서 론
사례 터널 바닥부 융기 현황
융기 구간 지질 특성
단층대 특성과 지질 단위의 구분
융기 구간의 단층대 및 지질 모델
단층대의 융기 거동 특성 평가
압착 거동 평가
단층대와 융기 구간의 범위
토 의
결 론
서 론
터널의 시공과 운용이 확대되고 있는 과정에서 국내의 철도 및 도로 등 공용 중인 터널의 바닥부 융기(tunnel floor heave) 문제에 대한 학술적 보고가 최근 들어 급격히 증가하고 있다(Kim, 2020; Kim et al., 2025; Park and Kim, 2025; You et al., 2025; Yu et al., 2025). 공용 중인 터널의 바닥부 융기는 교통 장애 등으로 인한 사회적 비용을 지속적으로 발생시킬 뿐 아니라 터널의 장기적인 구조적 안정성을 위협할 수 있는 우려가 있어 터널과 관련된 중요한 연구 주제 중 하나로 주목받고 있다(Jethwa et al., 1984; Aydan et al., 1993; Barla, 1995; Dalgıç, 2002; Lee et al., 2013).
Lee et al. (2013)은 터널 바닥부 융기를 일으키는 요인으로 지반의 팽창(swelling), 압착(squeezing), 지진(earthquake), 높은 지하수압(high groundwater pressure), 산사태(landslide), 단층 운동(fault movement) 등을 열거한 바 있다. Shimamoto et al. (2022)은 그중에서도 터널 바닥부 지반의 시간 의존적 압착 거동과 팽창 거동이 바닥부 융기의 주요 원인인 것으로 지목하였다. 국내의 경우, 터널 바닥부 융기 문제의 대부분이 지반의 시간 의존적 압착 거동에 의한 것으로 보고되었으며, 특히 단층대의 발달과 밀접히 연관되어 있는 것으로 분석되었다(Kim, 2020; You et al., 2025; Yu et al., 2025; Na et al., 2026).
터널 바닥부 융기 문제에 대한 국내 연구는 대부분 터널 지보 또는 공용 중 보강 목적의 수치 해석적 성과에 기반하여 수행되어 왔으며, 터널 주변 지반의 단층대 등 지질학적 이상대에 대한 지질공학적 특성과 대응에 대해서는 상대적으로 상세하게 다루어지지 못한 측면이 있다. 이 논문에서는 수년에 걸쳐 바닥부 융기가 지속적으로 발생하고 있는 도로 터널의 사례를 대상으로, 바닥부 융기의 지질공학적 영향 요인, 특히 단층대의 발달 상태와 그 영향을 분석하고 보강 범위 설정에 대한 시사점을 도출하였다. 이를 위하여 융기 구간의 변상 상태와 융기 모니터링 자료, 시공 중 수행된 굴진면 조사 자료 및 공용 중 추가로 실시한 지반조사 자료를 종합하여 단층대 발달 상태를 포함한 융기 구간의 지질공학적 특성을 분석하였다. 또한 단층대의 지질공학적 특성이 융기에 미치는 역할 및 영향 범위를 평가하여 시공 중 또는 공용 중 보강 구간 설정에 활용할 수 있도록 하였다.
사례 터널 바닥부 융기 현황
사례 터널은 경상북도 경주시 토함산을 관통하는 4,345 m의 도로 터널로서 2004년 착공되어 2014년 12월 개통된 쌍굴 터널이다. 터널이 위치한 지역은 중생대 백악기 셰일과 이를 관입한 화강암을 기반암으로 하며, 신생대 신진기(또는 제3기)에 형성된 와읍분지의 송전층을 구성하는 역암층이 기반암 상위에 부정합으로 분포하고 있다(Son et al., 2013). 융기 구간은 신진기 와읍분지를 형성한 분지 경계 단층 인근으로, 터널은 심도 170 m에서 신생대 역암층 하부의 백악기 화강암을 관통하고 있다. 분지 경계 단층인 외동 단층은 수 km의 연장을 가지며 북북동 주향의 고각으로 동경사하는 정단층으로 알려져 있으며, 사례 터널 인근의 다른 터널에서도 터널 바닥부 융기에 영향을 끼친 것으로 보고된 바 있다(Yu et al., 2025).
융기 구간의 시설물은 Fig. 1a와 같이 N78°E 방향의 터널 축을 가지는 폭 12.1 m의 남측 터널(southern tunnel)과 북측 터널(northern tunnel), 그리고 남측 터널의 STA. 4+750 부근에서 두 터널을 연결하는 3.4 m 폭의 대인용 피난연결통로(emergency cross passage)로 구성되어 있다. 두 터널과 연결통로 모두 터널 바닥부에 인버트 라이닝(invert lining)이 설치되어 있지 않다.
Fig. 1.
Overview of the case study tunnel and floor heave conditions: (a) general layout of the tunnel, investigation locations, and pavement cracks, (b) and (c) road surface monitoring results for the southern tunnel during the period from 12 January 2017, to 18 February 2021, and (d) pavement elevation survey results for the southern tunnel obtained in August 2025. NL, NC, and NR denote the left, center, and right survey lines of the northern tunnel, respectively, whereas SL, SC, and SR denote the left, center, and right survey lines of the southern tunnel, respectively.
