1. 서 론

터널은 고속철도, 도시철도, 도로, 수로 등 다양한 사회기반시설을 연결하는 핵심 인프라로서 현대 도시의 공간 효율성과 교통체계의 안정성을 확보하는 데 중요한 역할을 한다. 터널의 시공 및 운영 과정에서는 지반 열화, 지하수 유동, 초기응력 재분포, 지보재 설치 불균형, 인버트 구조의 비효율성 등 다양한 요인이 복합적으로 작용하여 변형이 발생할 수 있다. 그 중에서도 대표적인 변형 사례로 터널 바닥부 융기 현상이 빈번히 보고되고 있다. 이러한 융기 거동은 굴착 이후 터널주변지반의 소성 변형이 진행되면서 발생하며, 결과적으로 터널 단면의 변형, 내공 축소, 부재 응력 집중 등의 문제로 이어진다. 최근에는 고속국도 터널의 높은 토피하중과 지반응력이 복합된 구간에서, 지반 강도가 상대적으로 낮은 단층파쇄대의 압착(squeezing) 거동에 기인한 바닥부 융기 사례가 다수 보고되고 있다. 이러한 현상은 터널의 구조적 안정성뿐만 아니라 도로의 사용성 측면에서도 중요한 문제로 인식되고 있다.

Mochida et al. (2022)은 견고한 지반에서도 수분 흡수에 따른 부피 팽창이 노반 융기를 유발할 수 있음을 수치해석을 통해 규명하였으며, 동일한 융기 압력 조건에서 중앙부 변위가 가장 크게 발생하므로 변위가 200 mm 이상 도달하기 전에 사전 대응이 필요함을 제시하였다. You et al. (2025)은 터널 바닥부 융기 저감을 위해 지지 기능과 배수 기능을 결합한 배수겸용 마이크로파일의 수리거동을 분석하였고, 설치 시 바닥부 수압이 효과적으로 저감되나 간격이 2.5 m 이하일 경우 상호작용으로 효율이 감소함을 확인하였다. Kim et al. (2025)은 지반 열화에 따른 터널 노반의 장기 변형 거동을 해석하여, 인버트 설치 시 최대 91%의 변위 저감 효과를 확인하고 초기 시공 단계에서의 설치 중요성을 강조하였다. 터널 바닥부 융기는 통행 안전을 저해하고 구조물의 사용성을 저하시킬 수 있어, 변형 정도에 따라 절삭 등 다양한 보수·보강 대책이 시행되고 있다. 그러나 발생 원인에 대한 명확한 규명과 유사 사례의 축적이 미흡하여, 합리적인 대책 선정과 유지관리 과정에서 어려움이 지속되고 있다.

이에 본 연구에서는 고속국도 일부 구간에서 발생한 터널 바닥부 융기 사례를 대상으로, 시공 및 공용 중 조사자료, 지질 특성, 계측 결과, 수치해석을 종합적으로 검토하여 융기 발생 메커니즘을 분석하고, 보강 및 유지관리 방안을 제시하였다. 이를 통해 터널 바닥부 융기에 대한 원인 규명부터 대책 수립까지의 체계적 접근을 정립하고 향후 터널 설계 및 시공과정에서 바닥부 융기의 재발방지방안을 수립하여 제안하였다.

2. ○○터널의 융기현황 및 계측 결과

○○터널은 2015년 11월 콘크리트 포장을 완료하고 2016년 6월 준공되었다. 그러나 준공 전인 2016년 4월 포항방향 No.8 피난연결통로 인근에서 최초의 바닥부 융기와 균열이 발생하였으며, 이후 동일 구간에서 2016년 11월 2차 융기, 2017년 2월 3차 융기가 연속적으로 발생하였다. 이에 따라 2017년 6월 포장하부에 쏘일네일링(soil nailling; D29 mm, L = 4.0 m)을 이용한 지반보강 및 재포장이 시행되었고, 이 시점부터 융기 계측이 시작되었다. 이후 2018년 2월부터 2020년 3월까지 4–7차 융기가, 2021년에 8–9차 융기가 추가로 발생하여 구간별 절삭 및 아스콘 덧씌우기가 수행되었다. 2022년에는 ‘○○터널 포장 측량 엔지니어링 용역’을 통해 주요 구간의 융기량을 정밀 계측하였으며(KEC, 2022), 10–12차 융기 발생에 따라 부산방향 No.8 피난연결통로 인근 약 20 m 구간에 마이크로파일 보강 및 재포장이 시행되었다.

