• 대한토목학회논문집
• /
• 제38권6호
• /
• pp.819-829
• /
• 2018

한강 하구 신곡수중보 하류에서 하상변동 조사를 실시하고 평균 하상고와 하상변동량을 계산하여 하상변동 경향에 대해 검토하였다. 저수로 하상변화에 초점을 맞추기 위해 부등류 계산을 통한 시행착오법으로 '저수로 만제 유량'을 설정하여 평균 하상고를 산정하였다. '평균 하상'을 기준으로 계산된 하상변동량 덕분에 여러 시기 하상을 일관된 기준으로 비교할 수 있었다. 한강 하구에서 하상변동 경향은 홍수에 따른 저하와 비홍수기 조석에 따른 상승의 순환으로 드러났다.

• 한국환경과학회지
• /
• 제20권5호
• /
• pp.555-564
• /
• 2011

This study examines the potential restoration of abandoned channels of the Mangyeong River in South Korea. To analyze the morphological changes and equilibrium conditions, a flow duration analysis was performed to obtain the discharge of 255 m3/s with a recurrence interval of 1.5 year. It is a gravel-bed stream with a median bed diameter of 36 mm. The reach-averaged results using HEC-RAS showed that the top width is 244 m, the mean flow depth is 1.11 m, the width/depth ratio is very high at 277, the channel velocity is 1.18 m/s, and the Froude number is also high at 0.42. The hydraulic parameters vary in the vicinity of the three sills which control the bed elevation. The total sediment load is 6,500 tons per day and the equivalent sediment concentration is 240 mg/l. The Engelund-Hansen method was closer to the field measurements than any other method. The bed material coarser than 33 mm will not move. The methods of Julien-Wargadalam and Lacey gave an equilibrium channel width of 83 m and 77 m respectively, which demonstrates that the Mangyeong River is currently very wide and shallow. The planform geometry for the Mangyeong River is definitely straight with a sinuosity as low as 1.03. The thalweg and mean bed elevation profiles were analyzed using field measurements in 1976, 1993 and 2009. The measured profiles indicated that the channel has degraded about 2 m since 1976. The coarse gravel material and large width-depth ratio increase the stability of the bed material in this reach.

• 한국수자원학회논문집
• /
• 제47권12호
• /
• pp.1213-1225
• /
• 2014

본 연구에서는 혼합사로 구성된 망상하천에서 사주의 변화와 하상토 분급현상을 실내실험을 통하여 파악하였다. 하상경사가 급한 하도에서 유사 유출량은 시간의 변화에 따라 매우 불규칙하지만, 경사가 완만한 하도에서 유사 유출량은 규칙적이고, 일정한 주기를 나타내었다. 또한 2중 퓨리에 해석을 통하여 지배적인 사주의 특성과 진폭을 분석하였다. 하상고가 상승하면 무차원 하상토 입경은 작아졌지만, 하상고가 저하되면 무차원 하상토 입경은 커졌다. 기층에서 무차원 한계소류력과 표층에서 무차원 한계 소류력의 비가 증가하면, 표층에서 평균입경과 무차원 하상토 중앙입경이 작아졌다. 또한 국부적으로 하상경사가 증가하면서, 유사의 선택적 이동에 의하여 하상토가 분급되고, 평면적으로 입경이 불균일하게 분포하는 분급 특성이 나타났다.

• Maxillofacial Plastic and Reconstructive Surgery
• /
• 제39권
• /
• pp.2.1-2.6
• /
• 2017