최초로 융기 현상이 보고된 시점은 2016년 4월이며, 그 이후 수차례의 융기부 절삭 등 보수 공사가 실시되어 2019년 3월에는 터널 바닥부 굴착 후 콘크리트 재포장, 2023년 9월에는 콘크리트 포장 제거 후 아스콘 재포장이 이루어졌다. 융기 현상은 남측 터널에서 연결통로 서편인 STA. 4+730–4+750 구간, 북측 터널에서 연결통로 동편인 STA. 4+730–4+750 구간에서 집중적으로 관찰되었다. 해당 구간에서는 터널 바닥부와 이와 연결된 측벽부에서 종, 횡방향의 균열이 관찰되었으며, 남측 및 북측 터널 바닥부의 균열 발생 구간은 Fig. 1a의 평면도 상에서 북북동 방향의 대상 배열을 보이고 있다.
2017년 1월 12일부터 2021년 2월 18일까지 1,500일 동안 남측 터널의 좌측(SL), 중앙(SC), 우측(SR) 선과 북측 터널의 좌측(NL), 중앙(NC), 우측(NR) 선 상의 5 m 간격 측점에서 지표침하계를 이용하여 터널 바닥부 노면 융기량을 모니터링하였다. 2019년 4월 5일 융기량의 증가로 인하여 노면을 재굴착하여 재포장하고 모니터링을 재개하였다. Fig. 1b는 남측 터널 바닥부 노면 융기량을 도시한 것으로 모니터링 전 기간에 걸쳐 지속적으로 융기가 진행되고 있는 것을 보여준다. 재포장 이전의 최대 융기량은 남측 터널 좌측선 SL의 STA. 4+746 지점의 72.1 mm이며, 33.0 mm/year의 융기 속도를 보인다. 재포장 이후에도 초기 일부 구간을 제외하면 남측 터널 중앙선 SC의 STA. 4+746 지점에서 최대 융기량 63.1 mm와 33.6 mm/year의 융기 속도가 확인되어 약 4년 동안 유사한 속도의 바닥부 융기가 지속되었음을 보여준다.
Fig. 1c는 각 측점에서 재포장 전후의 융기량 자료를 합산하여 도시한 것으로, 남측 터널의 최대 융기량은 중앙선(SC) STA. 4+746 지점의 127.0 mm로 31.4 mm/year의 융기 속도를 보이며, STA. 4+736–4+746 구간에서 융기량이 급격히 증가한다. 북측 터널의 최대 융기는 중앙선(NC) STA. 4+751 지점에서 80.8 mm로 발생하였으며, 19.9 mm/year의 융기 속도를 보여 남측 터널의 융기량 및 융기 속도에 비해 다소 낮은 값을 보이나 남측 터널과 동일하게 모니터링 전 기간에 걸쳐 지속적으로 융기량이 증가하며, STA. 4+741–4+751 구간에서 급격한 융기량의 증가를 보인다.
2023년 9월의 아스콘 재포장 이후, 2025년 2월 및 8월 2차례에 걸쳐 도로 포장면 고도(pavement elevation)를 측량하였다. 남측 터널에서는 좌측, 중앙, 우측선 상에서 STA. 4+691–4+791 간 100 m 구간의 포장면 고도를 2.5–5.0 m 간격으로 측량하여, 기준 노면과의 고도차인 상대 고도(relative elevation)가 양(+)의 값을 보이는 구간을 융기 구간으로 추정하였다. 2025년 2월 1차 측량 자료에서 확인된 남측 터널의 융기 구간은 STA. 4+727.5–4+755.0으로 27.5 m이며, 최대 고도차는 피난연결통로와 인접한 좌측선(SL)의 STA. 4+745에서 223.0 mm로 분석되었다. Fig. 1d는 2025년 8월의 2차 측량 자료로서, 남측 터널의 융기 구간은 STA. 4+727.5–4+755.0으로 재차 확인되었으며, 최대 고도차는 1차 측량과 동일한 좌측선(SL)의 STA. 4+745에서 231.0 mm로 나타나 6개월 전에 비해 8.0 mm 증가하였다. 특히 중앙선(SC)의 STA. 4+747.5 지점에서는 1차 측량에서 84.0 mm의 상대 고도가 측정되었으나, 2차 측량에서는 107.0 mm의 상대 고도가 측정되어 23.0 mm의 추가 융기 발생이 확인되었다.
북측 터널에서도 동일한 포장면 고도 측량이 이루어졌으며, 2025년 2월 1차 측량에서 북측 터널의 융기 구간은 STA. 4+736.0–4+761.0으로 연장 25 m, 최대 고도차는 좌측선(NL)의 STA. 4+753.5에서 121.8 mm로 분석되었다. 2025년 8월의 2차 측량 자료에서는 융기 구간이 STA. 4+731.0–4+761.0으로 터널의 서편으로 5 m 확장되었으며, 최대 고도차는 1차 측량과 동일한 지점인 좌측선(NL)의 STA. 4+753.5에서 130.0 mm로 1차 측량에 비해 8.0 mm 증가하였다. 특히 중앙선(NC)의 STA. 4+751.0 지점에서는 1차 측량 고도차가 84.0 mm인 데 비해 2차 측량에서는 96.0 mm로 12.0 mm 증가하는 등 북측 터널에서도 지속적으로 융기가 발생하는 것으로 분석되었다.
사례 터널의 융기 현황을 종합 분석한 결과, 남측 터널이 북측 터널에 비해 융기량 및 융기 속도가 상대적으로 크나, 두 터널 모두 2014년 개통된 이후 10년 이상 지속적으로 바닥부 융기가 진행되었으며, 융기 구간의 범위 역시 확장되는 경향을 보인다. 또한 두 터널의 융기 및 변상 구간은 피난연결통로를 기준으로 각각 남측 터널 서측과 북측 터널 동측에 형성되어 있으며, 이의 배열은 외동단층의 주향과 유사한 북북동 방향이다.
