• 한국수자원학회논문집
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• 제40권1호
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• pp.51-62
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• 2007

횡월류위어의 월류량을 산정하기 위해서는 횡월류위어의 흐름특성을 분석하고 유량계수를 산정하는 것이 필요하다. 본 연구에서는 수리실험을 통하여 직사각형, 삼각형 횡월류위어에 대하여 본류의 Froude 수, 횡월류위어의 폭, 위어정각 등의 형상변화에 따른 유량계수를 산정하였다. 횡월류위어의 유량계수는 횡월류위어의 형상 및 기하학적 조건과 본류의 Froude수에 따라 변하는 것으로 나타났다. 다중 회귀분석을 통하여 직사각형과 삼각형 횡월류위어의 유량계수식을 제시하였으며, 측정된 월류량과의 비교 분석을 통해 적용성을 확인하였다.

• 대한토목학회논문집
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• 제31권1B호
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• pp.63-70
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• 2011

횡월류위어를 천변저류지 등의 유입부에 설치하기 위해서는 정확한 월류량을 산정하는 것이 선행되어야 한다. 본 연구에서는 실제 하천에 적용성이 높을 것으로 판단되는 사다리꼴 수로의 광정횡월류위어에 대한 수리실험을 실시하였고, 유량계수산정을 위하여 상류 Froude수, 위어높이, 위어길이, 본류수로폭, 수로경사 등을 고려하였다. 분석결과 광정횡월류위어에서 $h/y_u$, $L/y_u$, $Fr_u$의 중요도가 큰 것을 확인하였고, 다중회귀분석을 통해 유량계수식을 제시하였다. 또한 기존 연구자들의 실험자료와 본 실험의 연구자료를 비교하였으며, 측정된 월류량과 계산된 월류량을 비교하여 유량계수식의 적용성을 확인하였다.

• 한국방재안전학회논문집
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• 제8권1호
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• pp.5-13
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• 2015

본 연구는 수치모형을 이용하여 만곡수로 외측에 설치된 횡월류 위어의 곡률반경에 대한 횡월류 유량계수를 분석한 연구이다. 곡률반경의 변화에 따른 만곡부의 중심각이 $180^{\circ}$인 수로모형을 설계하였으며, FLOW-3D모형에 적용하여 유량계수를 산정하고 직선 수로와 비교하는 방법으로 유량계수의 특성을 분석하였다. 모형의 적용성 검증을 위해 기존에 연구되었던 수리실험과 동일한 조건의 수치모의를 수행하였다. 하폭(b)을 고정시키고 곡률반경($R_c$)을 변화시킴으로써 $R_c/b$의 변화에 따른 유량계수($C_M$)의 변화를 분석하고, 만곡수로의 월류량($Q_{wc}$)에 대한 직선수로의 월류량($Q_{wc}$)의 비를 분석하였다. 분석결과 유량계수는 상류수심, 만곡수로의 곡률반경의 변화에 따라 유량계수는 변화하였으며, 직선과 만곡수로에 대해 분석을 수행하였기 때문에 직선수로의 영향인자를 이용하여 만곡수로에 설치된 횡월류 위어의 월류량과 유량계수를 추정 가능 할 것이라 판단된다.

• 대한토목학회논문집
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• 제28권1B호
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• pp.11-20
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• 2008

본 연구에서는 국내 중소규모 댐의 대부분을 차지하는 자연 월류형 여수로의 홍수배제능력 증대를 위해 여수로의 월류부 형상 개선에 따른 배제유량을 분석하였다. 대표적인 댐으로서 대수호지를 선정하였으며 여수로 배제유량 분석을 위해 3차원 수리해석 프로그램인 FLOW-3D를 적용하였다. 여수로 개축모형으로서 직선형 래버린스위어 및 곡선형 래버린스위어를 적용하여 각 모형별 월류양상 및 방류량을 현 상태인 선형 측수로식 여수로와 비교하였다. 수치해석 결과의 검증을 위해 Froude 상사법칙에 의해 1/40로 축소된 수리모형 실험 자료와 비교해 본 결과 측수로 내 흐름 및 월류양상이 서로 잘 일치하였으며 측벽 옹벽에서의 수위도 근사하였다. 설계홍수위 시 위어형상 별 측수로 내 월류양상을 비교해 보면 선형 측수로 여수로의 경우 위어를 통과한 측수로 내 흐름이 원활하였으나 직선형 및 곡선형 래버린스위어의 경우 방류량이 현 상태에 비해 40 cms 증가하여 위어를 월류한 흐름이 수면 위를 타고 반시계 방향으로 돌게 되며 잠류가 발생되는 것으로 나타났다. 저수지 수위-방류량 모의 결과 직선형 및 곡선형 래버린스위어 모두 현 상태인 선형 측수로식 위어에 비해 유효길이를 더 확보할 수 있어서 저수위에서는 최대 71%의 방류량 증가 효과를 보였지만 수위가 증가함에 따라 측수로 내 잠류가 발생하고 수맥간섭이 심해져 방류곡선의 경사가 점차 완만해졌다.

• 한국수자원학회논문집
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• 제40권3호
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• pp.277-286
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• 2007

사다리꼴단면을 가진 광정횡월류위어에서의 흐름특성을 3차원 수치모의를 통해 분석하였다. 본 연구결과， 본류 수로의 푸르드수가 증가함에 따라 월류유량비와 횡월류 유량계수는 감소하는 경향을 보였다. 그리고 횡월류 유량이 증가하면서 월류부 하류 수로의 주흐름구간은 축소되며，횡윌류위어의 대안 측에 형성되는 재순환영역의 크기는 증가하는 양상을 보였다. 횡월류위어 측에서의 주흐름방향 수위분포는 위어 시점부에서 급격히 하강하여 점차 증가하다 위어 종점부에서 급격히 상승했다 하강하는 양상을 보이는데, 위어 종점부에서 수위가 급히 상승하는 원인은 위어의 종점부가 흐름의 장애물로 작용하기 때문이다.

