1. 서 론

고준위방사성폐기물(HLW: High-Level Radioactive Waste)의 안전한 처분은 최근 원자력 이용에 필수적인 과제로 인식된다. 현재 가장 신뢰받는 방법 중 하나는 지하 수백 미터 심도에 고준위방사성폐기물을 매설하는 심층처분(deep geological disposal) 방식이다(Birkholzer et al., 2012, Jeon et al., 2019). 심층처분은 폐기물의 장기적인 고립을 위해 다중의 공학적방벽(engineered barrier)을 설치함으로써 외부 환경으로의 유출 가능성을 최소화하려 한다. 공학적방벽은 처분용기(canister), 완충재(buffer), 뒤채움재(backfill), 그리고 처분공 주변 암반(host rock)으로 구성되며(Fig. 1, Lee et al., 2020), 처분공 주변 암반은 최종적인 지질학적 방어선 역할을 한다(Kim et al., 2025). 처분공 주변 암반에는 자연적으로 절리가 발달해 있으며, 불연속면으로써 유체가 흐르는 통로로 작용할 수 있다(Joyce et al., 2014, Wang and Hudson, 2015). 따라서, 절리가 핵종의 이동 경로가 될 가능성이 있으므로 절리의 특성을 정량적으로 파악하는 것은 심층처분의 장기적인 안정성 확보에 필수적이다.

Fig. 1.

Schematic diagram of the thermo-hydro-mechanical coupled processes in the engineered barrier system (Lee et al., 2020)

공학적방벽의 주요 구성요소 중 하나인 완충재로 팽윤성이 있는 점토인 벤토나이트(bentonite)를 사용하며, 처분용기를 둘러싸서 지하수의 흐름을 차단하여 핵종 유출 시 이동을 지연하는 역할을 한다. 벤토나이트는 수분을 흡수하면 팽윤하는 성질을 가지며, 지하수에 의해 포화되는 과정에서 팽윤 및 침식 등으로 인해 처분공 또는 처분터널과 맞닿은 절리 내부로 침투할 가능성이 있다(Baik et al., 2007, Neretnieks et al., 2009). 이러한 침투는 절리의 전단 강도, 수직 및 전단 강성, 마찰 특성, 거칠기, 손상 영역과 같은 역학적 특성에 영향을 미칠 수 있다. 또한, 절리의 전단이 발생하거나 화학적 반응으로 인해 표면 손상이 진행될 경우, 절리면 간극이 커지면서 더 많은 벤토나이트 침투가 야기될 수 있다. 기존 연구에서 벤토나이트의 팽윤 특성(Al-Badran et al., 2017, Kim et al., 2021), 수리적 특성(Park et al., 2021, Yoon et al., 2021), 절리 내부로의 침투(Xu et al., 2022, Kohno and Kaneuji, 2024)에 대한 연구는 활발히 진행되었지만, 벤토나이트 침투가 절리의 역학적 특성에 미치는 영향을 연구한 사례는 많지 않다.

절리는 암반의 전단 거동에 중대한 영향을 미치며, 터널, 댐, 지하 저장소와 같은 대규모 암반 구조물의 안정성 평가에 있어 핵심적인 요소로 작용한다. 절리의 전단 특성은 표면 거칠기, 응력 상태, 물리적 특성뿐만 아니라, 절리 내부에 존재하는 충전 물질(infill material)에 의해서도 크게 좌우된다(Indraratna et al., 2014). 절리 내부에 존재하는 충전 물질은 암석의 풍화 생성물, 광물질 침전물 또는 외부로부터 유입된 미립 입자 등 다양한 기원을 가진다(Villa et al., 1995, Jones and Detviler, 2016). 충전 물질은 일반적으로 모암에 비해 압축되기 쉬우며, 수리전도도가 더 높고 전단 강도는 더 낮은 특성을 가진다(Kim et al., 2006, Karakus et al., 2016, Cheng et al., 2018).

많은 선행 연구에서는 절리면의 기하학적 특성, 간극수압, 응력 조건에 따른 전단 거동을 분석하였으며, 일부 연구에서는 점토, 실트 등 다양한 종류의 충전 물질이 전단 강도에 미치는 영향을 실험적으로 분석하였다. Indraratna and Haque(1997)는 벤토나이트가 충전된 암석 절리에 대하여 직접전단시험을 수행함으로써, 절리 내 매우 얇은 두께의 벤토나이트도 전단 강도를 크게 감소시킨다는 것을 발견하였다. 하지만, 해당 연구에서는 심층처분 모암으로 고려되는 결정질암이 아닌 연암으로 시편을 사용했으며, 건조된 벤토나이트를 사용했다는 점에서 실제 처분조건과 거리가 있다. 이외에는 현재까지 벤토나이트 충전이 암석 절리의 전단 강도 및 절리면 손상에 영향을 미치는 연구를 수행한 사례는 많지 않았다.

처분공 주변 암반 내 절리로 침투한 벤토나이트가 절리의 전단 특성에 미치는 영향을 규명하는 것은 심층처분의 안전성 평가에서 중요하다. 본 연구에서는 이러한 필요성을 바탕으로, 벤토나이트가 충전된 절리와 충전되지 않은 절리의 전단 특성을 실내 시험을 통해 비교·분석하였다. 인공적으로 생성한 인장 절리를 가진 화강암 시편을 사용하여 다단계 하중 조건에서 직접전단시험을 수행하였다. 또한, 3차원 레이저 스캐너를 활용하여 획득한 시험 전후의 절리면 좌표 데이터를 분석함으로써, 전단 과정에서 발생한 손상 영역을 정량적으로 조사하였다.