융기 구간 지질 특성
단층대 특성과 지질 단위의 구분
단층대(fault zone)는 Fig. 2a와 같이 대부분의 변위가 집중되는 단층핵(fault core)과 이를 둘러싼 단층손상대(fault damage zone) 및 전이대(transitional zone)로 구성된다(Chester and Logan, 1987; Caine et al., 1996; Cello et al, 2001; Faulkner et al., 2003; Choi et al., 2016). 단층핵은 단일 슬립면(single slip surface)으로 나타날 수 있으나, 고결되지 않은 점토질의 단층가우지(fault gouge)나 단층각력(fault breccia) 또는 지화학적 변질대(altered zones)을 형성할 수 있으며, 카타클라사이트대(cataclasite zones)로 나타날 수 있다(Caine et al., 1996). 단층손상대는 단층핵에 비해 상대적으로 낮은 변형 상태를 보이며, 부수 단층(subsidiary fault), 단열(fracture), 맥(vein) 또는 관련 습곡이 수반되기도 한다. 구조물의 안정성을 심각하게 저해하는 점토질 단층핵은 낮은 투수율로 지질 매체 내 유체 이동의 장벽(barrier)이 될 수 있는 반면, 단층손상대는 파쇄대(fracture zone)의 발달로 인하여 유체 유동 통로로 작용할 수 있다(Faulkner et al., 2010). 이 논문에서는 국부적으로 단층가우지가 협재하는 전이대를 단층손상대에 포함하여 분석하였다.
Fig. 2.
Characteristics of the fault zone: (a) conceptual fault zone architecture after Choi et al. (2016), (b) fault core identified in the BH-6 drillcore, and (c) borehole logs and seismic tomogram of the southern tunnel section.
융기 구간의 지질 상태 파악을 위하여 Fig. 1a와 같이 북측 터널 내에서 3개소(BH-1, 2, 3), 남측 터널 내에서 3개소(BH-4, 5, 6)를 시추 조사하였다. 또한 남측 터널의 3개 시추공을 이용하여 탄성파 토모그래피 탐사를 실시하였다. Fig. 2b의 BH-6 시추코어에서 터널 노면을 기준으로 심도 11.2–11.5 m 구간에서 약 70°의 경사각을 보이는 카타클라사이트 조직의 변질되지 않은 단층각력대가 뚜렷이 관찰되며, 심도 11.5 m에서 시추가 종료된 심도 16.0 m까지 일부 각력을 포함한 점토질 변질대(clay-rich altered zone)가 확인된다. BH-6 시추 코어의 심도 11.2 m에서 16.0 m까지의 단층각력대와 점토질 변질대 구간을 단층핵으로 정의하였으며, 16.0 m인 시추 종료 심도를 고려하면 이보다 더 깊은 심도까지 단층핵이 연장될 수 있다. ISRM (Brown, 1981) 및 NAVFAC (1986)의 점성토 또는 세립토 구분에 따르면 변질되지 않은 단층각력대의 기질(matrix)과 단층핵의 대부분을 차지하는 점토질 변질대는 엄지손가락으로 잘 눌리지 않으나, 손톱으로는 쉽게 자국을 낼 정도의 매우 단단한 상태(very stiff consistency)를 보인다.
BH-6 심도 11.2 m 상부의 시추 코어에서는 하부 단층핵과 같은 두꺼운 점토질 단층 물질이 관찰되지는 않으나, 최상부의 콘크리트층을 제외하면 부분적으로 파쇄대와 미세 균열이 발달하고 단층가우지가 얇게 협재하며 일부 변질상이 관찰되는 화강암이 관찰되어 이를 단층핵 상부의 단층손상대로 정의하였다(Fig. 2b). BH-5 시추 코어에서는 콘크리트 층을 제외한 심도 4.0 m까지의 상부 시료는 BH-6의 상부 단층손상대와 유사한 상태를 보이고 있으며, 그 하부는 변질상이나 단층 가우지의 협재가 관찰되지 않는 중간 풍화(MW) 상태의 화강암과 맥암으로 구성되어 있다. 또한 BH-4 시추 코어에서는 약한 풍화(SW) 상태인 화강암의 절리 암반이 대부분이다. 따라서 두꺼운 단층핵이 관찰된 BH-6으로부터 서편의 BH-5 및 BH-4로 갈수록 단층의 영향은 감소하는 것으로 판단된다.
Fig. 2c의 탄성파 토모그램에서 탄성파 속도 3.0 km/sec을 기준으로 상대적인 저속도층이 BH-5의 심도 4.4 m 인근에서 BH-6을 향하며 동쪽으로 약 70° 경사진 형태로 분포하고 있다. 이는 BH-6에서 관찰된 단층각력대의 경사각과 매우 유사하며, BH-5 상부에서 관찰되는 단층가우지가 협재하는 파쇄대가 발달하고 일부 광물이 변질된 화강암의 하부 경계 심도와 일치하여 단층손상대 하부 경계를 지시한다. 따라서 BH-6 상부의 단층손상대는 단층핵 상부의 단층손상대이며, BH-5 상부의 일부 변질된 화강암은 단층핵 하부의 단층손상대이다.
