overline{)I}}_i$는 기간 i동안의 평균유입량으로 시간 - 면적주상도로부터 결정되며 두 식을 O_i에 관하여 정리하면 다음과 같다.

$$O_i=CI_i+(1-C)O_{i-1},\;C=\frac{2\Delta t}{2K+\Delta t}$$

(3)

위의 식의 수치해는 시간-면적주상도로 정의되는 유입량의 추적으로 IUH의 종거의 평균으로 계산되고 ∆t시간의 단위도의 시간 i에서의 종거는 다음과 같다.

$$U_i=\frac12\left(O_i+O_{i-1}\right)$$

(4)

Clark 단위도법은 도달시간 및 저류상수를 매개변수로 가지는 방법으로 이들 매개변수는 계측유역에서는 검정을 통하여 산출하되 미계측유역 또는 검정의 초기치로 도달시간은 앞에서 언급된 경험공식 중 적절한 결과를 사용하고, 저류상수는 다음과 같은 경험공식이 사용 가능하겠다.

가. Clark 공식

$$K=C\frac L{\sqrt S}$$

(5)

나. Linsley 공식

$$K=\frac{bL\sqrt A}{\sqrt S}$$

(6)

여기서, K는 저류상수(hr), L은 유로연장(km), A는 유역면적(km²), S는 평균경사(%)이며, C는 0.5∼1.4의 값을 가지는 상수, b는 0.01~0.03의 값을 가지는 상수이다.

다. Russel 공식

$$K=\alpha T_c$$

(7)

여기서, K는 저류상수(hr), 𝛼는 도시지역(developed catchments)은 1.1~2.1, 자연지역(rural catchments)은 1.5~2.8, 산림지역(forested catchments)은 8.0~12.0의 범위이다. 국내실무에서는 보통 0.8~1.2의 범위로 적용하고 있다.

라. Sabol 공식

$$K=\frac{T_c}{1.46-0.0867{\displaystyle\frac{L^2}A}}$$

(8)

여기서, K는 저류상수(hr), T_c는 도달시간(hr), L은 유로연장(km), A는 유역면적(km²)이다.

마. 도달시간 및 저류상수 산정

유역의 도달시간 및 저류상수 산정에 대해 MLTM(2012)에서는 다음과 같이 제시하고 있으며 본 과업에서는 이를 준용하여 도달시간은 연속형 Kraven, 저류상수는 Sabol공식을 사용하여 산정하였다. 현재 실무에서 가장 많이 사용되고 있는 Kraven (Ⅱ) 공식의 경우 경사구간별 유속을 제시하고 있으므로 유속의 불연속이 발생하게 되며, 경사가 매우 완만한 구간 및 경사가 매우 급한 구간에는 적용하기 곤란한 문제점 등을 가지고 있다.

이를 보완하기 위하여 급경사부의 유속은 기존 소하천정비종합계획 내용을 참조하고 완경사부의 유속은 MLTM(2008)에서 제시되고 있는 수정 Kraven (II) 공식의 결과 등을 참조하여 급경사부와 완경사부 유속을 보완하여 연속형 Kraven 공식으로 제안하였다.

연속형 Kraven 공식 형태는 Kraven 공식(Ⅱ)과 동일하며 단지 경사구간별 유속을 급경사부와 완경사부로 나누어서 나타내고, 평균유속 V를 하도경사 S의 항으로 표시한 회귀식은 다음과 같다.

급경사부(S>3/400) :

$$V=4.592-\frac{0.01194}S,\;V_{max}=4.5m/s$$

(9a)

완경사부(S≤3/400) :

$$\begin{array}{l}V=35,151.515S^2-79.393939S+1.6181818,\\V_{min}=1.6m/s\end{array}$$

(9b)

Clark 단위도법의 유역저류상수를 산정하기 위한 경험공식중 과거에는 Russel 공식의 형태를 채택하여 왔으나 실무적으로 최근 들어 Sabol 공식을 주로 채택하고 있다.

