• 한국수자원학회논문집
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• 제39권2호
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• pp.151-160
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• 2006

본 연구에서는 돌발홍수 예경보시스템의 수문학적 구성요소인 한계유출량을 Manning의 제방월류 유량, 지형기후 학적 순간판위도 기법을 활용하여 한강유역을 대상으로 산정하였다. 한강유역의 3" DEM자료를 이용하여 미세소유 역 구분($1.02\~56.41km^2$), 하도 및 하도경사를 GIS로부터 추출함으로써 한계유출량 산정을 위한 유역 매개변수를 구축하였다. 또한 유역 및 하도간의 지역적 회귀분석을 위해 실측 소하천 하도단면자료를 수집하여 통계학적으로 최적의 회귀식을 추정하고, 이를 통해 한계유출량 계산의 하도 입력자료를 생성하였다. 이러한 유역 및 하도 매개변수를 통해 한강 headwater 유역에서 산정된 한계유출량은 $2mm/h\~14mm/6hr$의 범위를 보이며, 지속시간 1시간인 경우 $97\%$가 8m보다 작은 값이고 6시간인 경우 $98\%$가 14mm보다 작은 값으로 산정되었다. 계산된 한계유출량과 유역 및 하도 매개변수사이의 민감도는 유역면적과 같은 유역의 지형인자보다는 하도경사, 하폭, 마찰경사와 같은 하도 지형인자에 비교적 큰 변동성을 보이는 것으로 나타났다. 이러한 한강유역 한계유출량을 국외의 타 연구사례와 비교 한 결과 그 계산결과가 적절한 것으로 판단된다.

• 한국농공학회논문집
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• 제60권5호
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• pp.135-147
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• 2018

The objective of this study was to analyze the characteristics of combined 1D/2D inundation simulation of riverside farmland using the Hydrologic Engineering Center - River Analysis System (HEC-RAS). We compared and analyzed inundation simulation results between 1D and combined 1D/2D hydraulic simulation using HEC-RAS. Calibration and validation of stream stage were performed using three rainfall events. The coefficient of determination ($R^2$) and root mean square error (RMSE) between simulated and observed stream stage were 0.935 - 0.957 and 0.250 m - 0.283 m in calibration and validation, respectively. The inundation area showed no significant difference in 1D and combined 1D/2D simulation ($8.48km^2$ in 1D simulation, $8.75km^2$ in combined 1D/2D simulation). The average inundation depth by 1D simulation was 1.4 m deeper than combined 1D/2D simulation. In the lower inundation depth, the inundation area by combined 1D/2D simulation was larger than inundation area by 1D simulation. As the inundation depth increased, the inundation area by 1D simulation became wider. In the case of the 1D/2D combined simulation, low elevation areas along the river bank were inundated widely. Compared to 1D/2D combined simulation, the flood radius in some sections was longer in 1D simulation. In the 1D analysis, because the low altitude riverside farmlands are also assumed to stream, it is calculated that riverside farmlands have the same stage as the mainstream when the stream is overflowed. Therefore, the inundation area seems to be overestimated in those sections. In other regions, the inundation areas tend to be broken depending on overflow by each stream cross-section. In the case of river flooding, the overflow is expected to flow to the lower area depending on the terrain, such as the results of the combined 1D/2D simulation. It is concluded that the results of combined 1D/2D inundation simulation reflected the topographical characteristics of low-lying farmland.

• 한국수자원학회논문집
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• 제40권2호
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• pp.135-146
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• 2007

한강 본류의 잠실 및 신곡 수중보가 흐름에 미치는 영향을 적절히 모의할 수 있도록 FLDWAV 모형을 수정, 개선하였다. 고정보 측에서 발생하는 월류형 흐름에 대해서는 월류 유량 관계식을, 가동보 측에서의 하도형 흐름에 대해서는 Manning 형의 유량관계식을 각각 적용함으로써 복합적인 형태의 수중보 흐름을 모의하도록 하였다. 월류 유량식으로는 수중 위어형 및 자유 월류형 흐름에 대한 식들이 적용 가능하며, 가동보 개방시 또는 미개방시의 흐름을 모두 모의할 수 있다. 모형의 적용성을 검증하기 위하여 수중보 지점에서의 다양한 조건에 대하여 계산을 수행한 결과, 각 경우에 대한 배수효과가 잘 모의되었다. $M_2$ 및 $S_2$, 2개 분조에 대한 합성 조위를 생성, 대조 및 소조시의 조위 조건을 하류단 경계조건으로 하여 과거 홍수사상에 대한 모의계산을 수행하였다. 홍수규모가 작을수록 대조 및 소조 시 계산유량의 차이가 커지고, 감조구간도 상류쪽으로 확장되는 경향이 명확히 나타났다. 평수시 흐름에 대한 모의기능을 검사한 결과, 수중보의 존재로 인한 수위의 불연속성이 잘 모의되었다.