이러한 터널 내 시추 조사 결과와 확보된 시공 중 굴진면 관찰도(tunnel face map)의 기재사항 및 RMR 평점(Bieniawski, 1989)에 기반하여 사례 터널 융기 구간의 지반을 단층의 영향 정도를 기준으로 절리암반(ZA), 풍화암반(ZB), 단층손상대(ZC), 단층핵(ZD)의 4개 지질 단위(geological unit)로 구분하고, 시공 중 평가된 RMR 값을 대비하였다(Table 1). 절리암반(ZA)은 단층의 영향이 없는 양호한 화강암으로 RMR 40–50의 III등급 암반이며, 풍화암반(ZB)은 단층대로 구분하기는 어려우나, 단층대 주변에서 일부 풍화가 진행된 화강암으로 RMR 30–40의 IV등급 암반이다. 단층손상대(ZC)는 화강암의 단층손상대로서 국부적으로 파쇄대가 발달하고, 단층물질이 협재되어 있거나 일부 광물이 변질되어 있는 RMR 20–30의 IV등급 암반이다. 단층핵(ZD)는 단층가우지 및 각력과 점토질의 열수 변질대로 구성된 RMR V등급 이하 또는 RMR 평가 대상이 아닌 토사 지반에 해당한다.
Table 1.
Classification of geological units based on fault zone characteristics, as used in this study
| Geological unit | Description | RMR (Bieniawski, 1989) | |
| ZA | Jointed rockmass |
Sound jointed granite unaffected by the fault; weathering grade SW-MW, fracture spacing > 20 cm | III (40–50) |
| ZB | Weathered rockmass |
Weathered granite surrounding the fault damage zone; weathering grade MW-HW, fracture spacing 6–20 cm | IV (30–40) |
| ZC | Fault damage zone |
Fractured and/or altered granite surrounding the fault core; weathering grade HW-CW, fracture spacing < 20 cm | IV (20–30) |
| ZD | Fault core |
Fault gouge, fault breccia, cataclasite, and clay-rich altered zone; very stiff clay or fine grained soil (readily indented by thumbnail) | V (< 20) or none |
BH-6의 단층핵 시추 코어 중 심도 11.8–12.1 m의 상부 시료와 심도 15.4–15.6 m의 하부 시료를 채취하여 토질 시험과 X선 회절분석을 실시하였으며, 그 결과는 Table 2와 같다. 단층핵은 현장 판별에서 매우 단단한 점성토에 해당하여 일축압축강도는 ISRM 제안법(Brown, 1981)의 0.25–0.50 MPa, NAVFAC (1986) DM7.01의 0.2–0.4 MPa의 범위를 가질 것으로 추정된다. 토질 시험 결과, 상부 단층핵 시료는 통일 분류상 고소성의 무기질 점토 CH이며, 하부 단층핵 시료는 점토질 모래 SC에 해당하여 단층핵 전반이 점토질 연약대로 분석되었다. 상부 단층핵 시료에서는 일라이트, 카올리나이트, 녹니석 등 점토 광물이 45% 이상, 하부 시료에서는 25% 이상 함량이 확인되었으나, 몬모릴로나이트와 같은 팽창성 점토 광물은 확인되지 않아, 이 단층핵을 팽창성 지반으로 보기는 어렵다.
Table 2.
Geotechnical and mineralogical characteristics of the fault core in the BH-6 drillcore
|
Sampling depth (m) | UCS* (MPa) | Basic physical property | USCS | Mineral content by XRD (%) | |||||||||||||||
| ISRM (Brown, 1981) | NAVFAC (1986) |
WC (%) | SG | LL | PI | A | GSD | Qtz | Pl | K-f | Il | Ka | Chl | Si | Cc | ||||
| #4 | #200 |
0.002 mm | |||||||||||||||||
| 11.8–12.1 | 0.25–0.50 | 0.20–0.40 | 12.0 | 2.737 | 87.7 | 53.6 | 0.603 | 99.4 | 88.9 | 41.0 | CH | 12.0 | 25.8 | 12.7 | 12.9 | 10.1 | 22.8 | - | 3.7 |
| 15.4–15.6 | 0.25–0.50 | 0.20–0.40 | 10.7 | 2.719 | 42.6 | 20.0 | 0.412 | 96.3 | 48.5 | 12.3 | SC | 5.4 | 46.0 | 17.5 | 10.1 | 10.7 | 4.8 | 5.5 | - |
UCS*, approximate range of the uniaxial compressive strength; WC, water content; SG, specific gravity; LL, liquid limit; PI, plasticity index; A, activity; GSD, grain size distribution; USCS, unified soil classification system; XRD, X-ray diffraction; Qtz, quartz; Pl, plagioclase; K-f, K-feldspar; Il, illite; Ka, kaolinite; Chl, chlorite; Si, siderite; Cc, calcite.
융기 구간의 단층대 및 지질 모델
시추 조사 및 탄성파 토모그래피 탐사 결과와 30 m 간격으로 확보된 시공 중 굴진면 관찰도의 지질 현황을 종합 분석하여 Fig. 3의 터널 지질도를 작성하였다. Fig. 2에서 확인된 단층핵의 상부 경계 외에 남측 터널 STA. 4+736.1 굴진면 관찰도에서 단층핵의 하부 경계를 지시하는 풍화토와 단층점토로 구성된 토사 지반의 분포가 확인되어 남측 터널을 교차하는 단층핵은 진폭 7.2 m로 70° 동경사하는 것으로 분석되었다. 북측 터널의 시공 중 굴진면 관찰도에서는 단층핵이 노출된 자료는 확인할 수 없었으며, BH-1, 2, 3의 시추 조사 결과에서도 남측 터널과 같은 두꺼운 단층핵은 관찰되지 않았다. 남측 터널에서 확인된 단층핵의 폭이 북측 터널까지 동일하게 유지된다고 보수적으로 가정하여, 시추 코어에서 확인된 경사각 70°를 고정하고 북측 터널의 굴진면 관찰도와 시추 조사 결과를 만족하도록 연장성을 분석한 결과, 단층핵은 N10°E/70°SE의 자세를 가지는 것으로 분석되었다.