(1) Russel 공식(1994, U.S. Corps of Engineers)

$$K=\alpha T_c$$

(10)

여기서 K는 저류상수(hr), 𝛼는 도시지역은 1.1~2.1, 자연지역은 1.5~2.8, 산림지역은 8.0~12.0 범위의 계수, T_c는 도달시간(hr)이다.

(2) Sabol 공식(1998, Sabol)

$$K=\frac{T_c}{1.46-0.0867{\displaystyle\frac{L^2}A}}$$

(11)

여기서 K는 저류상수(hr), T_c는 도달시간(hr), L은 유로연장(km), A는 유역면적(km²)이다. Russel 공식은 유역규모 및 유역형상을 고려하지 못하며 계수 𝛼의 결정이 임의적인 문제점을 지니고 있으며, 𝛼값을 원래 공식에서 제시되는 범위와는 달리 통상 0.8~1.2 범위를 적용하며, 일반적으로 1.0을 채택하고 있으나 그 근거가 미약한 실정이다.

Sabol 공식은 유역규모를 고려하지 못하는 문제점은 동일하지만 유역형상을 형상계수의 역수 형태로 고려하므로 Russel 공식보다 합리적이다.

2.3 2차원 침수재해도 분석

홍수파가 지표면에 전달되는 경우에 지표면의 저류, 홍수파의 감쇠, 건물 주위에서의 흐름, 도로에서의 흐름 등에 따라 그 물리적인 양상을 수식으로 표시하기에 큰 어려움이 있다. 그러나 유한차분기법에 의한 침수해석은 범람예상구역의 물리적인 특성을 정확하게 반영할 수 있는 수리학적 방정식을 기본식으로 하여 해석될 수 있다. 본 연구에서는 2차원 침수해석을 위해서 FLO-2D에 의한 해석을 실시하였다.

침수해석 지점의 적정범위를 지형도 등을 이용해서 설정하고, 격자망을 구성하여 연속방정식과 운동량 방정식에 의해 흐름을 해석할 수 있다. 천수방정식을 x, y 방향 성분으로 기술하면 연속방정식과 운동방정식을 Eqs. (12)~(14)과 같이 나타낼 수 있다.

$$\frac{\partial d}{\partial t}+\frac{\partial q_x}{\partial x}+\frac{\displaystyle\partial q_y}{\displaystyle\partial y}=e$$

(12)

$$\frac{\partial u}{\partial t}+u\frac{\partial u}{\partial x}+V\frac{\displaystyle\partial u}{\displaystyle\partial y}=g(S_{ox}-S_{fx}-\frac{\displaystyle\partial d}{\displaystyle\partial x})$$

(13)

$$\frac{\partial v}{\partial t}+u\frac{\partial v}{\partial x}+V\frac{\displaystyle\partial v}{\displaystyle\partial y}=g(S_{oy}-S_{fy}-\frac{\displaystyle\partial d}{\displaystyle\partial y})$$

(14)

여기서, d= 지표면 수심 q_x, q_y= x, y 방향에 대한 단위폭당 유량 u, v=x, y 방향의 평균 속도 S_ox, S_oy= x, y 방향의 하상경사 S_fx, S_fy= x, y 방향의 마찰경사 t= 시간 g= 중력에 의한 가속 e= 단위면적당 생성항 혹은 소멸항

저수지 붕괴에 대한 유량은 생성항으로 취급되고, 홍수파가 지표면으로 전파되는 유량이 배수시스템이나 별도로 지정한 유출구는 소멸항으로 취급된다.

유량의 연속 방정식에서 단위시간당 해당격자로 들어오고, 나가는 유효유량은 격자 내부의 유량변화에 비례한다. 격자(j, k)에 연속방정식의 일차 근사법의 적용결과는 다음과 같다.

$$\begin{array}{l}d^{t+\Delta t}(j,\;k)=d^t(j,\;k)+\overline e\Delta t-\left[\frac{q_x^t\left(k\rightarrow k+1\right)-q_x^t(k-1\rightarrow k)}W\right]\Delta t\\\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;-\left[\frac{q_y^t(j\rightarrow j+1)-q_y^t(j-1\rightarrow j)}W\right]\Delta t\end{array}$$