• 대한지리학회지
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• 제41권1호
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• pp.106-120
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• 2006

자연재해 및 인위적 재해는 지리학에서 인문지리와 자연지리를 통합할 수 있는 주제로 기대되고 있으나 실제로 지리정보를 이용한 분석방법에 대한 연구와 시스템이 개발된 사례는 많지 않다. 태풍 루사와 매미가 국내 개인 및 국가에 입힌 손실만큼 손보사에게 끼친 손실이 막대하여, 보다 과학적이고 합리적인 자연재해 피해액에 대한 추정과 재보험 가격산정을 위한 시나리오 구성이 요구되었다. 태풍을 사례로 한 본 연구에서는 태풍경로에 따른 풍속예측모델을 적용하기 위하여 전국단위의 필요한 지리정보를 구축하였다. 1: 5,000 수치 지도를 기본지도로 사용하였으며, 기상자료 및 계약물건의 소재지에 대한 주소자료를 점형 자료로 구축하였으며, 과거 관측된 태풍의 주요 기압의 변화 값을 속성으로 하여 경위도 좌표로 선형 자료로 구축하였으며, 토지피복도는 풍속의 정확도를 높이기 위한 자료로 모델의 변수 조정에 사용하였다. 모든 자료를 전국을 1km 간격의 격자형자료로 변형하여 중첩할 수 있고, 태풍 풍속모델과 격자별 피해가능정도를 구할 수 있도록 하였다. 풍속에 대한모델의 정확도는 실제 기상측정지점의 측정값과 비교하여 검증과정을 거쳤으며(전체 평균 $R^2=0.68$), 변이가 큰 기상측정지점 변화를 준 보정과정을 통해 예측시스템의 정확도를 향상시켰다. 풍속에 따른 피해율을 적용한 피해민감도곡선을 주거지역, 공업지역, 기타지역으로 나누어 적용하고 실제 손해배상액과 비교해 본 결과, 과대평가된 부분과 과소평가된 부분을 동시에 관찰할 수 있었다 본 연구와 시스템 구축으로 민간보험사는 재보험 요율에 근거자료를 보유할 수 있을 뿐더러 유사 재해 시 대응할 수 있는 시나리오를 작동함으로 자원의 배분계획을 수립할 수 있고 대외적 신인도를 제고할 수 있을 것으로 예측된다. 향후 하천범람모형 및 태풍과 지진으로 인한 해일 모형, 내수 침수모형을 추가하여 종합적인 재해모형으로 완성할 예정이다.

• 한국수자원학회논문집
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• 제42권7호
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• pp.579-589
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• 2009

황강은 1989년 합천 본댐 및 조정지댐의 건설후 하도폭, 하상재료, 식생 및 하천구간내 사주의 형성 등 많은 하천 지형학적 변화가 있었다. 이러한 변화는 댐 건설후 흐름 및 유사이송의 변화에 기인한다. 합천댐은 약 591천 $m^3$/년의 유사를 차단한 것으로 파악되었다. 조정지댐 준공후 연최대피크 방류량은 654.7 $m^3$/s에서 126.3 $m^3$/s로 감소되었다 (댐건설전의 19.3%). 합천조정지댐 하류로부터 낙동강 합류점까지 45 km 구간의 1982, 1993 및 2004년의 항공사진을 분석한 결과 비식생하도폭(non-vegetated active channel width)은 평균 152m 감소되었다 (1982년의 약 47%). 비식생하도의 면적 역시 평균 6.6$km^2$ (1982년의 44%)가 감소하였다. 평균 중앙입경(D50)의 크기는 1983년 및 2003년에 1.07mm에서 5.72 mm로 평균 하상구배는 0.000943에서 0.000847로 각각 변하였다. 하상 세굴깊이는 조정지댐으로 부터 하류 20 km 구간에서 평균 약 2.6 m였다. 1차원 유사모형인 GSTAR-1D를 이용하여 장기하상변동을 예측하였는데 최심하상고는 2013-2015년 사이에 안정된 상태에 도달하는 것으로 나타났다. 합천 조정지댐에 의해 홍수기에 발생되는 흐름파가 하류 하천 지형변화에 미치는 영향을 파악하기 위해 해석적인 방법을 개발하고 유사모의모형으로 예측한 값과 비교 검토한 결과, 일주기파(daily pulse)와 홍수피크(flood peak)는 각각의 평균값이 흐를 때와 비교하여 하천지형변화에 훨씬 큰 영향을 미치는 것으로 나타났는데 이는 각각의 평균일 경우 보다 21%와 15%의 유사이송량의 증가를 보여주었다.