• 한국수자원학회논문집
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• 제48권11호
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• pp.957-967
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• 2015

측면 위어의 수위-유량 관계가 알려지지 않더라도, 저류지에 의한 홍수 조절 효과를 평가할 수 있는 2차원 수치모의에 대해 검토하였다. 수치해법으로서 천수방정식에 대해 유한체적법을 적용하고, 흐름률의 정확한 계산을 위해 근사 Riemann 해법을 도입하여 수심적분 2차원 수치모형을 구성하였다. 모의 결과를 수로와 저류지에서 자유월류와 잠긴 흐름이 발생되는 실험실 실험의 결과와 비교하였다. 자유 월류 상태에서 예측된 측면 위어의 유량 계수와 실험에 의한 그것 사이의 차이는 매우 작았다. 또한, 잠긴 흐름에 대한 모의 결과도 측정 결과와 잘 일치하였으며, 그 기구가 잘 재현되었다. 이 연구를 통해 2차원 수치모형으로 측면 위어에 대한 유량 계수를 정확하게 결정할 수 있으며, 저류지에 대한 홍수 방어능력의 검토 또한 상당한 수준의 정확도로 이루어질 수 있음이 확인되었다. 따라서 저류지의 계획, 설계안의 검토, 관리를 위한 기존 저류지의 평가 등에 이 모형의 실용적인 적용이 기대된다.

• 한국수자원학회논문집
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• 제45권5호
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• pp.495-503
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• 2012

하천에 설치되는 강변저류지의 효율적 설계를 위해서는 정확한 부정류 흐름 해석이 반드시 필요하다. 일반적으로 하천의 부정류 수치모의는 1차원 부정류 수치모형인 HEC-RAS를 많이 사용하고 있다. 하지만 강변저류지가 있는 하도에서의 부정류 흐름에 대한 수리실험과 현장 모니터링 자료가 거의 없기 때문에 HEC-RAS를 이용한 부정류 수치모의 결과의 신뢰도를 확신하기가 어렵다. 따라서 본 연구에서는 부정류 수리실험을 수행하여 강변저류지가 있는 하도에서의 HECRAS를 이용한 부정류 수치모의 적용성을 검토하였다. HEC-RAS 적용성 검토는 직선수로에 강변저류지가 설치되어 있거나 그렇지 않은 경우에 대해 부정류 수리실험을 실시하여 측정된 결과와 비교하여 평가하였다. 특히, 강변저류지가 설치되어 있는 경우는 강변저류지의 저류용량이 충분하여 하도에서 강변저류지로 통하는 위어에 완전 횡월류 흐름만 발생하는 경우에 대해 실험을 수행하였다. 강변저류지가 설치되지 않은 직선수로에 대한 HEC-RAS의 수위 계산 결과는 최대 3% 오차를 유량은 최대 1% 오차를 보였으며, 강변저류지가 설치된 경우의 HEC-RAS 수위 계산 결과는 최대 4% 오차를 유량은 최대 2% 오차를 나타냈다.

• 한국수자원학회논문집
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• 제49권11호
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• pp.941-949
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• 2016

국본 연구에서는 본류수로의 제방사면경사($ES_{ch}$)에 따른 광정횡월류위어에서의 흐름변화를 수리모형실험을 통해 분석하고, 그에 따른 유량계 수산정식을 제시하였다. 제방사면경사는 실제 하천에서의 적용성을 고려하여 1:0.5, 1:1, 1:2를 선정하였다. 제방사면경사가 포함된 광정횡월류위어의 유량계수산정식은 기존의 유량계수산정식 보다 합리적이고 적용성이 높은 것으로 확인되었다. 다중회귀분석결과 변수 중 본류수로의 제방사면경사($ES_{ch}$)>횡월류위어높이-상류수심비($h/y_u$)>횡월류위어길이-상류수심비($L/y_u$)>상류 푸르드수($Fr_u$)의 순서로 중요도가 높은 것으로 나타났다. 특히 기존의 연구와 개수로 흐름에서 가장 중요한 인자인 Froude수가 포함되지 않은 유량계수산정식을 제안하였으며, 그 적용성도 높은 것으로 나타났다.

• 환경영향평가
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• 제19권2호
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• pp.153-168
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• 2010

The objectives of this study are to analyze flow characteristics for a side weir, which is an inlet structure for flow discharge reduction in the main channel through 3 dimensional numerical analysis and to understand the efficiency of the overflow effect at the side weir. In this study over 40 simulations using FLOW-3D, a computational fluid dynamics program were conducted, and the results were analyzed to find the influence of the flow hydraulics, geometry, channel and weir shapes on the coefficient. It is especially considered the relatively high stage in downstream that may cause flow within channel to be backed up along the channel. Additionally by setting up the scale of simulations much larger than the existing test equipment designed by other researchers, it is intended to analyze more accurate hydraulic behavior along with the realistic hydraulic features such as structures and volumes of flow. The results show that for design with subcritical flow only if the Froude number of upstream is sustained below 0.5 and the length of weir is 33-100% of the width of channel, it is expected to improve the efficiency of the overflow over a side weir.

• 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.