2. 실험 방법

인장 절리를 가진 암석 시편을 획득하기 위해 먼저 황등화강암 블록에 대하여 쪼갬 인장시험(splitting tensile test)을 수행하였다. 직접전단시험은 벤토나이트가 충전된 절리와 충전되지 않은 절리를 가진 두 종류의 암석 시편에 대하여 수행하였다. 마지막으로, 전단에 의한 손상 영역을 정량적으로 조사하기 위해 절리면을 직접전단시험 전후에 3차원 레이저 스캐너로 촬영하여 비교분석을 하였다.

2.1 암석 시편

암석 시편으로는 전라북도 익산시 황등면에서 채취한 황등화강암을 사용하였다. 표준시험으로 획득한 황등화강암의 공학적 물성은 Table 1에 정리하였다. 암석 시편은 가로, 세로, 높이가 각각 120 mm, 130 mm, 150 mm이며, 총 8개를 준비하였다. 암석 시편의 마주보는 면을 평행하게 하고, 인접한 면은 직각을 이루도록 표면을 연마하였다. 또한, 쪼갬 인장시험 수행 시 하중 방향을 따라 절리면 생성을 유도할 수 있도록, 가로 120 mm, 세로 130 mm인 두 면에는 면을 가로지르는 노치를 120 mm 길이 방향을 따라 성형하였다.

인장 절리를 생성하기 위한 쪼갬 인장시험을 위해 쐐기가 포함된 하중 프레임을 제작하였다. 하중 프레임의 상판과 하판에는 암석 시편의 노치에 삽입할 수 있도록 쐐기가 있으며, 하중기에 의해 수직 하중이 상판에 작용하면 상판이 하판과 평행을 유지하며 수직으로 내려오도록 설계하였다(Fig. 2). 암석 시편을 노치가 쐐기에 정확히 맞도록 거치한 후, 하중기(MTS 816.04 Rock Mechanics Test System, MTS Systems)를 이용해 일정한 수직 변위 속도로 하중 프레임의 상판에 수직 하중을 가하여 인장 절리를 생성하였다. 8개 암석 시편에서 인장 절리의 절리 거칠기 계수(Joint Roughness Coefficient, JRC)는 13-17의 범위를 가졌다(Table 2). 벤토나이트가 충전되지 않은 절리의 시편은 JRC 값이 작은 순서대로 A1, A2, A3, A4로 명명하였고, 충전된 절리의 시편도 동일한 기준으로 B1, B2, B3, B4로 명명하였다. 참고로, JRC 값의 계산 방법은 2.4절에서 상세히 기술하였다.

Fig. 2.

Schematic illustration of splitting tensile test for the creation of tensile joints

2.2 벤토나이트 충전

심층처분에서 벤토나이트가 처분공 주변 암반 내 절리로 침투된 것을 재현하기 위해, 시편 B1, B2, B3, B4를 전단 박스에 고정한 상태에서 한쪽 절리면에 수화된 벤토나이트를 도포하였다. 벤토나이트는 Clariant in Korea에서 2023년 7월에 제조한 Bentonil-WRK를 사용하였다. Bentonil-WRK는 칼슘 벤토나이트로, 광물 구성은 몬모릴로나이트(montmorillonite) 70.7%, 조장석(albite) 14.4%, 크리스토발라이트(cristobalite) 12%, 석영(quartz) 2%로 이루어져 있다. 또한, Bentonil -WRK는 통일분류법(Unified Soil Classification System, USCS)에 따르면 소성도가 높은 실트(MH)로 분류된다(Yoon et al., 2024).

절리면에 벤토나이트를 도포하기 전에, 함수비가 113%가 되도록 건조된 벤토나이트와 증류수를 혼합하였다. 참고로, 절리 내 침투된 벤토나이트는 함수비에 따라 페이스트, 겔, 졸 등 다양한 상을 나타내는데, 본 연구에서는 벤토나이트가 페이스트 상태에 있다고 가정하고, 이를 위해 함수비 113%를 임의로 설정하였다. 수화된 벤토나이트는 면적이 120×130 mm2인 절리에 초기 두께 4 mm의 층을 형성할 수 있는 양을 준비하였다. 벤토나이트는 하단 전단 박스에 고정된 시편의 절리면에 시험 직전에 도포하였다(Fig. 3(b)). 이때, 벤토나이트 층이 최대한 균질한 초기 두께를 가지도록 절리면을 16등분한 뒤, 각 구역에 균일한 양을 도포하였다(Fig. 3(a)). 직접전단시험에서 첫 번째 수직 응력이 절리에 가해지면서 상당 부분의 벤토나이트가 절리면 외부로 압출되었다. 시험 직후 절리면을 확인한 결과, 일부가 압출되었음에도 불구하고 벤토나이트가 여전히 절리면 전체를 덮고 있음을 확인하였다. 또한, 시험 직후 절리면 양쪽을 분리하였을 때, 벤토나이트가 대략 절반으로 나뉘어 양쪽 절리면에 부착된 상태로 남아 있었다(Fig. 3(c)).

Fig. 3.