(15)

여기서, d^t+∆t(j, k)= 시간t+∆t에서 격자(j, k)의 흐름 수심 d^t(j, k)= 시간t에서 격자(j, k)의 흐름 수심 ∆t= 계산시간간격 $\overline{)e}$= 시간t에서 단위 시간단계의 생성․소멸항 W= 격자 크기 $q_x^t\left(k\to k+1\right), q_x^t(k-1\to k)$= $(j, k)$와 $(j, k+1)$, $(j, k-1)$과 $(j, k)$ 사이의 x 방향 단위유량 $q_y^t(j\to j+1), q_y^t(j-1\to j)$ = $(j, k)$와 $(j+1, k)$, $(j-1, k)$과 $(j, k)$ 사이의 y 방향 단위유량

특정 시간 및 위치의 단위유량은 오직 마찰 경사의 부호에 의해 결정되는 흐름방향에 의해 결정된다. 예를 들면 x방향의 1차원 마찰 경사는 다음과 같이 계산된다.

$$S_{fx}^t\left(k-1\rightarrow k\right)=S_{ox}(k-1\rightarrow k)-\frac{d^t(j,\;k)-d^t(j,\;k-1)}W$$

(16)

여기서, 수로 바닥 경사는 다음과 같이 주어져 있다.

$$S_{ox}\left(k-1\rightarrow k\right)=\frac{E(j,\;k)-E(j,\;k-1)}W$$

(17)

여기서, E는 사각형 격자의 중앙 표면고도를 나타내며, 화살표는 방향을 의미한다. 계산된 마찰 경사에 기초하여, 난류 유량은 다음과 같이 근사적으로 표현된다.

① $S_{fx}^t\left(k-1\to k\right)\ge 0$ 인 경우

$$q_x^t(k-1\rightarrow k)=\frac1{n(j,\;k-1)}\left[d^t(j,\;k-1)\right]^{5/3}\left[S_{fx}^t(k-1\rightarrow k)\right]^{1/2}$$

(18)

② $S_{fx}^t\left(k-1\to k\right)<0$ 인 경우

$$q_x^t(k-1\rightarrow k)=\frac1{n(j,\;k)}\left[d^t(j,\;k)\right]^{5/3}\left[-S_{fx}^t(k-1\rightarrow k)\right]^{1/2}$$

(19)

마찬가지로, 유량 $q_x^t(k\to k-1)$은 $S_{fx}^t\left(k\to k+1\right)$의 부호에 근거하여 계산되며, y 방향의 유량은 y 방향의 마찰경사의 부호에 근거하여 계산된다. 표면수심의 초기조건은 0으로 가정하지만 이는 필요한 경우 특정 값이 입력된다. 경계조건은 유역 외부의 요소로의 유입이 없다고 가정하며, 해석은 지정된 종료시간이 끝날 때까지 진행된다.

3. 대상지역 적용

3.1 홍수량 산정을 위한 Hec-HMS 구축 및 적용

Hec-HMS를 구축하기전 기초 데이터로 도달시간과 저류상수(K), CN 산정하였다. 도달시간(hr)은 유입시간에 유하시간이 더한 시간으로써 유입시간은 소하천 기본계획을 참고하여 5분이라 산정하고 Kraven-II (연속형) 공식을 사용하여 유로연장과 평균유속으로 산정하였다. 총 2개의 소유역으로 나누어지고 Table 2와 같이 소유역 1의 경우 유로연장은 0.37 km이며, 평균유속은 4.5 m/s로 유하시간은 1.39 min으로 산정되어 도달시간은 0.11 hr로 산정되었다. 소유역 2의 경우 유로연장은 1 km이며, 평균유속은 3.5 m/s로 유하시간은 4.77 min으로 산정되어 도달시간은 0.16 hr로 산정되었다.