Fig. 3a and b는 Table 1에서 구분한 지질 단위가 단층핵과 평행하게 배열한다고 가정하여, 시추 조사의 지질 단위 경계와 굴진면 관찰도의 지질 단위 경계를 모두 만족하도록 작성된 터널 바닥부 기준 지질 평면도와 남측 터널의 지질 종단면도이다. 지질 평면도에서 단층핵(ZD)과 단층손상대(ZC)가 연속적으로 발달하는 구간을 단층대로 정의하였다. 단층대는 터널 시점에서 종점으로 향하는 방향을 기준으로 할 때, 피난연결통로 서편에서 남측 터널의 바닥부 STA. 4+733.8 우측에 출현하여 STA. 4+761.2의 좌측까지 발달하며, 단층핵은 STA. 4+735.4에서 STA. 4+748.5에 걸쳐 발달하여 STA. 4+741부근에서는 터널 바닥부 전반에 단층핵이 분포한다. 피난연결통로를 가로지른 이 단층대는 피난연결통로 동편에서 북측 터널의 바닥부 STA. 4+734.6 우측에 다시 출현하여 바닥부 좌측 STA. 4+762.3의 범위에서 발달하며, 단층핵은 STA. 4+736.2에서 STA 4+749.3에 걸쳐 발달하여 STA. 4+743부근에서는 터널 바닥부 전반에 단층핵이 분포한다.
터널 바닥부 융기 구간의 단층대는 Fig. 4a의 A 지점 노두에서 N10°E/80°SE의 자세를 가지는 화강암과 신생대 신진기 역암층의 단층 경계가 관찰되어 그 연장이 지표까지 확인되었으며, 심도가 깊어지면서 단층대의 경사각이 감소하여 터널 심도에서는 70°를 이루는 점완단층(listric fault)의 특징을 가지는 것으로 판단된다. 또한 터널 노선 상의 지표면에서 시추된 TTB-6 시추 코어에서 심도 124.3 m 지점에서 상부 신생대 역암층과 하부 화강암의 부정합 경계가 확인되었다. Fig. 4a는 지표 노두 및 시추 조사 결과를 Fig. 3의 터널 지질도와 종합하여 구성한 지질 종단면도이다. 터널 구간에 분포하는 암석은 화강암이며, 그 상부에 신생대 신진기 역암층이 부정합 상위에 놓인다. 융기 구간에서 분석된 단층대는 지표에서 관찰된 분지 경계 단층과 연결되므로, 이 단층대는 신생대 신진기 와읍분지를 형성한 외동단층과 동일한 단층대인 것으로 판단된다. Fig. 4b는 지표면으로부터 이 단층대와 주변 지질 단위를 3차원 지질모델로 구성한 것이다.
단층대의 융기 거동 특성 평가
압착 거동 평가
Shimamoto et al. (2022)은 Fig. 5와 같이 터널 바닥부 융기가 빈번히 보고되고 있는 일본의 사례 연구를 통해 운용 중인 터널 바닥부의 융기를 터널 굴착 이후 지하수 접촉과 관련된 시간 의존성 강도 저하에 따른 압착(squeezing) 거동 또는 흡수 팽창에 의한 팽창(swelling) 거동에 의한 것으로 설명하였다. 사례 터널에서는 확인된 단층대의 단층핵 물질에서 Table 2와 같이 팽창성 점토 광물이 확인되지 않았으므로, 팽창 거동의 가능성은 분석 대상에서 제외하고 융기 구간의 지질 단위에 대한 압착 거동 평가를 수행하였다.
압착 거동 평가 방법은 경험적 방법 및 준경험적(semi-empirical) 방법, 해석적 방법, 수치해석적 방법으로 구분되며, 준경험적 방법은 대부분 지반의 일축압축강도 과 터널 주변 응력 의 비로 구성된 평가식을 제안하고 있다(Barla, 1995). 여기서는 터널 시공 중 평가한 RMR값을 이용하여 압착 거동을 평가할 수 있는 Table 3의 Jethwa et al. (1984), Hoek and Marinos (2000), Russo (2014)의 준경험적 방법을 적용하여 압착 발생 가능성을 평가하였다.
Jethwa et al. (1984)은 암반의 일축압축강도 과 상재하중에 의한 터널 주변 응력 의 비인 컴피턴시 계수(competency factor, N)를 이용하여 압착 발생 가능성을 평가하였다. Jethwa et al. (1984)은 N 값이 2.0이하인 경우 압착 가능성이 있는 것으로 평가하였다. 여기서, 터널 접선응력 는 통상 상재하중에 의한 응력 의 2배로 가정하므로 Jethwa et al. (1984)의 식에서 를 로 대체하여 N′을 구한다면 N′ 값이 1.0이하인 경우 압착이 발생한다. Hoek and Marinos (2000)는 터널 반경 방향 변위와 터널 반경의 비인 변형백분율 𝜀%를 압착 거동의 지표로 하여, 지반의 일축압축강도 과 터널에 작용하는 응력 를 이용하여 구하는 경험식을 제시하였다. 이에 따르면 변형백분율 𝜀%가 1.0 이상이면 압착 가능성이 있는 것으로 평가되며, 그 정도에 따라 A, B, C, D, E 상태가 구분된다. Russo (2014)는 Jethwa et al. (1984)의 컴피턴시 계수 N을 터널 접선응력(tangential stress)으로 구한 N′과 동일한 방법으로 컴피턴시 지수(competency index, IC)를 산정하였으며, RMR IV등급 이하에서 IC 값이 0.1이하인 경우에 압착 거동을 하는 것으로 평가 기준을 설정하였다.
Table 3.