Preparation of bentonite infill within a rock joint of B2 specimen: (a) initial lower joint before testing, (b) lower joint with bentonite infill before testing, (c) lower and upper joints with bentonite infill after testing

2.3 직접전단시험

인장 절리에 대한 직접전단시험을 수행하기 위해, 암석 시편에 수직 하중을 가할 수 있는 하중기(MTS 816.04 Rock Mechanics Test System, MTS Systems)와 함께 전단 하중을 가할 수 있는 직접전단시험기(MTS 816 Direct Shear Package, MTS Systems)를 활용하였다. 직접전단시험기는 최대 500 kN의 수직 하중과 250 kN의 전단 하중을 가할 수 있으며, 전단 박스에는 최대 200×300×340 mm3 크기의 시편을 거치할 수 있다(Fig. 4).

Fig. 4.

Direct shear testing machine (MTS 816 Direct Shear Package, MTS systems)

직접전단시험은 한 시편에 대해 단계적으로 수직 응력을 증가시키며 전단을 발생시키는 다단계 하중 조건(multi-stage loading)에서 수행되었다. 일반적인 직접전단시험 시 동일한 절리면 특성을 가지는 다수의 암석 시편을 확보하기 어렵다. 그러나 다단계 하중 조건을 적용하면 하나의 시편이 단계별로 유사한 절리면 특성을 유지할 수 있으므로, 서로 다른 절리면 특성을 가지는 시편들 간에 발생할 수 있는 결과의 편차를 줄일 수 있다(Kim and Jeon, 2016). 본 시험에서는 각 시편에 대해 0.2, 0.5, 1, 3, 5, 7 MPa의 여섯 가지 수직 응력을 단계적으로 적용하였으며, 전단을 유발하는 동안 각 수직 응력을 일정하게 유지하는 일정 수직 하중(Constant Normal Load) 조건에서 시험을 수행했다(Fig. 5). 각 수직 응력을 재하한 후, 수직 변위가 일정한 값에 수렴할 수 있도록 전단을 발생시키기 전까지 5분간 압밀을 유지하였다. 인장 절리의 전단은 절리의 130 mm 길이 방향을 따라 0.2 mm/min의 일정한 변위 속도로 발생시켰다. 다단계 하중 조건에서 각 시편의 절리면 손상 영역(degraded area)이 과도하게 축적되는 것을 방지하기 위해, 각 수직 응력 조건에서 최대 전단 강도 이후의 전단 변위는 약 0.5 mm 이하로 제한하였다. 하중 조건에서 시험이 진행되는 동안 수직 및 전단 하중은 각각의 로드셀을 통해 계측되었다. 또한, 수직 변위는 전단 박스 모서리에 위치한 4개의 LVDT (Linear Variable Displacement Transducer)로 계측되며, 전단 변위는 절리면 양쪽에 대칭으로 배치된 2개의 LVDT를 이용해 계측하였다. 하중 및 변위 계측값은 0.1 s 단위로 기록하였다.

Fig. 5.

Evolution of shear and normal stress under multi-stage loading condition for the A2 specimen

2.4 절리면 분석

직접전단시험 전후 절리면을 정량적으로 조사하기 위해 3차원 레이저 스캐너(Gocator 2530, LMITechnologies)를 사용하였다. 3차원 레이저 스캐너는 세 개의 센서에서 방출되는 레이저를 이용하여 재료 표면의 x, y, z 축 좌표 데이터를 점군 형태로 획득한다. 3차원 레이저 스캐너를 이용해 획득한 절리면의 시험 전후 좌표 데이터의 해상도는 수평 방향(x-y 평면)에서 0.1 mm, 수직 방향(z 축)에서 0.0015 mm이다. 벤토나이트가 충전된 절리의 경우, 시험 직후 절리면에 벤토나이트가 남아 있는 상태에서 좌표 데이터를 획득하였으며, 벤토나이트를 제거한 후에도 추가로 좌표 데이터를 획득하였다. 절리면에서 벤토나이트를 제거하기 위해, 시편을 오븐에서 하루 동안 건조한 후 부드러운 붓으로 표면을 털어내고, 마지막으로 흐르는 물로 잔여물을 세척하였다.

절리면의 좌표 데이터를 활용하여 시험 전 JRC 값을 계산하고, 시험 직후 남아있는 벤토나이트 두께와 손상 영역을 분석하였다. 좌표 데이터의 분석에는 오픈 소스 기반의 3차원 점군 처리 소프트웨어인 CloudCompare를 사용하였다. 시험 전 절리면의 JRC 값을 계산하기 위해서는 먼저 좌표 데이터로부터 Z2(root mean square (RMS) of the slope)를 산출한 뒤, Tse and Cruden(1979)이 제안한 JRC와 Z2의 상관 관계식(식 (1))을 적용하였다.

시험 직후 절리면에 남아있는 벤토나이트 두께를 분석하기 위해서는 시험 전 절리면의 좌표 데이터와 시험 후 벤토나이트가 남아 있는 절리면의 좌표 데이터를 비교하였다. 두 데이터 세트에서 벤토나이트가 없는 절리면의 위치가 일치하도록 정렬한 후, 두 좌표 데이터 간의 수직 거리를 계산하였다. 각 좌표에서 계산한 수직 거리와 디지털 카메라로 촬영한 절리면을 시각적으로 비교했을 때, 수직 거리가 약 0.05 mm 이상인 경우 벤토나이트가 남아 있는 영역이었다. 절리면과 벤토나이트를 수직 거리 0.05 mm를 기준으로 이산화한 B2 시편의 절리면 이미지는 Fig. 6(a)에 나타내었다. 또한, 벤토나이트가 남아 있는 영역의 각 좌표에서의 수직 거리를 벤토나이트의 두께로 정의하였다. Fig. 6(b)에는 B2 시편의 각 좌표에서 측정된 벤토나이트 두께가 히스토그램으로 나타나 있다. B2 시편의 경우, 남아있는 벤토나이트 두께의 평균값은 0.25 mm이며, 히스토그램에서 피크값에 해당하는 벤토나이트 두께는 0.12 mm였다.

