1. 서 론

고준위방사성폐기물 처분시설은 최소 300 m 이하의 지하 심부 암반에 건설될 것으로 예상되며(Cheon et al., 2024b), 심부 암반의 현지 응력은 고준위방사성폐기물 처분시설의 안정성에 영향을 미칠 뿐 아니라 처분시설의 건설 용이성, 건설 가능성 등에 영향을 준다. 또한 터널, 유류비축기지 등 일반적인 지하구조물의 안정성에도 큰 영향을 미칠 수 있기에, 구조물이 건설될 심도에서 암반의 현지 응력 상태를 평가하는 것은 매우 중요하다.

일반적으로 암반공학 분야에서 알려진 현지 응력을 측정하는 방법으로 직접 측정법으로 수압파쇄법, 오버코어링법 등이 있으며, 시추공 공벽 파괴나 유도 균열과 같은 응력 지시자를 활용한 방법이나 지진 메커니즘과 같은 간접적인 방법 등이 있다. 또한 코어를 활용한 실내 시험에서 AE나 DRA 방법을 이용하여 응력을 평가하기도 한다(Kim et al., 2021). Kim et al.(2021)은 수압파쇄법과 오버코어링에 의해 측정된 한반도 전역의 현지 응력분포를 도시한 한국응력지도를 발간하여 국토 안전 분야의 중요한 기초 공공자료로 활용되고 있다. 한국응력지도에서 제시된 바와 같이 한반도 전 지역에 대한 현지 응력의 특성을 제시하기는 하나, 지역적으로 그리고 심도에 따라 다른 양상을 보이는 특성을 파악하기 위해서는 처분시설이 위치하게 될 부지에 대한 특성 조사가 필수적이다. 특히 고준위방사성폐기물 처분의 경우 처분시설이 위치하게 되는 처분 부지의 블록에 대한 특성이 이루어져야 하므로 반드시 측정이 필요하다(Cheon et al., 2024a). 동일한 부지에서 현지 응력측정이 수행되더라도 부지 내 측정 위치와 방법, 그리고 해당 부지의 지질학적 상태에 따라 다른 양상을 보일 수 있다.

Fig. 1은 핀란드 Olkiluoto 처분 부지에서 다양한 방법으로 획득한 현지 응력의 방향을 시험 방법과 심도에 따라 제시한 것으로 매우 편차가 크게 나타나고 있음을 알 수 있다(Cheon et al.,2024a, POSIVA, 2009). 이러한 편차의 원인으로 처분 부지 내 존재하는 파쇄대나 변형대의 영향뿐 아니라 암질의 불균질성과 수행된 시험 방법의 한계점 등을 이유로 제시하였다. 여러 방법으로 획득한 현지 응력과 지질학적 상태를 고려하여 최종적으로 Fig. 2와 같은 지질-응력 연계 모델을 제시하였다(Valli et al., 2011).

Fig. 1.

In-situ stress distribution in Olkiluoto (POSIVA, 2009)

Fig. 2.

Geology-Stress coupling model in Olkiluoto (Valli et al., 2011)