Criteria for evaluating the squeezing behavior of tunnel ground.
| Method | Jethwa et al. (1984) | Hoek and Marinos (2000) | Russo (2014) | ||||
| Criteria |
Competency factor, N |
Percent strain, 𝜀% |
Competency index, IC | ||||
| Behavior | > 2.0 | Non squeezing | A | < 1.0 | Non squeezing | > 0.1 | - |
| B | 1.0–2.5 | Minor squeezing | |||||
| 0.8–2.0 | Mildly squeezing | 0.05–0.1 | Squeezing or caving | ||||
| C | 2.5–5.0 | Severe squeezing | |||||
| 0.4–0.8 | Moderately squeezing | 0.025–0.05 | Severe squeezing | ||||
| D | 5.0–10.0 | Very severe squeezing | |||||
| < 0.4 | Highly squeezing | < 0.025 | Very severe squeezing | ||||
| E | > 10.0 | Extreme squeezing | |||||
Table 4는 평가에 사용한 지질 단위의 입력값과 평가 결과이다. GSI (geological strength index) 값을 이용한 암반의 일축압축강도 은 Hoek and Marinos (2000)를 비롯한 다양한 경험식이 제안되었으나, 여기서는 아래의 단층과 관련된 약한 암석에서 제안된 Hoek (1999) 식을 적용하여 암석의 일축압축강도 와 GSI 값으로 암반의 일축압축강도 을 산정하였다.
단층핵(ZD)을 제외한 절리암반(ZA), 풍화암반(ZB), 단층손상대(ZC)의 대표 GSI값은 각 단위 RMR (Bieniawski, 1989)값 범위의 중앙값에서 Hoek and Brown (1997)에서 제시된 것과 같이 5를 감하여 각각 40, 30, 20으로 산정하였으며, 무결암의 일축압축강도 는 각각 50 MPa, 25 MPa, 25 Mpa을 적용하였다. 매우 단단한 점토질의 단층핵(ZD)은 암반의 일축압축강도 산정 대상이 아니므로, Table 2의 ISRM (Brown, 1981) 및 NAVFAC (1986)의 추정 일축압축강도를 고려하여 0.3 MPa의 일축압축강도를 적용하였다. 또한 TTB-6 시추 암석 코어 시료의 평균 단위중량 2,500 kg/m3과 터널 바닥부 심도인 170 m를 적용하여 4.25 MPa의 응력 를 산정하였다.
단층핵(ZD)은 Jethwa et al. (1984)의 N값 0.07, Hoek and Marinos (2000)의 𝜀%값 40.14, Russo (2014)의 IC값 0.04를 보이며, 각각 강한 압착 거동(highly squeezing), 극심한 압착 거동(extreme squeezing), 심한 압착 거동(severe squeezing)으로 평가되어 세 평가 방법에서 모두 압착 가능성이 큰 것으로 평가되었다. 단층손상대(ZC)는 N값 0.30, 𝜀%값 2.17, IC값 0.15를 보여 각각 강한 압착 거동(highly squeezing), 약한 압착 거동(minor squeezing)을 보이거나 압착 거동을 보이지 않을 것으로 평가되어 평가 방법에 따라 상이한 결과를 도출하고 있다.
풍화암반(ZB)은 N값 0.50, 𝜀%값 0.80, IC값 0.25를 보여 Jethwa et al. (1984) 평가 방법에서 중간 압착 거동(moderately squeezing)으로 평가된 것 외에는 모두 비압착 거동을 보일 것으로 분석되었다. 절리암반(ZA) 역시 N값 1.65, 𝜀%값 0.07, IC값 0.83을 보여 Jethwa et al. (1984) 평가 방법에서 경미한 압착 거동(mildly squeezing)으로 평가된 것을 제외하면 모두 비압착 거동을 보일 것으로 분석되었다.
단층핵(ZD)은 모든 평가 방법에서 심한 압착 거동을 하는 지반 상태로 평가되었으며, 단층손상대(ZC)는 단층핵에 비해 상대적으로 약한 압착 거동을 보이는 지반으로 평가되었다. 이러한 평가 결과는 사례 터널에서 발생한 바닥부 융기의 주된 원인이 단층핵을 중심으로 단층 손상대를 포함하는 단층대의 압착 거동인 것을 지시한다. 다만, 각 평가법에 따라 압착 가능성에 대한 평가가 다르게 나타나고 있으며, Hoek and Marinos (2000)의 평가 결과에 비해 Jethwa et al. (1984)은 압착 가능성을 크게, Russo (2014)는 상대적으로 낮게 평가하는 경향을 보였다. 따라서 사례 터널과 같은 바닥부 융기 문제에 대한 적용성 측면에서 각 방법의 적합성을 추가로 검토할 필요가 있다.
Table 4.
Evaluation of squeezing ground behavior in the tunnel floor heave zone.
| Unit |
RMR (value) | GSI | (MPa) | (MPa) | (MPa) | Result of evaluation | ||
| N (Jethwa et al., 1984) | 𝜀% (Hoek and Marinos, 2000) | IC (Russo, 2014) | ||||||
| ZA |
III (40–50) | 40 | 50 | 7.02 | 4.25 |
1.65 Mildly squeezing |
0.07 A: Non squeezing |
0.83 - |
| ZB |
IV (30–40) | 30 | 25 | 2.13 | 4.25 |
0.50 Moderately squeezing |
0.80 A: Non squeezing |
0.25 - |
| ZC |
IV (20–30) | 20 | 25 | 1.29 | 4.25 |
0.30 Highly squeezing |
2.17 B: Minor squeezing |
0.15 - |
| ZD | - | - | 0.3 | 0.3 | 4.25 |
0.07 Highly squeezing |
40.14 E: Extreme squeezing |
0.04 Severe squeezing |
단층대와 융기 구간의 범위
Fig. 6a는 Fig. 5의 터널 지질 평면도 상에 2025년 2월 1차 측량된 노면의 기준 노면 대비 고도차 자료를 등고선으로 도시한 것이다. 등고선의 능선 방향은 단층대의 주향 N10°E와 일치하여 융기 현상과 단층대가 밀접히 관련되어 있음을 보여준다. 전반적으로 바닥부 융기는 단층핵(ZD)과 단층손상대(ZC)에 집중되어 있어 다른 평가법에 비해 Hoek and Marinos (2000)의 평가 결과가 사례 터널의 융기 현상을 보다 적절하게 설명하는 것으로 판단된다.