Table 2. Time of Concentration

AREA (km2) (Site)	Length (km)	Slope (%)	Average Velocity (m/s)	Inlet Time (min)	Detention Time (min)					Time of Concentration (min)	Time of Concentration (hr)
					Kraven-Ⅰ	Kraven-Ⅱ(Continuous)	Kirpich	Rizha	Kerby
0.09 (1)	0.37	0.22	4.5	5.00	3.84	1.39	19.51	12.10	0.00	6.37	0.11
0.29 (2)	1.00	0.12	3.5	5.00	14.35	4.77	53.42	47.80	0.00	9.77	0.16

저류상수(K)의 경우 Sabal공식을 사용 하였으며, 도달시간과 유역면적 유로연장에 의해서 산정하였다. Table 3과 같이 소유역 1의 경우 유역 면적은 0.09 km²이고, 유로연장은 0.37 km이며, 도달시간은 0.11 hr로 산정되어 소유역1에 대한 저류상수(K)는 0.08로 산정되었다. 소유역2의 경우 유역면적은 0.29 km²이고, 유로연장은 1 km이며, 도달시간은 0.16 hr로 산정되어 소유역2에 대한 저류상수(K)는 0.14로 산정되었다.

Table 3. Storage Coefficients(k)

Point	Length (km)	Slope (%)	Slope	Tc	Clark		Linsley		Russel		Sabol	Selection (AMC-III)
			(%)	(hr)	C	K	b	K	α	K	K
1	0.09	0.37	0.22	0.11	1.00	7.89	0.02	0.05	2.50	0.28	0.08	84.6
2	0.29	1.00	0.12	0.16	1.00	29.20	0.02	0.31	2.50	0.40	0.14	86.4

CN값을 구하기 위해 ArcGIS로 분류한 각각의 면적들을 구하고 토양도와 토지이용도를 중첩시켜 각 분류된 면적들에 대한 토지이용상태별 A형, B형, C형, D형으로 분류를 하였다. 그 결과 소유역 1의 경우 CN값은 78로 산정되었고, 소유역2의 경우 79.4로 산정 되었다. 위에서 구한 도달시간(hr), 저류상수(K), CN값을 바탕으로 연구대상지역의 유출량 산정을 위하여 2개의 소유역으로 나누어분석 하였다. 1번 소유역의 경우 지형조건에 의해 유출량이 발전소부지의 왼쪽편 주차장쪽으로 집중되어 있어, 대상부지에 침수해석시 소유역 2에 의한 영향이 상대적으로 큰 것으로 분석되었다.

구축된 HEC-HMS으로 100년, 500년, 1000년, 5000년, 1만년, 10만년, 50만년, 100만년, 1000만년에 대한 소유역 -2의 유출수문곡선을 산정하였으며, 대표적으로 Fig. 2에서와 같이 RCP 8.5를 적용한 GEV형 100만년 강우량의 시간분포에서 총 지속시간 5시간에 대해 유출량을 산정하였고, 그 결과 1시간일 때 유출량은 25.3 m³/sec, 2시간일 때 27.4 m³/sec, 3시간일 때 23.8 m³/sec, 4시간일 때 21.1 m³/sec, 5시간일 때 19.5 m³/sec로 나타났다. 유역의 임계지속시간은 2시간이며 소유역 -2에서 첨두유량은 27.4 m³/sec로 분석되었다.

3.2 2차원 분석

본 연구에서 사용한 2차원 침수해석 모형은 FLO-2D 모형이다. FLO-2D 모형은 FEMA(미국 연방재난관리청)가 승인한 하천 연구와 자유홍수분석을 위한 수리학 모형으로 유한차분법(FDM)을 이용하여 하도 흐름, 자유지표유출 및 시가지 유출에 대하여 모의하는 동역학적 홍수 추적 모형이다. FLO-2D 모형은 하도-홍수터 흐름 교환, 건물로 인한 저류 손실/흐름 방해, 수리제방 및 제방 붕괴, 침전 토사 이송 구조의 시뮬레이션, 고농도 토사흐름, 세류 및 협곡 흐름, 강우 및 침투 등을 포함하여 상세한 홍수 추적에 필요한 많은 기능을 가지고 있다.