○○터널의 포장 융기 구간에 대하여 2022년부터 2023년까지 수행된 ‘○○터널 포장 측량 엔지니어링 용역’을 통해 총 17개 구간에서 변위 계측을 실시하였다(KEC, 2022; 2023). 본 논문에서 제시한 연구성과는 기존의 시공기록, 지반조사 및 융기 측량자료를 분석하여 수행한 2024년 한국지반공학회의 ‘터널 바닥융기보강 및 유지관리방안 연구 최종 보고서’의 내용을 정리한 것이며(KGS, 2024), 2022년까지 융기가 확인된 구간(피난연결통로 No.8, No.14, No.15, No.17, No.21, No.28 인접 구간)의 위치 및 융기량을 Fig. 1과 Tables 1 and 2에 나타내었다.

Fig. 1.

Locations of confirmed pavement heave in the studied tunnel

3. ○○터널의 융기거동 분석

3.1 단층대 구성물질

○○터널의 바닥부 융기구간 13개소는 외동단층, 장항단층, 장항–탑정 연결단층대, 탑정단층, 연일단층, 그리고 시공 중 확인된 미지 단층과 교차하는 것으로 확인되었다. 이러한 사실은 ○○터널 융기구간의 지질 모델 구성 결과를 통해 검증되었으며, 각 융기구간이 교차하는 단층대의 위치, 단층 등급, 및 지질학적 특성은 Table 3에 정리하였다.

3.2 압착(squeezing)가능성 평가

압착(squeezing) 현상은 비교적 강도가 낮은 암반이 과잉응력 상태에 놓일 때 점성 및 소성 거동에 의해 터널 내공이 점진적으로 감소하는 시간의존적 변형 거동을 의미한다. 이러한 과정에서 지반 이완이 확대되고 이에 따른 이완하중이 증가함에 따라 지보재의 변형이 발생한다. 압착 거동은 대부분 시공 이후에도 지속되는 시간의존적 특성을 보이며, 경우에 따라 준공 후 터널 저면의 융기 형태로 나타나기도 한다. 이러한 거동을 정량적으로 평가하기 위해 다양한 경험적 평가 방법들이 제안되어 왔다. 압착성 평가의 가장 단순한 형태는 다음과 같이 정의되는 Competence Index, Ic를 이용하는 것이다(Fc=σcm/σ0, Ic=Fc/2).

여기서, σcm은 암반의 일축압축강도이며, σθ는 터널주면에 발생하는 최대 접선응력이다. σθ는 통상 상재하중의 2배로 가정하므로 σθ=2γH가 된다. 일반적으로 Ic≤1.0이면, 해당 구간은 압착 가능성이 있는 것으로 평가할 수 있다.

단층지반을 통과하는 터널은 단층점토부터 파쇄대까지 다양한 지질을 포함하므로 터널 단면을 대표하는 암반의 일축압축강도를 정확히 결정하기 어렵다. 설계 단계에서는 시추 시료의 실내시험값을 기준으로 강도를 산정하므로 실제보다 과대평가되고, 압착 가능성이 과소평가되는 경향이 있다. 따라서 압착 가능성 평가는 굴착 단계의 막장관찰을 통해 수행하는 것이 신뢰성이 높다. 본 연구에서는 굴착 단계에서 확보한 막장관찰 자료를 기존 암반정수, 단층대 특성, 융기량과 함께 분석하였다. 이를 통해 지층 분포 비율을 고려한 대표 일축압축강도 산정법과 이를 활용한 컴피턴스 지수를 제안하고, 해당 지수를 과업터널에 적용하여 단층대 통과 구간의 압착 가능성을 정량적으로 평가하였다.