Background: All clinicians are aware of the difficulty of installing a dental implant in posterior maxilla because of proximate position of maxillary sinus, insufficient bone width, and lower bone density. This study is to examine which factors will make the implantation in the posterior maxilla more difficult, and which factors will affect the postoperative implant stability in this region. Methods: Five hundred seventy-three fixtures on the maxilla posterior were included for this study from all the patients who underwent an installation of the dental implant fixture from January 2010 to December 2014 at the Department of Oral and Maxillofacial Surgery in Pusan National University Dental Hospital (Yangsan, Korea). The postoperative implant stability quotient (ISQ) value, fixture diameter and length, presence of either bone graft or sinus lift, and graft material were included in the reviewed factors. The width and height of the bone bed was assessed via preoperative cone beam CT image analysis. The postoperative ISQ value was taken just before loading by using the OsstellTM $mentor^{(R)}$ (Integration Diagnostics AB, Gothenburg, Sweden). The t test and ANOVA methods were used in the statistical analysis of the data. Results: Mean ISQ of all the included data was 79.22. Higher initial bone height, larger fixture diameter, and longer fixture length were factors that influence the implant stability on the posterior edentulous maxilla. On the other hand, the initial bone width, bone graft and sinus elevation procedure, graft material, and approach method for sinus elevation showed no significant impact associated with the implant stability on the posterior edentulous maxilla. Conclusions: It is recommended to install the fixtures accurately in a larger diameter and longer length by performing bone graft and sinus elevation.

• 한국해안해양공학회지
• /
• 제4권2호
• /
• pp.91-107
• /
• 1992

Heaps(1972)가 사용한 천해균질류에 대한 선형 기본방정식을 수심평균류속과 해수면변리를 계산하는 External mode와 수심변이 유속을 계산하는 Internal mode로 분리시킨 다음, Internal mode식에 Galerkin Method를 적용하였다. Internal mode유속을 수평좌표, 시간에 따라 변하는 계수와 대직좌표에 따라 변하는 Basis function들의 곱의 형태로 선형전개하며, 난류확산계수를 포함하는 2차미분항으로부터 해수면에 Homogeneous boundary condition과 해저면에 Sheared boundary condition이 가해지는 Sturm-Liouville system을 구성, Eigenfunctions 해를 구하여 Basis function으로 사용하였다. 모델의 성능을 검토하기 위하여 수립된 모델을 정상균일풍이 가해지는 1차원 수노에 적용하여 Cooper and Pearce(1977)가 제시한 해저면 비활동조건하의 무한 및 유한수노 연직류원분포에 대한 해석각와 비교하였으며, North Sea 규모의 등수심 장방형 Basin(Heaps' Basin)에 적용하여 정상균일풍에 대한 Heaps(1972)의 계산결과와 비교하였다.

• 한국수자원학회논문집
• /
• 제42권12호
• /
• pp.1113-1124
• /
• 2009

구하도 및 폐천복원은 하천에서의 이수와 치수적인 기능뿐만 아니라 환경 및 생태 서식처 기능을 강화하고 개선하기 위한 여러 방법들 중 하나이며 이러한 구하도를 복원하기 위해서는 주수로와의 하도 안정성을 고려하여 횡단면 형태를 결정하고 하도선형을 설계하게 된다. 이러한 하도설계시 기준이 되는 유량이 반드시 필요하며 이 기준유량을 하도형성유량 또는 지배유량이라고 한다. 일반적으로 하도형성유량을 산정하는 방법으로는 만제유량, 특정 재현기간별 유량, 유효유량을 계산하여 결정하는 방법이 있다. 본 연구에서는 구하도 복원 사업이 시행되는 청미천 구간에 대해 만제유량, 특정 재현기간별 유량, 유효유량을 산정하여 상호 관계를 분석하고 과거의 하상변동 특성 자료와 비교하여 연관성을 평가하였다. 청미천 구하도 복원구간의 만제유량은 HEC-RAS 자료를 이용하여 만제수위에 해당되는 유량으로 산정하였으며 488 $m^3/s$인 것으로 나타났고 이는 1.5년과 2년 빈도 사이의 유량에 포함되는 것으로 나타났다. 또한 유사량 자료와 과거 일유량 자료를 이용하여 계산된 유효유량은 만제유량보다 큰 값을 갖는 것으로 나타났다. 과거 측량자료 분석에 의하면 청미천의 대상구간 하도는 1994년에 비해 2008년 현재 하도가 침식된 것으로 나타났으며 이는 유효유량을 소통시킬 수 있는 형태로 하도가 진화하고 있다는 것을 의미하며 곧 하천이 안정한 상태로 변화하고 있다는 것을 의미한다.

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