이 모형은 복잡한 지형과 조도 하에서 홍수를 모의함과 동시에 정확한 홍수 분포에 대한 핵심인 체적보존을 해준다. 정방격자요소 체계하에서 홍수수문곡선의 진행을 예측하기 위해, 이 모형은 완전 동역학적 운동방정식과 8개의 포텐셜 흐름방향들을 제공하는 중심유한 차분 체계를 사용한다.

대상 지역의 정확한 지형을 반영한 2차원 침수해석을 위하여 국토지리원에서 제공하는 Fig. 3과 같은 1/5,000 축적의 수치지도를 바탕으로 대상 연구지역인 발전소 부지의 등고선 자료를 이용하여 지형을 구축하였다.

이러한 기본 자료를 바탕으로 불규칙삼각망(TIN, Triangulated Irregular Networks)을 구성하여 나타내었는데, 발전소 부지의 특성상 수치지도에 부지의 대한 구체적인 정보가 포함하고 있지 않아 추가적인 작업이 필요한 것으로 판단되었다. 부지의 도면자료와 표고자료, 건물의 배치도 등 기초적인 자료가 부족한 관계로 인공위성 사진자료를 바탕으로 보유하고 있는 도면을 참고하여 대상 부지내의 지형을 고려하였다.

2차원 침수해석을 위해 FLO-2D를 사용하였다. 모형에 적용된 격자는 3 × 3 m크기의 생성하여 부지에 대한 격자망을 구성하였다. 또한 부지내의 구조물에 대해서는 각 구조물별로 건물로 인식시켜 홍수량의 흐름이 원활하도록 적용시켰다. 산정된 강우에 의한 홍수량을 발전소 부지 내 유입 경계조건으로 고려하였고, 강우조건은 GEV형 강우조건을 사용하여 총 강우량을 분포시켜 사용하였다. Fig. 4는 지형과 유입 경계조건 및 강우조건을 이용하여 구축한 모형을 나타낸다.

빈도별 지속시간별 침수위를 분석하기 위해서 각 빈도별 100년, 500년, 1000년, 5000년, 1만년, 10만년, 50만년, 100만년, 1000만년 총 9개의 빈도와 지속시간 1~5시간을 적용하고, 강우조건은 GEV분포형에 의한 지역빈도해석을 통한 강우를 적용하고, HEC-HMS분석결과인 홍수량을 바탕으로 총 45개의 시나리오를 구성하였다.

극한 강우조건으로서 GEV 지역빈도해석을 적용한 100만년 빈도별 강우 지속시간 1~5시간을 고려한 발전소 부지내의 2차원 침수해석을 Fig. 5와 같이 실시하였다. 분석결과 극한 강우조건(100만년)에 대한 2차원 침수해석 결과 1발전소의 경우 강우 지속시간 1시간인 경우 지표면으로부터 70분일 때 최대 0.4~0.77 m의 침수심을 가지고, 지속시간 2시간인 경우 110분일 때 최대 0.6~1.06 m의 침수심을 가지는 것으로 나타났다. 지속시간 3시간인 경우 150분일 때 최대 0.8~1.08 m의 침수심을 가지고, 지속시간 4시간인 경우 180분일 때 최대 0.89~1.06 m의 침수심을 가지며, 지속시간 5시간인 경우 230분일 때 최대 0.92~1.05 m의 침수심을 나타났다. 유출해석결과 첨두유량이 가장 큰 2시간을 기준으로 볼 때 2시간 이후의 최대 침수심은 1~2 cm정도의 차이를 보이는데 이는 건물 주변에서 발생하는 국부적인 영향으로 발생한 것으로 판단되며, 따라서 첨두유량이 가장 큰 2시간일 때 단시간에 최대 침수심이 발생하는 것으로 판단된다. 그러므로 지속시간 2시간일 때 각 빈도별 100년, 500년, 1000년, 5000년, 1만년, 10만년, 50만년, 100만년, 1000만년에 대한 최대 침수심은 Fig. 6과 같이 나타내었다.