압착 가능성 평가는 No.8, No.15, No.17, No.21, No.26, No.28 피난연결통로 인근의 막장관찰 자료가 확보된 총 26개 단면을 대상으로 수행하였으며, 각 단면의 융기량 측정 결과와 압착성 평가 결과를 상호 비교하였다. 그 결과, ○○터널은 Fig. 2에서와 같이 단층 구조의 지질 조건에 따라 컴피턴스 지수가 0.5–0.75 이하인 구간에서 압착 가능성이 높은 것으로 분석되었다.

Fig. 2.

Comparison between invert heave measurements and squeezing potential analysis (KGS, 2024)

3.3 지반팽창성 평가

No.8 피난연결통로 부근에서 채취된 시료(BH-1, BH-4)에 대해 X선 회절분석(X-ray diffraction, XRD)과 흡수팽창성 시험을 수행하였으며, 그 결과는 Tables 4, 5, 6에 정리하였다. XRD 분석 결과, 대부분의 시료에서 대표적인 점토광물인 몬모릴로나이트(montmorillonite)와 카올리나이트(kaolinite)의 합으로 산정한 점토광물 함량이 7.0–64.3%로 나타나, 높은 점토 함유율을 보였다. XRD-1, 2, 3, 6, 7, 8은 원시료의 세립분 시료를 수비법으로 분석한 결과이며, XRD-4, 5는 원시료 자체에 대한 분석 결과이다. 흡수팽창성 시험 결과, 최대 팽창률은 7.5–22.54%, 팽창압은 88.0–323.7 kPa의 범위로 측정되어, 해당 구간이 뚜렷한 팽창성 지반의 특성을 나타냄을 확인하였다.

3.4 터널 바닥융기 원인분석

3.4.1 지질구조적원인

○○터널은 높은 토피고로 고응력 상태의 단층파쇄대 교차터널로서, 시간의존적 강도 열화에 따른 압착거동이 발생 가능한 조건으로 추정되었다. 시공 중 막장관찰 자료, 지질단면도, 공용 중 시추조사 자료를 종합한 결과, 바닥부 융기가 발생한 구간은 대부분 단층대와 교차하거나 이에 인접한 구간으로 확인되었다. Table 3에서 제시한 바와 같이 ○○터널의 바닥부 융기구간 13개소는 외동단층(F5), 장항단층(F8), 장항–탑정 연결단층(F7, F8), 탑정단층(F9), 연일단층(F10), 무명단층(F16), 무명단층(F19) 등과 교차한다. 융기 양상은 단층의 경사 방향, 절리 발달 상태, 터널과 단층의 교차각 등 구조적 관계에 따라 상이하게 나타났으며, 일부 구간에서는 비대칭 변형이 관찰되었다. 특히, 단층이 피난연결통로에 근접한 구간에서는 터널 형상의 복잡성과 응력 집중이 결합되어, 바닥부 융기와 균열이 불규칙한 형태로 발생하는 경향을 보였다.

3.4.2 강우 연관성(지하수 영향)

융기 발생 사례 분석 결과, 강우의 영향은 두 가지 형태로 구분된다. 첫째, 단층파쇄대를 통해 유입된 지하수가 터널 바닥부에 직접 수압을 작용시켜 융기를 유발하는 경우, 둘째, 강우 침투로 인해 터널 주변 지반의 함수비가 증가하여 팽창성 또는 소성거동을 일으키는 경우이다. ○○터널의 경우, 배수로 점검 결과 지하수의 유입 및 용출 흔적이 확인되지 않아, 부력에 의한 직접적인 융기 가능성은 낮은 것으로 판단된다. 강우–융기량 상관분석 결과, 단층대 구간에서 강우 후 약 1–3개월의 지체시간을 두고 추가 융기가 발생하는 경향이 나타났다. 이는 강우 침투수가 지반에 도달하여 함수비를 증가시키며, 이에 따른 팽창 및 소성 거동이 바닥부 융기를 유발한 것으로 해석된다. 반면, 셰일 구간의 융기는 강우와 뚜렷한 상관성이 나타나지 않았으며, 이는 광물 조성상 함수비 변화에 대한 민감도가 낮은 데 기인한 것으로 추정된다.