Fig. 6.

(a) Binarized image of a rock joint with bentonite infill after testing, and (b) histogram of bentonite thickness at each coordinate The binarized image and the histogram were obtained from the test of B2 specimen

직접전단시험으로 인해 발생한 절리면의 손상 영역을 분석하기 위해, 시험 전 절리면의 좌표 데이터와 시험 후 벤토나이트가 제거된 절리면의 좌표 데이터를 비교하였다. 두 데이터 세트의 절리면이 최대한 일치하도록 정렬한 후, 두 좌표 데이터 간의 수직 거리를 계산하였다. 각 좌표에서의 수직 거리가 0.3 mm 이상인 영역을 추출하였으며. 추출된 각 영역의 등가 직경이 0.5 mm 이상인 경우 이를 손상 영역으로 정의하였다. 참고로, 수직 거리와 등가 직경이 각각 0.3 mm와 0.5 mm 미만인 경우, 데이터 노이즈와 손상 영역을 구분하기 어려워 분석에서 제외하였다.

3. 실험 결과 및 분석

총 8개의 시편, A1, A2, A3, A4 및 벤토나이트가 충전된 B1, B2, B3, B4에 대해 직접전단시험을 수행하여 인장 절리의 전단 강도, 팽창각, 전단 및 수직 강성을 측정하였다. 획득한 물성은 JRC 값, 수직 응력, 벤토나이트 충전 여부에 따라 비교·분석하였다. 또한, 3차원 레이저 스캐너로 획득한 절리면의 좌표 데이터를 활용하여 직접전단시험으로 인해 발생한 손상 영역의 면적과 개수를 정량적으로 평가하였다.

3.1 전단 강도

Fig. 7은 A1 시편과 벤토나이트로 충전된 B1 시편의 전단 변위 증가에 따른 전단 응력과 수직 변위 변화를 보여준다. A1 시편의 절리면은 충전되지 않은 시편들 중 JRC 값(13.33)이 가장 낮으며, B1 시편의 절리면도 벤토나이트로 충전된 시편들 중 JRC 값(14.18)이 가장 낮다. 참고로, 모든 시험에서 전단 강도는 최초로 관찰된 최대 전단 응력 혹은 전단 응력이 급격히 변화하기 시작하는 시점으로 결정하였다. 본 시험에서는 다단계 하중 조건에서 각 단계마다 이미 절리면에 하중이 작용하고 절리면 손상이 누적되기 때문에, 전단 강도의 피크가 뚜렷하게 나타나지 않은 것으로 판단된다. Fig. 7(a)에 따르면, 수직 응력이 0.5 MPa로 낮을 때, 충전되지 않은 절리에서는 전단 응력이 초기에 급격히 증가한 후 일정한 값에 수렴하였다. 반면, 동일한 수직 응력 조건에서 충전된 절리는 전단 응력이 초기에 소폭 증가한 후 완만한 기울기로 계속해서 증가하였다(Fig. 7(b)). 충전되지 않은 절리와 충전된 절리의 전단 강도는 각각 0.90 MPa와 0.29 MPa로, 충전된 절리에서 전단 강도가 현저히 감소한 것을 확인할 수 있었다. 수직 변위의 경우, 충전되지 않은 절리는 전단 중 지속적으로 증가하며 절리가 팽창(dilation)한 반면, 충전된 절리는 수직 변위에 큰 변화가 없었다.

수직 응력이 5 MPa로 클 때, 충전되지 않은 절리와 충전된 절리 모두에서 전단 강도 이후 전단 응력이 크게 변동하는 양상을 보였다(Fig. 7(c)와 (d)). 충전되지 않은 절리와 충전된 절리의 전단 강도는 각각 4.11 MPa와 2.60 MPa로, 0.5 MPa의 수직 응력 조건과 마찬가지로 충전된 절리에서 전단 강도가 크게 감소하는 경향을 보였다. 또한, 두 절리 모두에서 최대 전단 강도에 도달할 때까지 절리면이 압축(contraction)되었으나, 발생한 절리면의 압축량은 충전된 절리에서 충전되지 않은 절리에 비해 작았다. 그러므로, 인장 절리의 JRC 값이 약 13-14인 A1과 B1시편을 비교하였을 때, 절리 내 벤토나이트 충전이 전단 강도를 감소시키고 전단 중 발생하는 절리면의 수직 변위량 또한 감소시키는 것을 확인하였다.

Fig. 7.