스웨덴도 핀란드와 마찬가지로 현지 응력에 대한 검토가 이루어졌다. 스웨덴 고준위방사성폐기물 처분사업자인 SKB는 처분 부지에 대해 Fig. 3과 같이 세 가지 응력모델(가장 가능성이 높은(most likely), 가능성이 낮은 최솟값(unlikely minimum), 가능성이 낮은 최댓값(unlikely maximum))을 제시하면서 ‘가장 가능성이 높은(most likely)’ 응력모델 등을 제안하였다. 그러나 ‘가장 가능성이 높은’ 응력모델이 오버코어링 방법만을 사용하였던 점과 오버코어링 방법에서의 탄성상수 산정 시 적절한 장비 미사용과 장치의 현장 설치 문제, 현지 응력에 따른 코어 디스킹 발생, 손상된 코어 시료의 활용 등 검토되어야 할 사항 등이 발견되었다. 따라서 스웨덴의 규제기관인 SSM이 수압파쇄 및 수리시험에서 획득한 모든 자료에 대해 검토를 수행하였다(SSM, 2014). 이는 처분 시설에서 현지 응력의 크기에 따라 스폴링 가능성의 존재가 우려되었고 이에 따라 장기적인 안정성에 영향을 미칠 수 있기에 처분 시설의 스폴링 발생 가능성 예측모델에 대한 신뢰성 검토를 수행하기 위해 현지 암반 특성 중 하나인 현지 응력장에 대한 검토가 수행된 것이다. 검토한 결과에 따르면 심도에 따른 응력 구배 변화에 있어 최대 수평응력과 최소 수평응력 사이의 불일치, 오버코어링 측정과 모순된 결과를 제시한 수압파쇄와 수리시험 측정을 배제해야 한다는 주장에 대한 의구심, 편향된 주장에 근거한 응력모델의 선정 시 사용된 자료 등으로 인해 새롭게 응력모델의 재산정 작업을 수행하였다. 응력모델 재산정 수행에 있어 응력 다각형 해석(stress polygon analysis)을 고려하여 새로운 응력모델을 제안하고 이를 토대로 스폴링 가능성 등 추가적인 안정성 검토를 수행하였다. 새롭게 제안된 응력모델(Fig. 3)과 함께 대상 지역이 스러스트 단층에서 주향이동단층으로 전이가 확인되었으며, 처분장 심도에서 신뢰할 자료의 수가 적음에 대해 추가 설명을 덧붙였다. 이는 현지 응력의 평가가 대상 지역이나 대상 위치의 불균질성 이외 측정 방법에 따른 여러 해결 사항과 함께 해석방법과 해석 결과의 검토, 지질학적 일치 등에 대한 분석이나 검증이 필요함을 잘 나타낸 사례로 볼 수 있다.

Fig. 3.

Stress model re-evaluation by SSM, the Swedish regulatory agency (a) stress model and stress polygon by SKB, (b)stress model and stress polygon by SSM after review (SSM, 2014)

위에서 살펴본 바와 같이 대상 부지의 응력모델의 구현은 어려운 일이며, 이를 위해 기존에 사용되던 하나의 방법 이외의 다른 대안적인 방법도 필요함을 알 수 있다. 이에 본 연구에서는 고준위방사성폐기물 심층처분의 부지연구(site study)의 하나로 수행되었던 심부 시추공을 활용하여 공내 팽창계를 이용한 공동 수축 크립(Cavity Contraction Creep, CCC) 시험을 통해 현지 응력을 평가하였다. 이 지역은 국내에서 널리 사용되고 있는 수압파쇄법에 의해 심도에 따른 현지 응력의 크기가 산정된 지역으로서, 이번 연구에서 획득한 고압 팽창계(HPD, High-Pressure Dilatometer)를 이용한 현지 응력 범위와의 비교 검토가 수행되었다.

2. 연구 지역과 적용 방법

2.1 연구 지역과 시험 위치

연구 지역은 Cheon et al.(2022), Cheon et al.(2024b) 등에서 여러 번 소개된 지역으로, 한국지질자원연구원 소유의 원주 지진연구센터(KSRS) 내에 있는 중생대 쥐라기 화강암반 지역으로, PQ를 50 m 시추 후 NQ로 심도는 757.3 m까지 시추가 수행되었다. 2020년에 시추가 수행되고 바로 수압파쇄에 의한 현지 응력이 이루어졌으며, 2023년에 Cambridge Insitu사의 고압 팽창계를 이용하여 심도 약 450 m까지의 시험 구간에서 암반 변형시험이 수행되었다. 본 논문은 동일한 고압 팽창계를 이용한 시험 자료로부터 현지 응력을 평가한 내용에 대해서 다루고 있다. 2020년 수행된 수압파쇄의 위치와 2023년 수행된 고압 팽창계 시험 위치가 Table 1에 제시되었다. 시험 위치는 시험 구간의 중앙값으로 표기되었으며, 고압 팽창계에서 수행된 지점과 유사한 수압파쇄 위치는 101 m, 203 m, 449 m가 있다.