3.4.3 팽창성 지반(광물)에 따른 원인

일본의 팽창성 지반 평가사례에 따르면, 판정은 계측자료, 물리·역학시험, 안정성시험, 화학시험 등 다양한 지표를 종합하여 수행된다. 그러나 ○○터널의 경우, 흡수팽창율과 점토 함량에 대한 X선 회절분석 결과만 확보되어 일부 항목의 평가는 제한적이었다. 일본의 판정기준을 참조하여 분석한 결과, 비록 모든 물리·역학적 지표를 구득하지는 못했으나, 이용 가능한 자료를 기반으로 한 평가에서 ○○터널은 팽창성 지반의 특성을 나타내는 것으로 확인되었다. 대부분의 융기는 터널이 단층대를 교차하는 구간에서 발생하였으며, 셰일 구간을 제외한 대부분의 융기구간이 강우와 연관된 양상을 보였다. 따라서 ○○터널의 융기 메커니즘은 강우 침투로 인한 함수비 증가가 파쇄대의 팽창압을 유발하고, 이에 따라 터널 바닥부 융기가 발생한 것으로 해석된다.

3.4.4 ○○터널 바닥부 융기원인 종합

○○터널의 바닥부 융기원인은 단층파쇄대 구간에서 강우 침투와 소성압 증가에 따른 압착거동과 장석질 함유량이 높은 풍화지층의 팽창성 거동, 그리고 혼펠스화된 셰일구간은 단층파쇄대 분쇄암의 압착거동이 인버트 미설치로 지압을 구속하지 못하는 바닥부를 통해 이완되며 터널 포장부 융기가 발생한 것으로 판단된다.

4. 터널 바닥부 융기 대책

과업 대상구간에 적합한 보강대책을 수립하기 위하여 국내외 바닥부 융기 발생 터널의 최대 융기량 및 융기속도와 보강공법을 ○○터널과 비교하여 Fig. 3에 나타내었다. ○○터널의 융기량과 속도를 기준으로 국내외 사례를 비교한 결과, 최대 융기량이 200 mm 이하인 대부분의 터널에서는 하향 록볼트가 주요 대책으로 적용되었다. ○○터널(20 mm/year)과 유사한 융기속도를 보인 일본의 아사히(26 mm/year), 오고토 (14 mm/year), ○○터널에 비해 융기속도가 비교적 큰 국내의 율현터널 3-1공구(50 mm/year) 에서도 동일한 공법이 사용되었으며, 융기속도 50 mm/year 이하의 구간의 터널들 역시 대부분 하향 록볼트를 적용한 것으로 나타났다.

Fig. 3.

Analysis of reinforcement measures according to maximum heave and heaving rate

한편, ○○터널과 유사한 융기 규모를 보인 일본의 아사마야마 터널(110 mm, 39 mm/year)은 터널 하부 연질 이암층의 소성화로 인해 융기가 발생하였으며, 록볼트 정착의 신뢰성 한계로 장기 안정성 확보를 위해 인버트 시공이 채택되었다. 또한 터키의 Bolu 터널(800 mm)과 일본의 사카즈키야마 터널(950 mm) 등은 최대 융기량이 500 mm를 초과하였고, 카미이(120 mm/year), 오야마다(219 mm/year), 사카즈키야마(3,900 mm/year) 터널 등과 같이 융기속도가 매우 큰 구간에서도 인버트 시공이 적용된 것으로 분석되었다.