Evolution of shear stress and normal displacement with shear displacement: (a) A1 (unfilled) and (b) B1 (infilled with bentonite) specimens under a normal stress of 0.5 MPa, and (c) A1 and (d) B1 specimens a normal stress of 5 MPa

Fig. 8은 A4 시편과 벤토나이트로 충전된 B4 시편의 전단 변위 증가에 따른 전단 응력 및 수직 변위 변화를 보여준다. A4 시편의 절리면은 충전되지 않은 시편들 중 JRC 값(17.22)이 가장 컸으며, B4 시편의 절리면도 충전된 B4 시편들 중 JRC 값(17.36)이 가장 컸다. 수직 응력이 0.5 MPa로 낮을 때, 충전되지 않은 시편과 충전된 시편의 전단 응력 및 수직 변위 변화는 상당히 유사하였다(Fig. 8(a)와 (b)). 두 시편 모두 초기에 비슷한 속도로 전단 응력이 증가하였으며, 전단 강도에 도달한 후 일정한 값에 수렴하였다. 충전되지 않은 시편과 충전된 시편의 전단 강도는 각각 0.75 MPa와 0.82 MPa이었으며 두 시편 간에 큰 차이는 없었다. 또한, 두 시편 모두 지속적으로 절리면이 팽창했으며, 발생한 팽창량도 비슷하였다.

수직 응력이 5 MPa로 증가했을 때도 두 시편의 전단 응력 및 수직 변위 변화는 비슷한 경향을 보였다(Fig. 8(c)와 (d)). 충전되지 않은 시편과 충전된 시편의 전단 강도는 각각 4.90 MPa와 4.60 MPa로 큰 차이가 없었다. 또한, 두 시편 모두 최대 전단 강도까지 수직 변위가 감소하면서 절리가 수축했고, 이후 절리가 팽창하는 경향을 나타냈다. 단, 충전된 시편의 경우, 최대 전단 강도에 도달할 때까지 발생한 절리의 수축량이 충전되지 않은 시편보다 작았다. Fig. 7와 Fig. 8의 결과를 종합하면, 절리면의 JRC 값이 낮을 때 벤토나이트 충전이 전단 응력 및 수직 변위에 미치는 영향이 더욱 두드러지는 것으로 확인되었다.

Fig. 8.

Evolution of shear stress and normal displacement with shear displacement: (a) A4 (unfilled) and (b) B4 (infilled with bentonite) specimens under a normal stress of 0.5 MPa, and (c) A4 and (d) B4 specimens a normal stress of 5 MPa

Fig. 9은 충전되지 않은 절리와 벤토나이트가 충전된 절리의 전단 강도를 6가지 수직 응력 조건에서 비교하여 보여준다. 또한, 비교를 위해, 전단 강도 예측에 널리 활용되는 Barton 모델(식 (2))을 사용하여 충전되지 않은 절리의 전단 강도를 계산하고, 이를 그림에 추가하였다(Barton and Choubey, 1977).

여기서 𝜏, σn, JCS, ϕb는 각각 전단 강도, 수직 응력, 절리면 압축 강도, 기본 마찰각을 나타낸다. 절리면 압축 강도로 일축 압축 강도(Table 1)를 사용하였으며, 기본 마찰각은 편평한 절리면에 대해 직접전단시험을 수행하여 획득한 22도를 적용하였다. Fig. 9(a)-(c)에 따르면, 수직 응력이 0.2, 0.5, 1 MPa로 낮을 때 충전되지 않은 절리의 전단 강도는 JRC 값과 뚜렷한 상관관계를 보이지 않았다. 그러나 수직 응력이 3, 5, 7 MPa로 증가하면, 충전되지 않은 절리의 전단 강도는 JRC 값이 증가함에 따라 점진적으로 커지는 경향을 보였다(Fig. 9(d)-(f)). 벤토나이트가 충전된 절리의 전단 강도는 충전되지 않은 절리보다 전반적으로 낮았다. 또한, 수직 응력이 0.2 MPa인 경우를 제외하고, 모든 수직 응력에서 JRC 값이 증가할수록 충전된 절리의 전단 강도가 증가했다. 특히, JRC 값이 증가함에 따라 충전된 절리의 전단 강도 증가 폭이 충전되지 않은 절리에 비해 더 컸다. 이로 인해 충전되지 않은 절리와 충전된 절리의 전단 강도 차이는 JRC 값이 증가할수록 감소했으며, JRC 값이 약 17인 절리를 가진 A4와 B4 시편 간의 전단 강도는 거의 차이가 없었다. 추가로, Barton 모델로 계산한 충전되지 않은 절리의 전단 강도는 실험값보다 전반적으로 높은 경향을 보였다. 이러한 차이는 다양한 요인에 의해 발생할 수 있지만, 다단계 하중 조건에서 절리면 손상 영역이 축적되면서 Barton 모델보다 낮은 전단 강도가 발생한 것으로 판단된다.

Fig. 9.

Shear strength of unfilled joints and bentonite-infilled joints under normal stresses of (a) 0.2 MPa, (b) 0.5 MPa, (c) 1 MPa, (d) 3 MPa, (e) 5 MPa, and (f) 7 MPa

각 시편의 6가지 수직 응력 조건에서 획득한 전단 강도 값을 바탕으로 Mohr-Coulomb 파괴포락선을 구하고, 이를 이용하여 마찰각을 도출하였다. Fig. 10는 충전되지 않은 절리와 벤토나이트로 충전된 절리의 JRC 값에 따른 마찰각 변화를 보여준다. 그림에 따르면 충전 여부와 관계없이 JRC 값이 증가할수록 마찰각이 증가하는 경향을 보였다. 하지만, 유사한 JRC 값을 가진 절리를 비교하면, 충전되지 않은 절리와 충전된 절리의 마찰각 차이는 JRC 값이 증가할수록 점차 감소하였다. JRC 값이 약 13-14인 A1과 B1 시편을 비교한 결과, 벤토나이트 충전으로 인해 마찰각이 22% 감소했다. 반면, JRC 값 약 17인 A4와 B4 시편에서는 마찰각 감소 정도가 미미하였다. 이는 JRC 값이 낮을 때는 절리의 전단 특성에 벤토나이트 충전이 큰 영향을 미치지만, JRC 값이 클 경우 충전여부와 관계없이 절리면의 거칠기가 전단 특성을 결정하는 주요 요인으로 작용함을 의미한다.