2.2 고압 팽창계를 활용한 현지 응력 산정

2.2.1 고압 팽창계 시험 장치

본 시험에 사용된 장치는 Cambridge Insitu사의 73 mm 고압 팽창계로, 압력 측정을 위한 2개의 전체 압력계(total pressure cells)와 변형측정을 위한 6개의 변형률 장치(strain arm)로 구성되어 있다. 시험은 시추공 내 프로브가 정해진 시험 위치에 도달한 후 전체 수직 응력을 극복할 수 있을 만큼 응력 수준에 충분히 도달하면 제하(unload)와 재하(reload)를 반복 수행을 통해 이루어진다. 일반적으로 측정된 평균 변형률로부터 변형계수와 현지 응력을 산정하지만, 120도로 설치된 변형률 쌍으로부터 이방 변형 특성을 산정할 수도 있다. 장치 사양, 모습, 시험방법 등은 Cheon et al.(2024b)에 상세하게 설명이 되어 있다.

2.2.2 고압 팽창계를 이용한 현지 응력 산정 - 공동 수축 크립 시험

고압 팽창계를 이용한 공동 수축 크립 시험은 공동 벽면의 압력과 변위를 측정하는 일련의 시험이다. 이때 사용되는 프로브 멤브레인(probe membrane)의 반응에 대한 보정이 수행되어야 한다. 압력과 변위 자료에서 지반의 응력과 변형률 특성을 추출하는 과정은 시작점, 즉 후속 측정이 참조하는 초기 응력과 변위를 알아야 한다. 그러나 초기 응력(initial stress)인 현지 수평응력(insitu lateral stress, σho)이 식별하기 어렵기 때문에 변형이 시작되는 초기 응력 상태를 일반적으로 공동 기준 응력(cavity reference pressure, Po)을 기준으로 삼는다(Cambridge-insitu, 2025).

공동 기준 응력의 추정 방법은 lift-off 방법, Marsland & Randolph 방법(1977), 곡선 모델링(Curve fitting) 등이 있다. Lift-off 방법은 변위 없이 응력만 증가시키는 초기 구간에서 Po를 시각적으로 식별할 수 있으며, Marsland & Randolph 방법(1977)은 반복 계산을 통해 Po를 추정하지만, 모래 등과 같은 비선형 탄성 재료(모래 등)에는 적용이 어렵다는 단점이 있다. 곡선 모델링은 전체 해석 모델을 기반으로 측정 자료를 역추적하여 최적의 Po를 결정한다(Fig. 4).

Fig. 4는 이상적인 사전 천공 시험(pre-bored test)을 제시한 것으로, 유사하게 ‘완벽한’ 자체 천공 시험의 경우, 적용된 응력이 P_o에 도달할 때까지 팽창이 시작되지 않으므로 공동 기준 응력을 식별할 수 있다. 이 방법이 lift-off 방법이다. 또한 전단 응력 한계(Fig. 4의 P_f로 표시된 지점)는 비선형 반응이 현저하게 나타나는 지점으로 선정할 수 있다. 대상 매질이 이미 소성 상태에 있을 때 팽창이 시작되며, 이는 P_?로 표시된다. 물음표는 압력을 확인할 수 있으나, 반경 변위 자료가 의미 있는 변형률 계산에 사용할 수 없음을 의미한다.

Fig. 4.

Key stress point in perfect pre-bored test

균형 압력 크립 시험(Balance pressure creep test, BPC)은 1995년 Hughes에 의해 처음 사용된 시험법으로(Hoopes and Hughes, 2014), 최종 제하과정에서 여러 단계의 압력을 고정하여 일정 시간 동안 유지하는 방식으로 수행된다. Hoopes & Hughes는각 압력 유지 시간을 2분으로 제안하였다. 지반 반응은 지구 정역학적 수평응력을 산정하기 위해 측정된다. 지반이 공동 방향인 안쪽으로 크립되는 경우, 이는 가해진 응력이 수평응력보다 낮음을 의미하고, 바깥쪽으로 움직이면 그 반대이다. 이때 움직임이 0이 되는 응력, 즉 균형 압력(balance pressure)이 존재한다고 간주한다. 반드시 이 균형점에서 정확히 압력을 유지할 필요는 없으며, 여러 압력 단계의 결과를 그래프로 나타내고 보간(interpolation)을 통해 크립 속도가 0이 되는 지점을 판단할 수 있다. 실제 획득한 자료는 이론보다 복잡한 양상을 보여 해석자의 공학적 판단이 요구된다.