• 대한토목학회논문집
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• 제30권6B호
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• pp.589-598
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• 2010

하천단면의 형상이 복잡하고 교량이나 보등과 같은 수리구조물이 짧은 구간에 연속해서 설치되어 있는 경우, 흐름특성이나 하상변동 양상에 대한 분석이 매우 중요하다. 울산광역시를 관통하는 태화강의 삼호교 부근 약 250 m 구간에는 3개의 교량이 설치되어 있고, 상 하류에 각 1개씩의 지천이 유입되고 있어 홍수시 수위변화와 세굴 등에 의한 단면 변화가 크게 나타난다. 그럼에도 불구하고 태화강이 삼호교(구)를 기준으로 국가하천과 지방하천으로 나뉘는 구간이라는 이유로 상 하류 구간을 1차원 모형을 통해 따로 구분하여 분석하고 있다. 본 연구에서는 1차원 HEC-RAS 모형과 2차원 SMS 모형의 RMA2 모형을 이용하여 교량밀집과 지천유입에 따른 흐름특성을 상 하류 연계하여 비교 분석하였으며, SMS 모형의 SED2D 모형을 이용하여 같은 구간에 대한 하상변동 양상을 분석하였다. 그 결과 연속된 3개 교량에 대한 HEC-RAS 모형 과 RMA2 모형의 수위차는 0.87 m였고, SED2D 모형에 의한 하상변동 모의결과는 교각간격이 좁고 중간에 위치한 삼호교(문화재)에서 최대 0.231 m가 세굴되는 것으로 나타났다. 그러므로 하천기본계획시 교량밀집 지역이나 단면 및 흐름 변화가 심한 구간에 대해서는 2차원 모형에 의한 홍수위 산정과 교각의 세굴에 대한 대책이 필요하고, 국가하천 및 지방하천에 대한 통합적인 분석이 필요하다. 어지는 경우도 있었다. GQPM에 대한 10일강우예측은 첨두강수와 강수총량에 있어서 다소 과소한 모의값을 보이고 있으며, 강수보정효과도 RDAPS에 비하여 저조한 수준이었다. 이 부분은 강수예측의 사후보정으로는 한계가 있는 것으로 보여지며 원시예측모형의 안정화를 통하여 개선할 수 있는 부분으로 판단된다.

• 한국농공학회지
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• 제20권1호
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• pp.4592-4598
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• 1978