Fig. 10.

Friction angles of unfilled joints and bentonite-infilled joints

3.2 팽창각

절리의 팽창각은 최대 전단 강도가 발생한 시점에서 수직 변위 변화량을 전단 변위 변화량으로 나누어 계산하였다. Fig. 11은 충전되지 않은 절리와 벤토나이트가 충전된 절리의 JRC 값에 따른 팽창각 변화를 보여준다. 충전되지 않은 절리의 경우, 수직 응력이 0.2 MPa에서 3MPa로 증가함에 따라 팽창각이 점차 감소하였다(Fig. 11(a)-(d)). 수직 응력이 3MPa 이상일 때는 팽창각이 약 5도 이하로 줄어들었다(Fig. 11(d)-(f)).

Fig. 11.

Dilation angles of unfilled joints and bentonite-infilled joints under normal stresses of (a) 0.2 MPa, (b) 0.5 MPa, (c) 1 MPa, (d) 3 MPa, (e) 5 MPa, and (f) 7 MPa

반면, 벤토나이트로 충전된 절리의 팽창각은 충전되지 않은 절리에 비해 전반적으로 작은 값을 보였다. 또한, 일부 조건에서 팽창각이 음의 값을 나타냈는데, 이는 전단 강도 도달 이후 절리가 수직 방향으로 수축했음을 의미한다. 절리가 수축한 주요 원인은 절리면이 미끄러지면서 충전된 벤토나이트가 압축 변형을 일으켰기 때문으로 판단된다. 특히, 수직 응력이 0.2 MPa로 가장 낮을 때는 모든 충전된 절리에서 팽창각이 음의 값을 기록했는데, 이는 다단계 하중 조건에서 첫 수직 응력 시 상대적으로 덜 압축된 벤토나이트가 전단에 의해 큰 압축을 발생했기 때문으로 보인다. 따라서 Fig. 11의 결과는 벤토나이트 충전이 전단에 의한 절리의 팽창을 감소시키는 역할을 한다는 것을 보여준다.

3.3 전단 및 수직 강성

절리의 전단 강성은 전단 강도 25%와 75% 지점에서 측정한 전단 응력과 전단 변위 변화량을 이용해 계산하였으며, 수직 강성은 각 수직 응력을 가할 때 측정한 시작 및 목표 수직 응력과 수직 변위 변화량을 통해 산출하였다. Fig. 12는 충전되지 않은 시편(A1-A4)과 벤토나이트가 충전된 시편들(B1-B4)의 평균 전단 강성 및 수직 강성 값을 보여준다. 참고로, 본 연구에서 사용한 절리의 경우 JRC 값과 전단 및 수직 강성 간 뚜렷한 상관관계는 나타나지 않았다. Fig. 12(a)에 따르면, 충전되지 않은 절리와 충전된 절리 모두 수직 응력이 0.2 MPa에서 3 MPa로 증가함에 따라 전단 강성이 대체로 증가하는 경향을 보였다. 그러나 3 MPa와 7 MPa 사이에서는 전단 강성 증가 경향이 뚜렷하지 않았다. 또한, 각 수직 응력 조건에서 충전 여부와 관계없이 전단 강성의 차이는 크지 않았다.

Fig. 12.

(a) Shear stiffness and (b) normal stiffness of unfilled joints and bentonite-infilled joints

반면, Fig. 12(b)에 따르면, 수직 응력이 0.2-1 MPa로 낮은 경우 벤토나이트 충전이 수직 강성을 크게 감소시켰다. 이러한 수직 강성의 감소는 수직 응력에 의해 벤토나이트가 크게 압축되면서, 작용한 수직 응력 대비 수직 변위의 증가 폭이 컸기 때문으로 해석된다. 그러나 수직 응력이 3 MPa 이상일 때는 전단 강성과 마찬가지로 충전 여부에 따른 수직 강성의 차이가 크지 않았다. 이는 수직 응력이 클 경우 벤토나이트 충전이 수직 강성에 미치는 영향이 상대적으로 미미함을 의미한다. 또한, 본 시험에서는 다단계 하중 조건의 낮은 수직 응력 단계에서 벤토나이트가 충분히 압축된 후, 높은 수직 응력 단계에서는 벤토나이트의 압축이 수직 강성에 미치는 영향이 감소한 것 역시 하나의 원인으로 판단된다. Fig. 11과 Fig. 12의 결과를 정리하면, 충전된 절리의 경우 벤토나이트의 압축 변형이 수직 강성을 감소시키고 절리의 팽창을 억제하는데 기여한 것으로 보인다. 하지만, 벤토나이트 충전 여부에 관계없이 절리의 전단 강성에는 차이가 없으며, 이는 전단 과정 중에 수직 방향으로 발생한 벤토나이트의 압축 변형에 비해 수평 방향으로의 압축 변형이 상대적으로 작았기 때문으로 해석된다.