운영 중 터널의 경우, 인버트 설치를 위한 구조 변경공사는 교통 지체와 민원 발생 등 운영상 부담이 크며, 특히 ○○터널과 같은 초장대 터널에서는 교통 통제로 인한 시민 불편과 안전 리스크가 크게 증가할 우려가 있다. 따라서 인버트 보강은 바닥부 보강 이후에도 융기가 지속되고 구조물 전체에 심각한 손상이 발생한 경우에 한해 고려하는 것으로 방향을 설정하였다. 현장 조사 결과, 이러한 구간은 확인되지 않았으며, 시민 불편을 최소화하면서 융기를 효과적으로 제어할 수 있는 마이크로파일 보강방안을 최적 대안으로 검토하였다.

마이크로파일 보강은 지반보강을 통해 바닥부 강성 및 강도 증가와 지지 아치 구조를 확보하여 융기에 저항하므로 지질구조 및 지층 성상이 내포하는 수준의 불확실성을 수반할 수 있다. 이러한 불확실성에 대한 대응방안으로서, 제시한 마이크로파일 보강대책은 보강 후 사후관리가 필요한 관리형 보강대책이라 할 수 있다. 따라서 본 연구에서는 최종적으로 Table 7과 Fig. 4에 제시한 바와 같이 ‘마이크로파일 + 사후관리’ 개념의 보강대책을 최적 융기대책으로 제안하였다.

융기 보강대책(Table 7)은 융기량, 융기속도 그리고 구조물 손상 정도에 따라 RP-1–RP-3 단계로 구분하였다. 융기량 30 mm 이하의 경미한 손상이 발생한 구간을 융기(경미)구간으로 설정하고, 절삭 보수대책인 RP-1을 적용하였다. 융기량 30 mm 이상 발생 구간 중, 바닥부 포장콘크리트에 구조적 손상이 발생한 구간은 마이크로파일 보강대책인 RP-2를 적용하며, 구조물 전반에 구조적 손상이 발생한 경우는 RP-3를 적용한다. 보강패턴별 구분, 대책 기준 그리고 구간별 보강 개소와 연장은 다음과 같다.

Table 7.

Micro-pile reinforcement plan for heave control

Category	RP-1	RP-2	RP-3
Countermeasure  method diagram
Damage type	Minor damage at tunnel floor	Structural damage at tunnel floor	Overall structural damage
Reinforcement  criteria	Heave ≤ 30 mm (within  pavement reconstruction limit)	Heave ≥ 30 mm or floor  structural damage	Heave ≥ 30 mm with overall  structural damage
Repair &  reinforcement  method	Pavement milling and  resurfacing	Full pavement reconstruction  with vertical micropile  reinforcement	Full pavement reconstruction  with vertical and inclined  micropile reinforcement

Fig. 4(a)는 본 연구에서 제안한 터널 융기 구간의 유지관리 체계를 개략적으로 나타낸 것이다. 본 체계는 융기 발생 여부를 기준으로 일상관리 구간, 유의관찰 구간, 사후관리 구간으로 구분하였으며, 각 단계는 변위 계측 결과와 구조물 손상 정도에 따라 보수(Pavement Management System, PMS 기준) 및 보강(30 mm 기준)으로 세분화된다. 일상관리 구간은 선형 관측 및 피난연결통로 중심의 기본 점검을 수행하며, 유의관찰 구간은 대표 단면을 선정하여 주기적 계측을 실시한다. 사후관리 구간은 보강부를 대상으로 대표 단면 계측과 관리빈도 조정을 통해 장기적 거동을 관리한다.