The purpose of this research is to find out mathemetically an economical intake water depth in the design of head works through the derivation of some formulas. For the performance of the purpose the following formulas were found out for the design intake water depth in each flow type of intake sluice, such as overflow type and orifice type. (1) The conditional equations of !he economical intake water depth in .case that weir body is placed on permeable soil layer ; (a) in the overflow type of intake sluice, {{{{ { zp}_{1 } { Lh}_{1 }+ { 1} over {2 } { Cp}_{3 }L(0.67 SQRT { q} -0.61) { ( { d}_{0 }+ { h}_{1 }+ { h}_{0 } )}^{- { 1} over {2 } }- { { { 3Q}_{1 } { p}_{5 } { h}_{1 } }^{- { 5} over {2 } } } over { { 2m}_{1 }(1-s) SQRT { 2gs} }+[ LEFT { b+ { 4C TIMES { 0.61}^{2 } } over {3(r-1) }+z( { d}_{0 }+ { h}_{0 } ) RIGHT } { p}_{1 }L+(1+ SQRT { 1+ { z}^{2 } } ) { p}_{2 }L+ { dcp}_{3 }L+ { nkp}_{5 }+( { 2z}_{0 }+m )(1-s) { L}_{d } { p}_{7 } ] =0}}}} (b) in the orifice type of intake sluice, {{{{ { zp}_{1 } { Lh}_{1 }+ { 1} over {2 } C { p}_{3 }L(0.67 SQRT { q} -0.61)}}}} {{{{ { ({d }_{0 }+ { h}_{1 }+ { h}_{0 } )}^{ - { 1} over {2 } }- { { 3Q}_{1 } { p}_{ 6} { { h}_{1 } }^{- { 5} over {2 } } } over { { 2m}_{ 2}m' SQRT { 2gs} }+[ LEFT { b+ { 4C TIMES { 0.61}^{2 } } over {3(r-1) }+z( { d}_{0 }+ { h}_{0 } ) RIGHT } { p}_{1 }L }}}} {{{{+(1+ SQRT { 1+ { z}^{2 } } ) { p}_{2 } L+dC { p}_{4 }L+(2 { z}_{0 }+m )(1-s) { L}_{d } { p}_{7 }]=0 }}}} where, z=outer slope of weir body (value of cotangent), h1=intake water depth (m), L=total length of weir (m), C=Bligh's creep ratio, q=flood discharge overflowing weir crest per unit length of weir (m3/sec/m), d0=average height to intake sill elevation in weir (m), h0=freeboard of weir (m), Q1=design irrigation requirements (m3/sec), m1=coefficient of head loss (0.9∼0.95) s=(h1-h2)/h1, h2=flow water depth outside intake sluice gate (m), b=width of weir crest (m), r=specific weight of weir materials, d=depth of cutting along seepage length under the weir (m), n=number of side contraction, k=coefficient of side contraction loss (0.02∼0.04), m2=coefficient of discharge (0.7∼0.9) m'=h0/h1, h0=open height of gate (m), p1 and p4=unit price of weir body and of excavation of weir site, respectively (won/㎥), p2 and p3=unit price of construction form and of revetment for protection of downstream riverbed, respectively (won/㎡), p5 and p6=average cost per unit width of intake sluice including cost of intake canal having the same one as width of the sluice in case of overflow type and orifice type respectively (won/m), zo : inner slope of section area in intake canal from its beginning point to its changing point to ordinary flow section, m: coefficient concerning the mean width of intak canal site,a : freeboard of intake canal. (2) The conditional equations of the economical intake water depth in case that weir body is built on the foundation of rock bed ; (a) in the overflow type of intake sluice, {{{{ { zp}_{1 } { Lh}_{1 }- { { { 3Q}_{1 } { p}_{5 } { h}_{1 } }^{- {5 } over {2 } } } over { { 2m}_{1 }(1-s) SQRT { 2gs} }+[ LEFT { b+z( { d}_{0 }+ { h}_{0 } )RIGHT } { p}_{1 }L+(1+ SQRT { 1+ { z}^{2 } } ) { p}_{2 }L+ { nkp}_{5 }}}}} {{{{+( { 2z}_{0 }+m )(1-s) { L}_{d } { p}_{7 } ]=0 }}}} (b) in the orifice type of intake sluice, {{{{ { zp}_{1 } { Lh}_{1 }- { { { 3Q}_{1 } { p}_{6 } { h}_{1 } }^{- {5 } over {2 } } } over { { 2m}_{2 }m' SQRT { 2gs} }+[ LEFT { b+z( { d}_{0 }+ { h}_{0 } )RIGHT } { p}_{1 }L+(1+ SQRT { 1+ { z}^{2 } } ) { p}_{2 }L}}}} {{{{+( { 2z}_{0 }+m )(1-s) { L}_{d } { p}_{7 } ]=0}}}} The construction cost of weir cut-off and revetment on outside slope of leeve, and the damages suffered from inundation in upstream area were not included in the process of deriving the above conditional equations, but it is true that magnitude of intake water depth influences somewhat on the cost and damages. Therefore, in applying the above equations the fact that should not be over looked is that the design value of intake water depth to be adopted should not be more largely determined than the value of h1 satisfying the above formulas.

• 한국수자원학회논문집
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• 제47권4호
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• pp.371-384
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• 2014

본 논문에서는 천리안(Communication, Ocean and Meteorological Satellite; COMS)과 TRMM(Tropical Rainfall Measurement Mission)을 통하여 관측한 위성영상자료를 이용한 극치강우(Extreme Rainfall) 추정 알고리즘을 개발하였으며, 2011년 7월 집중호우를 대상으로 그 적용성을 평가하였다. TRMM/PR(TRMM/Precipitation Radar)과 AWS(Automatic Weather System) 자료를 이용하여 고도에 따른 멱급수 회귀방정식으로 Z-R관계식을 추정한 결과 $Z=303R^{0.72}$를 산출하였으며, 지상관측 자료와 비교한 결과 상관계수가 0.57로 분석되었다. 이 값과 TRMM/VIRS(TRMM/Visible Infrared Scanner)와의 관계를 이용하여 극치강우알고리즘을 개발하였으며, 천리안 위성에 적용하여 10분강 우를 추정한 결과 강우강도가 큰 경우에는 과소 추정하는 경향이, 작은 경우에는 과대 추정하는 경향이 있는 것으로 분석되었으나, 전반적인 패턴은 관측과 유사한 경향이 있는 것으로 분석되었다. 또한 이 알고리즘을 같은 센서를 이용하는 천리안 위성에 적용하여 AWS의 상관관계를 분석한 결과, 10분 강우량의 경우 상관계수는 0.517로 평균제곱근 오차는 3.146으로 분석되었고, 공간 상관행렬 오차의 평균은 -0.530~-0.228의 음의 상관을 보이는 것으로 분석되었다. 위성자료를 이용한 극치강우량 추정의 오차 발생 원인은 여러 가지 외부적인 요인으로 판단되며, 지속적인 알고리즘 개선 및 오차보정을 통한 정확도 개선이 필요한 것으로 사료된다. 본 연구의 결과는 추후 다양한 정지궤도위성의 이용을통 한 다중 원격탐사자료의 활용으로 보다 정확한 미계측 유역 수문자료 확충 및 실시간 홍수 예 경보 시스템 구축에 활용이 가능할 것으로 사료된다.