3.4 절리면 손상 영역

시험 전후 획득한 절리면 좌표 데이터를 비교하여 직접전단시험에 의해 발생한 손상 영역을 추출하였다. 참고로, 충전된 절리의 경우 시험 후 절리면 좌표 데이터를 획득할 때, 표면에서 벤토나이트가 제거된 상태였다. Fig. 13은 하단 전단 박스에 고정된 시편의 절리면에서 추출한 손상 영역의 분포를 보여준다. 각 시편에서 발생한 손상 영역의 크기와 개수를 비교한 결과, 충전되지 않은 시편 A1, A2, A3은 벤토나이트로 충전된 시편인 B1, B2, B3, B4에 비해 미세한 손상 영역은 개수는 많았으나, 약 5 mm 이상의 큰 손상 영역은 상대적으로 적었다. 단, 충전되지 않은 시편 중 JRC 값이 가장 큰 A4 시편의 경우, 다른 시편들보다 크고 작은 손상 영역이 두드러지게 많았다. 또한, A4 시편을 제외하면, JRC 값이 다른 충전되지 않은 시편(A1, A2, A3) 간의 손상 영역 차이는 크지 않았으며, 충전된 시편(B1, B2, B3, B4) 간에도 손상 영역 차이는 거의 없었다.

Fig. 13.

Detection of degraded area on the unfilled joints and bentonite-infilled joints

벤토나이트 충전 여부에 따른 손상 영역을 정량적으로 분석하기 위해, 손상 영역의 총 면적(total degraded area)과 절리 면적(joint area)의 비율을 계산하였다. 손상 영역의 총 면적은 양쪽 절리면에 발생한 손상 영역의 면적을 모두 합산하여 도출하였다. 또한, 절리 면적은 절리면을 수평면에 투영하여 얻은 면적으로 고정하였다. 참고로, 본 연구에서는 등가 직경이 0.5 mm 이상인 손상 영역만을 고려하였다. Fig. 14에 따르면, 충전되지 않은 절리 중 JRC 값이 가장 큰 A4 시편을 제외하면 다른 시편들의 손상 영역 면적비는 약 2-3%로 유사한 값을 보였다. 즉, A4 시편을 제외하면 벤토나이트 충전 여부 및 JRC 값에 따른 손상 영역 면적비의 차이는 거의 없었다. 반면, A4 시편의 손상 영역 면적비는 7.12%로 다른 시편들보다 약 3배 컸으며, Fig. 13에서 A4 시편에서만 많은 손상 영역이 시각적으로 확인된 결과와 일관성을 보였다.

Fig. 14.

Ratio of total degraded area to joint area for unfilled joints and bentonite-infilled joints

Fig. 15는 손상 영역의 등가 직경별 분포를 나타낸 히스토그램을 보여준다. Fig. 15(a)-(c)에 따르면, 등가 직경이 0.5-1 mm인 경우, 벤토나이트가 충전되지 않은 절리와 충전된 절리 모두에서 JRC 값이 증가할수록 손상 영역의 개수가 증가하는 경향을 보였다. 하지만, 등가 직경이 1 mm보다 큰 경우, JRC 값 증가에 따른 손상 영역의 개수가 증가하는 경향이 뚜렷하게 나타나지 않았다(Fig. 15(d)-(f)). 충전되지 않은 절리 중 JRC 값이 가장 큰 A4 시편은 다른 시편들에 비해 모든 등가 직경에서 손상 영역의 개수가 많았다. 반면, 등가 직경이 0.5-0.8 mm인 경우, 벤토나이트가 충전된 절리의 손상 영역 개수는 충전되지 않은 절리에 비해 전반적으로 적었다(Fig. 15(a)-(b)). 등가 직경이 0.8-5 mm로 증가할 때, JRC 값이 가장 큰 A4 시편을 제외하면, 충전되지 않은 절리와 충전된 절리 간 손상 영역 개수의 차이는 크지 않았다(Fig. 15(c)-(e)). 등가 직경이 5 mm 보다 큰 손상 영역의 개수는, A4 시편을 제외하면 충전된 절리에서 더 많았다(Fig. 15(f)). 이를 종합하면, 벤토나이트가 절리 내 충전되었을 때 등가 직경 0.8 mm 이하의 작은 손상 영역은 감소한 반면, 등가 직경이 5 mm 보다 큰 손상 영역은 더 많이 발생한 것으로 확인되었다. 이는 절리면 사이에 위치한 벤토나이트가 마찰, 거칠기 맞물림(interlocking), 파쇄로 인한 작은 요철들의 손상을 방지하는 완충 효과를 갖고 있기 때문으로 보인다. 또한, 충전된 절리에서 큰 손상 영역이 더 많이 발생한 것은 작은 요철들이 받는 응력이 벤토나이트에 의해 분산되었거나 약화된 대신, 큰 요철에서 응력 집중이 발생했기 때문으로 해석된다. 추가로, Fig. 14에서 A4 시편을 제외한 다른 시편들의 손상 영역 면적비가 벤토나이트 충전 여부와 관계없이 비슷한 이유는, 벤토나이트 충전 시 작은 손상 영역의 발생이 줄어든 반면, 큰 손상 영역의 발생이 증가했기 때문으로 판단된다.

Fig. 15.