Fig. 4(b)는 터널 내 융기 정도와 구조적 손상 범위에 따라 관리 구간을 선정하는 개념을 나타낸 것이다. 융기량이 경미하고 구조적 손상이 발생하지 않은 융기(경미)구간은 Table 7의 융기량 기준에 따라 보수대책(RP-1)을 적용하며, 해당 구간의 융기가 실제로 발생한 구간의 연장 B를 중심으로 2B 범위를 유의관찰구간으로 설정한다. 유의관찰구간은 관측 결과에 따라 추가적인 보수 또는 보강 대책이 수행된다. 반면, 구조적 손상이 발생한 융기(상당)구간은 Table 7의 기준에 따라 융기 발생구간(B)에 보강대책 RP-2 또는 RP-3을 적용하고, 이 구간을 포함하는 (B+2D)범위를 유의관찰구간으로 정의한다. 해당 구간은 허용 융기량을 초과할 경우 추가 보강이 수행되며, 이를 통해 장기적 변형 거동을 단계적으로 관리할 수 있다.

본 연구에서 제시한 유지관리방안은 2022년까지의 계측 결과와 보수·보강 현황을 반영한 예비안으로, 실제 운영 시에는 유지관리 부서의 현장 점검을 통해 확정하는 것이 바람직하다. 이러한 유지관리 원리를 적용함으로써 터널 수명 전 기간 동안 융기 위험을 사전에 인지하고 구조물의 건전성을 지속적으로 확보할 수 있다.

Fig. 4.

Maintenance plan for tunnel heave sections

5. 도로터널 인버트 설치기준 제안

국내 ｢터널 현장타설 라이닝(KDS 27 40 05; MOLIT, 2023)｣과 ｢도로설계요령 제4권 터널편(KEC, 2020)｣에서는 인버트 설치가 필요한 지질 및 지형 조건을 제시하고 있으나, 이를 판단하기 위한 구체적인 지침이나 명확한 기준은 부족한 실정이다. 본 연구에서 제시한 인버트 설치 판단기준은 설계 및 시공 단계에서 바닥 융기 문제를 사전에 검토하고, 막장 조건의 확인·검증을 통해 운영 중 발생할 수 있는 융기에 효과적으로 대응할 수 있는 방안을 제시하고 있다. 본 연구의 제안 내용인 도로터널 인버트 설치에 대한 판정 절차를 Fig. 5에 제시하였다.

Fig. 5(a)는 설계단계에서 인버트 설치여부를 판단하기 위한 절차를 나타낸 것이다. 본 절차는 지반의 압착성과 팽창성을 종합 평가하여 설치 필요성을 판단하도록 구성된다. 먼저 암종별로 압착 가능성을 검토하고, 국내외 사례와 물리·화학 시험을 통해 팽창성 여부를 평가한다. 이후 경험적 방법을 이용해 압착 거동을 정량화하고, 최종적으로 이를 종합하여 인버트 설치 및 지보패턴을 결정한다. 이 절차는 설계단계에서 지반의 장기 거동을 예측하고 융기 및 구조적 손상을 예방하기 위한 합리적 인버트 설치기준 수립에 활용될 수 있다.

Fig. 5(b)는 시공단계에서 인버트 설치 여부를 최종 결정하기 위한 절차를 나타낸 것이다. 터널이 압착성 지반에 위치하거나 단층파쇄대를 통과하는 경우, 현장 여건을 고려하여 압착성과 팽창성 평가를 수행한다. 단층파쇄대가 확인되면 단위체적중량·입자함량 등의 물리역학시험, 침수·건조 반복시험 및 간이슬레이킹시험과 같은 안정성시험, 그리고 X선 회절분석(XRD) 등의 화학시험을 실시한다. 이후 팽창성 평가 결과에 따라 팽창성 지반 여부를 판단하고, 경험적 이론을 적용하여 압착성 평가를 수행한다. 두 평가 결과 모두 인버트 설치가 필요한 것으로 판단될 경우 인버트를 설치하고, 그렇지 않으면 인버트를 생략한다. 본 절차는 시공단계에서 실제 지반조건을 반영하여 인버트 설치의 적정성을 검증하고, 설계단계 예측과 현장 조건 간의 불확실성을 최소화하기 위한 기준으로 활용된다.