남측 터널에서 융기가 집중된 구간은 터널 바닥부에 분포하는 단층핵(ZD)의 범위와 일치한다. 최대 융기 지점은 단층핵(ZD)이 남측 터널과 피난연결통로 접속부를 통과하는 지점이며, 단층핵(ZD)을 벗어나면서 융기량은 급격히 감소한다. 남측 터널의 융기 범위는 단층핵(ZD) 동측에서 단층손상대(ZC)에 국한되나, 서측에서는 단층핵(ZD)과 단층손상대(ZC) 뿐 아니라, 절리암반(ZA)에 도달하기 이전의 풍화암반(ZB)까지 융기 범위가 확장되어 있다.
북측 터널에서는 단층핵(ZD)과 단층손상대(ZC)의 경계부를 따라 융기가 집중되는 현상을 보인다. 융기의 범위는 남측 터널과 달리 단층핵(ZD) 및 단층손상대(ZC) 등 단층대 내로 제한되고 있다. 다만, 2025년 8월 2차 측량 자료에서는 북측 터널의 융기 범위가 서측으로 5 m 연장되어 남측 터널과 동일하게 절리암반(ZA)에 이르기 이전의 풍화암반(ZB)까지 융기 범위가 확장되었다.
이러한 현상은 단층핵(ZD) 구간에서부터 융기가 시작되어 단층손상대(ZC)를 포함한 단층대 전반으로 융기가 확산되고, 더 나아가 지속적인 융기의 발생으로 양호한 절리암반(ZA)에 이르기 이전의 풍화암반(ZB)까지 융기 구간이 확장되는 것을 보여준다. 이때, 양호한 절리암반(ZA)은 융기를 억제하는 지질 단위로 작용하며, 단층대에서 양호한 절리암반(ZA)에 이르기 전까지 분포하는 풍화암반(ZB)에서는 시간 경과에 따라 단층대의 융기량이 지속적으로 증가하는 과정에서 수동적으로 융기가 진행되는 것으로 판단된다. 이 연구에서는 단층대 범위를 넘어서서 시간 경과에 따라 바닥부 융기가 확산되는 구간을 단층영향구간(fault influence zone, FIZ)으로 새롭게 정의하였다. Fig. 6b는 사례 터널 바닥부에서 단층핵 및 단층손상대로 구성된 단층대 구간을 포함하여 단층대 외곽에서 융기 거동을 충분히 억제할 수 있는 양호한 지질 단위에 이르기까지의 단층영향구간(FIZ)을 도시한 것이다.
Fig. 6.
Behavior of the tunnel floor heave zone and associated fault zone: (a) road surface elevation and fault zone distribution, and (b) fault influence zone, defined as the range of the tunnel floor heave zone that is directly influenced by the fault zone until competent rock capable of restraining further heave is encountered.
단층대와 융기 구간의 공간적 범위 분석 결과는 운용 중인 터널의 바닥부 보강 범위를 결정하는 데 중요한 지표로 사용할 수 있다. 터널 바닥부의 융기 억제를 위해서는 시공 단계에서 터널 바닥부에 인버트 라이닝을 설치하는 것이 가장 적절한 공법으로 평가되고 있으나, 공용 중인 터널에서는 인버트 라이닝의 설치가 현실적으로 어려운 점이 있어 터널 바닥부에 록볼트(rock bolt) 또는 마이크로 파일(micro pile) 등을 시공하여 지반의 변형을 억제하는 보강 공법이 선호되고 있다(Lee et al., 2013; Mochida et al., 2022; Shimamoto et al., 2022; Kim et al., 2025; Park and Kim, 2025; You et al., 2025; Yu et al., 2025). 터널 바닥부 융기 초기에 실효적인 보강이 시행되었다면 보강 구간을 최소화할 수 있겠으나, 사례 터널과 같이 수년에 걸쳐 지속적으로 융기가 발생한 경우, 융기를 억제할 수 있는 지질 단위에 이르기까지 보강하는 것이 타당하다. 따라서 융기가 발생한 공용 중인 터널 바닥부에서 보강 범위는 단층핵 및 단층손상대를 포함하는 단층대 구간 뿐 만 아니라, 단층대 주변에서 융기 거동을 충분히 억제할 수 있는 양호한 지질 단위에 이르기까지의 단층영향구간(FIZ)을 포함하도록 설정하는 것이 바람직하다.
토 의
사례 터널에서 융기의 주된 원인이 점토질 단층핵을 중심으로 한 단층대의 압착 거동에 의한 것으로 분석되었다. 사례 터널의 융기 구간 심도는 비교적 대심도인 170 m로서 단층대 등 불량한 지반 상태에서 상대적으로 큰 응력이 작용한 것이 터널 바닥부 융기의 지질공학적 주요 원인이다. 지반의 압착 거동은 일축압축강도와 응력의 비에 의해 결정되고, 응력 수준은 터널의 심도에 좌우되므로, 사례 터널과 동일한 지반 조건에서 터널 심도가 변화할 경우의 압착 거동 가능성을 Fig. 7과 같이 평가하였다. 터널 심도 조건은 50 m, 100 m, 150 m, 200 m, 250 m을 상정하였다.