3.3 외부침수 재해도 곡선 산정

대상 부지내에서 계획빈도 100년, 500년, 1000년, 5000년, 1만년, 10만년, 50만년, 100만년, 1000만년에 대한 빈도별 지속시간별 2차원 침수해석 결과를 바탕으로 시설물의 외부침수재해도를 산정하였다. 외부침수재해도 곡선은 시설물1의 경우 현재 작동이 중지된 상태이며 따라서 시설물2의 주변 최대 침수심을 바탕으로 재해도 곡선을 Fig. 7과 같이 산정하였고, 시설물 3과 4의 주변의 침수심 결과가 유사하게 나타났으며, 따라서 외부 유입 유량 근처에 있는 시설물3 주변의 최대 침수심을 바탕으로 재해도 곡선을 Fig. 8과 같이 산정하였다.

4. 결 론

본 연구에서는 기후변화 시나리오에 대해서 LIP(극한강우) 조건을 빈도별 분석하였고, 기후변화를 고려한 조건하에서 발생빈도―지속시간―극한강우량과의 상관도를 제시하였다. 또한, 수리분석에 의한 극한홍수조건의 침수해석을 실시하였고, 침수해석을 통한 수리변량을 산정하였으며, 실제 2014년 8월 25일 시간당 134 mm의 집중호우로 인한 최대 침수심이 290 mm이며, 본 연구의 5000년 빈도의 143 mm의 침수해석결과 평균 최대 침수심이 320 mm나타났으며, 홍수량의 유입경로 유속방향을 참고 하였을 때 본 연구의 모형이 타당하다고 판단되었다. 이를 바탕으로 침수해석결과에 주요지점별 발생빈도–지속시간–침수위의 관계를 재해도로 제시하였다.

(1) 수문분석을 통한 극한 홍수량은 산정하기 위해서 총 9개의 빈도(100년, 500년, 1000년, 5000년, 1만년, 10만년, 50만년, 100만년, 1000만년)에 대한 각각의 1~5시간까지의 유출수문곡선을 산정하였다. 산정결과 모든 빈도에서 임계지속시간은 동일한 2시간일 때 나타났으며, 산정된 홍수량은 100년일 때 8.8 m³/sec, 500년일 때 11.6 m³/sec, 1000년일 때 12.9 m³/sec, 5000년일 때 16 m³/sec, 1만년일 때 17.4 m³/sec, 10만년일 때 22.2 m³/sec, 50만년일 때 25.8 m³/sec, 100만년일 때 27.4 m³/sec, 1000만년일 때 32.9 m³/sec의 홍수량이 산정되었다.

(2) 100만년의 강우 지속시간 1시간의 경우 지표면으로부터 70분일 때 400~770 mm의 침수심을 가지고, 지속시간 2시간인 경우 110분일 때 최대 600~1,060 mm의 침수심을 가지고, 지속시간 3시간인 경우 150분일 때 최대 800~1,080 mm의 침수심을 가지고, 지속시간 4시간인 경우 180분일 때 최대 890~1,060 mm의 침수심을 가지며, 지속시간 5시간인 경우 230분일 때 최대 920~1,050 mm의 침수심을 나타냈다.

(3) 총 45개의 시나리오를 구성하여 침수해석을 실시하였다. 총 모의 시간은 12 hr이고 시간간격은 10분 간격으로 실시하였다. 분석결과 강우지속시간 1시간과 2시간의 관계에서는 최대 침수심이 200~300 mm정도 차이를 보였으며, 강우지속시간 2시간이후인 3시간 4시간 5시간의 최대 침수심은 2시간을 기준으로 10~20 mm정도의 차이를 보였으며 이는 건물 주변의 영향으로 발생한 것으로 판단이 된다.

(4) 본 연구를 통해서 외부 홍수로 인한 국가주요시설물에서의 침수가능 여부와 침수 영향에 대한 사전 예측으로 인명과 재산뿐만 그리고 사회기반 시설에 대한 보호 및 홍수피해 예방으로 인한 사회비용 절감이 가능하고, 기후변화를 고려한 사회기반시설의 홍수 취약도 개선을 통해 안정적 경제활동을 위한 사회 안전망 구축이 이루어질 수 있다.