본 연구에서 제시된 인버트 설치여부 판단기준은 설계, 시공단계에서 운영 중 융기문제에 대한 근본적인 대책이 될 수 있다. 설계에서 융기여부를 적극적으로 검토하여 인버트 설치 등 대책을 반영토록하고, 시공단계에서는 실제 막장 조건을 검증 및 판단함으로써 운영 중 발생하는 융기에 대응하는 효과를 거둘 수 있다.

Fig. 5.

Improvement plan for invert installation suitable for highway tunnels

6. 결 론

본 연구에서는 ○○터널의 바닥부 융기 현상에 대하여 시공 및 공용 중 조사자료, 지질 분석, 계측 자료, 수치해석 결과 등을 종합적으로 검토하여 융기거동의 원인을 규명하고, 이에 대한 보강 및 유지관리 대책을 제시하였다. 또한, 도로터널의 인버트 설치기준 제안과 같은 실무적 활용방안을 마련하였다. 주요 결론은 다음과 같다.

1. ○○터널의 바닥부 융기구간은 2017년 80 m에서 2023년 1,968 m로 확장되었으며, 누적 융기량은 14–155 mm, 융기속도는 10–29 mm/년으로 나타났다. 융기 발생은 주로 단층대와 교차하거나 인접한 구간, 특히 피난연결통로 주변의 구조적 취약부에서 비대칭 형태로 나타났다.

2. 융기 구간은 외동, 장항, 탑정, 연일 등 주요 단층대를 통과하면서 단층파쇄대 내에서 발생하는 시간의존적 강도 열화에 따른 압착거동과, 장석질 화강암 구간의 팽창성 거동이 복합적으로 작용한 결과로 분석되었다. 특히 강우-융기 연계 분석 결과, 화강암 구간에서는 강우 이후 약 1–3개월의 지체시간을 두고 융기가 발생하였으며, 이는 강우 침투로 인한 함수비 증가 및 팽창압 상승에 따른 지반 변형으로 해석된다. 또한 막장관찰과 계측자료를 이용한 경험적·반경험적 평가 결과, 암반의 컴피턴스 지수가 0.5–0.75 이하일 때 융기 발생 가능성이 높은 것으로 나타나, 본 구간의 융기 현상은 지질 구조적 요인과 수리·역학적 요인이 상호 연계된 복합적 시간의존 거동임을 확인하였다.

3. 국내외 사례 및 기존 보강 성과를 종합한 결과, 교통처리 제약과 지질 불확실성을 고려하여 ‘마이크로파일+사후관리’ 개념의 관리형 보강대책을 제안하였다. 융기 정도에 따라 절삭보수(RP-1), 마이크로파일 수직보강(RP-2), 수직·경사 복합보강(RP-3)으로 구분된 단계별 패턴형 대책을 적용하였으며, 보강 이후에는 장기 계측 및 모니터링을 통해 안정화 여부를 검증해야 한다. 보강 후 사후관리는 구조물 변형, 지반응력 재배치, 보강 경계부의 변형 거동 등을 주기적으로 관찰하여 추가보강 여부를 결정하는 지속관리형 체계로 운영되어야 한다.

4. 융기 사례분석과 수치해석 결과를 토대로 도로터널 인버트 설치의 필요성을 정량적으로 평가할 수 있는 판단기준을 제시하였다. 본 기준은 설계 및 시공 단계에서 바닥 융기 발생 가능성을 사전에 검토하고, 막장 조건의 확인·검증을 통해 운영 중 융기를 예방할 수 있는 근본적 대응방안으로, 향후 현장 적용과 피드백을 거쳐 정규지침으로 발전시킬 수 있을 것으로 판단된다.

향후 연구에서는 장기 계측자료의 축적과 함께, 컨피던스 지수-융기거동 간 상관성을 추가 검증하고, 현장적용을 통한 인버트 설치 기준의 적용성 및 신뢰도를 고도화할 예정이다.