Fig. 7a는 사례 터널의 융기 현상을 가장 적절하게 평가하고 있는 Hoek and Marinos (2000)의 평가 방법을 사용하여 비교한 결과이다. 점토질의 연약대를 형성하는 단층핵(ZD)은 100 m 이상 심도에서 E등급의 극심한 압착성을 보이며, 상대적으로 얕은 심도인 50 m 심도에서도 C등급의 심한 압착성으로 평가되어 심도에 상관없이 압착 가능성이 큰 상태로 분석되었다. RMR 값 20–30범위의 IV등급 암반인 단층손상대(ZC)는 200 m 이상 심도에서 C등급의 심한 압착성을 보이며, 150 m 심도에서는 B등급의 약한 압착성을 보이나, 100 m 이내의 심도에서는 압착 거동 문제를 발생시키지 않는 A등급으로 평가되었다.
Fig. 7.
Assessment of squeezing behavior as a function of tunnel depth: using methods of (a) Hoek and Marinos (2000), and (b) Russo (2014).
RMR 값 30–40범위의 IV등급 암반인 풍화암반(ZB)은 상대적으로 깊은 심도인 200 m 이상의 심도에서 약한 압착성을 보이는 B등급으로 평가되었으나, 150 m 이내의 심도에서는 압착 거동 문제가 발생하지 않는 A등급으로 평가되었다. RMR 값 40–50범위의 III 등급 암반인 절리암반(ZA)은 250 m 심도 이내에서 모두 A등급으로 평가되어 심도와 상관없이 압착 거동 문제를 일으키지 않는 것으로 평가되었다. 이러한 평가 결과에 따르면 RMR V등급 이하 또는 점토질 토사 지반에 해당하는 단층핵에서는 심도와 관계없이 터널 설계 및 시공 단계에서 인버트 라이닝의 설치를 고려하여야 하며, RMR IV등급의 암반일 경우에도 심도 조건에 따라 인버트 라이닝의 설치를 검토할 필요성이 있다.
Fig. 7b는 Hoek and Marinos (2000)의 평가 방법에 비해 압착 가능성을 낮게 평가하는 Russo (2014)의 방법으로 심도에 따른 압착 가능성을 평가한 것이다. 사례 터널의 지반 상태를 적용한 결과, 단층핵(ZD)을 제외한 지질 단위에서는 압착 거동의 가능성이 낮으며, 단층핵(ZD)의 경우에도 50 m 심도 이내의 상대적으로 얕은 심도에서는 압착 거동의 가능성이 크지 않은 것으로 평가되었다. 다만, 사례 터널의 매우 단단한 점토질 단층핵과 달리 얕은 심도에서 함수비의 증가 등으로 단층핵이 비교적 연약한 점토(soft clay) 물질로 구성되어 있다면 Russo (2014)의 방법에서도 압착 거동을 보이는 것으로 평가될 수 있으므로, 단층 물질의 강도 및 열화 특성에 대해 면밀히 조사할 필요가 있다.
결 론
공용 중인 도로 터널의 장기간 지속된 바닥부 융기 사례에서 단층대와 융기 거동의 관계를 분석하여 융기의 원인을 규명하고, 단층영향구간을 정의하여 보강 범위 설정에 대한 시사점을 도출하였다. 주요 결론은 다음과 같다.
첫째, 사례 터널의 남측 및 북측 터널의 융기 구간은 북북동 주향의 외동단층과 유사한 배열을 보였으며, 장기 모니터링과 노면 고도 측량 결과, 개통 이후 10년 이상 지속적인 융기와 융기 구간의 확장이 진행된 것으로 확인되었다.
둘째, 시추조사, 탄성파 토모그래피 및 시공 중 굴진면 자료를 종합 분석한 결과, 사례 터널의 융기 구간에는 점토질 단층핵과 단층손상대로 구성된 N10°E/70°SE의 단층대가 발달하고, 그 주변에 풍화암반과 절리암반이 분포한다.
셋째, 사례 터널의 바닥부 융기는 단층핵과 단층손상대에 집중 발생하였으며, 팽창성 점토광물을 함유하고 있지 않아 융기의 주된 원인은 단층대의 압착 거동인 것으로 판단된다. Hoek and Marinos (2000)의 압착성 평가법이 사례 터널의 융기 특성을 가장 적절히 설명하고 있으며, 단층핵은 모든 평가법에서 심한 압착성 지반으로 평가되었다.
넷째, 융기 범위는 단층핵과 단층손상대에 국한되지 않고 시간 경과에 따라 주변 풍화암반까지 확장되었으나, 양호한 절리암반에 이르러 융기 확산이 억제되는 것으로 분석되었다. 따라서 양호한 암반에 의해 변형이 억제되기까지의 단층대 구간을 포함한 변형 확장 범위를 단층영향구간(FIZ)으로 정의하였으며, 공용 중 터널의 바닥부 보강 범위는 단층영향구간을 포함하도록 설정하는 것이 바람직한 것으로 판단된다.
다섯째, 사례 터널 융기 구간과 동일한 지반 조건에서 50–250 m의 터널 심도 변화에 따른 융기 가능성을 평가한 결과, 단층핵은 모든 심도 조건에서 압착 가능성이 높은 것으로 나타났으며, 단층손상대를 포함한 RMR IV등급 지반은 터널 심도가 증가할수록 압착 가능성이 커지는 것으로 평가되었다.