Histograms of equivalent diameter of degraded area for unfilled joints and bentonite-infilled joints: (a) equivalent diameter = 0.5-0.6 mm, (b) 0.6-0.8 mm, (c) 0.8-1 mm, (d) 1-3 mm, (e) 3-5 mm, and (f) larger than 5 mm

Fig. 15에 따르면 약 17의 큰 JRC 값을 가지는 A4 시편은 절리 내 벤토나이트가 충전되지 않았음에도 불구하고, 작고 큰 손상 영역이 모두 크게 발생하였다. 비슷한 JRC 값을 가지면서 벤토나이트로 충전된 B4 시편은 A4 시편과 전단 강도 및 전단 강성 값에서 큰 차이를 보이지 않았지만(Fig. 9과 12), 손상 영역의 발생 정도에서는 뚜렷한 차이를 나타냈다. 이처럼 JRC 값이 비슷하더라도 A4와 B4 시편 간 손상 영역에 차이가 나타나는 이유는, 최대 전단 강도 이후 전단 거동의 차이에 기인하는 것으로 보인다. Fig. 8을 보면, 5 MPa의 수직 응력 조건에서 A4와 B4 시편의 최대 전단 강도는 유사하게 나타났으나, A4 시편에서는 최대 전단 강도 이후 전단 응력이 급격히 감소한 뒤, 이후에도 큰 폭의 변동을 반복하였다. 이러한 전단 응력의 큰 진동은 손상 영역이 크게 발생하면서 전단 응력이 급격히 저하되었기 때문으로 해석된다. 반면, B4 시편에서는 최대 전단 강도 이후 전단 응력의 변화 폭이 A4보다 현저히 작게 나타났다. 이를 종합해보면, JRC 값이 클 경우 벤토나이트 충전은 전단 강성과 최대 전단 강도에는 큰 영향을 미치지 않지만, 최대 전단 강도 이후의 전단 거동에는 영향을 주며, 이로 인해 손상 영역의 형성에도 차이를 유발하는 것으로 판단된다.

참고로, 본 연구에서는 다단계 하중 조건에서 절리면 손상이 누적되면서 절리면 특성이 일부 변화했을 가능성이 있으며, 이는 전단 강도, 팽창각, 전단 및 수직 강성에 영향을 미쳤을 수 있다. 예를 들어, 본 시험에서 얻은 전단 강도 값이 Barton 모델에 의해 계산된 값보다 작게 나타난 것은, 절리면 손상이 단계적으로 누적되었기 때문으로 판단된다. 향후 연구에서는 다양한 절리면 특성을 지닌 다수의 암석 시편을 확보하여, 이러한 누적된 절리면 손상이 절리의 전단 특성에 미치는 영향을 배제할 계획이다.

4. 결 론

본 연구에서는 화강암 시편의 절리에 대한 직접전단시험을 수행하여, 벤토나이트 충전이 절리의 전단 특성에 미치는 영향을 조사하였다. 또한, 시험 전후 절리면의 좌표 데이터를 정량적으로 분석하여 전단에 의해 발생한 절리면 손상 영역을 평가하였다. 본 연구를 통해 얻은 주요 결론은 다음과 같다.

∙벤토나이트 충전은 절리의 전단 강도를 감소시키는 경향을 보였다. 하지만, JRC 값이 증가함에 따라 충전 여부에 따른 전단 강도 차이가 점차 감소하였으며, JRC 값이 약 17일 때는 벤토나이트 충전이 전단 강도 감소에 미치는 영향이 미미하였다.

∙벤토나이트가 충전된 절리의 팽창각은 충전되지 않은 절리에 비해 낮았다. 특히, 벤토나이트가 충전된 절리에서는 팽창각이 음의 값을 기록하는 경우도 있었으며, 이는 전단 과정에서 발생하는 벤토나이트의 압축으로 인한 절리면 압축량이 더 크게 나타났기 때문으로 판단된다.

∙팽창각과 달리, 충전 여부에 따른 절리의 전단 강성 차이는 크지 않았다. 이는 전단 시 벤토나이트의 압축이 수직 방향보다 수평 방향으로 상대적으로 작게 발생했기 때문으로 판단된다.

∙벤토나이트 충전으로 인해 등가 직경이 0.8 mm 이하인 작은 손상 영역의 발생은 감소한 반면, 5 mm 보다 큰 손상 영역은 증가하였다. 이는 절리면 사이에 위치한 벤토나이트가 작은 요철의 손상을 방지하는 완충 역할을 하는 대신, 큰 요철에서 응력 집중이 발생하여 손상 정도가 증가한 것으로 해석된다.

본 연구에서는 직접전단시험 시 전단 방향으로 절리 길이가 13 cm인 시료를 사용하였고, 절리면 전체에 벤토나이트를 도포하였다. 이는 심층처분 환경에서 수화된 벤토나이트가 처분공 주변 암반 내 절리로 13 cm가 침투한 현상을 모사한 것이다. 13 cm의 침투 깊이는 실제로 심층처분에서 예측되는 값보다 큰 편이며(Kim et al., 2024), 향후 연구에서는 침투 깊이에 따라 절리의 전단 특성이 어떻게 변화하는지 조사할 계획이다. 또한, 절리면 거칠기 계수가 더 낮은 경우, 벤토나이트의 함수비, 그리고 공극압 등의 변수를 고려하여, 심층처분 환경에서 벤토나이트 침투가 절리의 전단 특성에 미치는 영향을 더욱 정밀하게 평가하고자 한다.