암석에 대해 수행되는 BPC 시험의 경우 탄성적으로만 하중을 받게 되면 공동 수축 크립 시험 접근법이 적용되며, 이는 토질과 매우 다른 형태로 나타난다. 크립 반응에 영향을 미치는 소성 거동이 없어 공동 수축 크립 시험에서 관찰되는 현상에 영향을 주는 경계는 공동 벽에서 멀리 떨어진 암반이 아닌 가까운 암반이다. 또한 크립 반응은 최종 수축의 일부로서, 균열화 과정(fracturing)이 이미 멈춘 상태이다. 현지 응력을 산정하기 위한 분석은 공동 수축 크립 자료를 발생한 변형률(strain movement)과 변형률 속도(strain rate)로 표현하고, 이를 반경 방향 응력에 대해 도시하는 방식으로 이루어진다. 명확성을 위해 반경 방향 응력은 종종 총 수직응력(total vertical stress)의 비로 표현되는데, 이는 총 수직응력이 쉽게 추정이 가능하기 때문이다. Fig. 5는 공동 수축 크립 시험의 예시로 변형률과 변형률 속도가 함께 도시되어 상호 보완적으로 정보를 제공함을 알 수 있다. 이 그래프는 위에서 아래로 해석하며, 주응력을 결정하는 것은 비교적 간단하다. 첫 번째 확연한 변곡점(inflection point)이 구별되며, 800 kPa에서의 변곡점은 제하에 대한 변형을 재료가 흡수하면서 생긴 것이다. 계속해서 아래로 내려가면서 확인된 다음 지점은 변형률 속도와 변형률이 최소 수평응력(minor horizontal stress)에서 일치하는지를 확인하는 것이다. 이 응력은 543 kPa에서 확인이 가능하다. 이후 변형률 자료에서 변곡점이 있는지 확인하고, 변형률 속도 자료에서는 변형률 변화가 0이 되는 지점을 살펴본다. 변형률 프로파일은 372 kPa에서 변화를 보이며, 그 이후로 변형량도 점차 줄어들기 때문에, 이 지점을 수직응력(vertical stress) 중 하나로 간주할 수 있다. 즉 변형률의 변곡점과 변형률 속도변화가 0이 되는 지점을 통해 최대 수평응력과 최소 수평응력을 산정한다. 이는 일정 부분 주관적이지만, 상당히 합리적인 결과를 도출하는 것으로 보인다. 그렇지만 변곡점으로 간주할 수 있는 유의미한 지점들이 정확히 어디인지에 대한 논쟁과 함께 공동 수축 크립 접근법의 한계점으로 여겨진다.

Fig. 5.

Example of cavity contraction creep test in rock

3. 고압 팽창계를 이용한 현지 응력 산정

3.1 자료 획득과 처리

Cheon et al.(2024b)에서 제시된 바와 같이 고압 팽창계를 이용한 변형계수나 현지 응력을 산정하는 시험에 있어, 암반은 연속체이며 등방의 균질하며, 평면변형률로 가정한다. 시추공은 반경방향으로 팽창하며, 프로브 중심은 측정된 모든 변위의 기준이 되는 것으로 가정한다. Fig. 6은 고압 팽창계를 이용하여 시험에서 ① ∽③은 암반의 변형 계수를, 제하 단계의 ‘zone of CCC assessment’는 현지 응력을 사용하는 데 활용된다.

Fig. 6.

Total pressure versus radial displacement curve obtained at 101.5 m test location

Fig. 7은 Fig. 6과 같이 반경 방향 변위로부터 초기 반경을 고려하여 획득한 각 지점에서의 전체 압력 대 변형률 곡선이다. 449 m 지점에서의 전체 압력 대 변형률 곡선은 Cheon et al.(2024b)에 제시되어 본 논문에서는 생략하였다. 그림에서 점의 색깔은 다음과 같은 의미를 갖는다 - 빨간색 점: 재하 경로상의 자료, 파란색 점: 제하 경로상의 자료, 노란색 점: 제하 루프, 마젠타 점: 재재하 루프, 연두색 점: 크립 유지 시작, 녹색 점: 크립 유지 종료, 회색 점: 무시될 자료.

Fig. 7.

Total pressure versus cavity strain at each test location

현지 응력은 모두 공동 수축 크립 접근법을 사용하여 획득하였으나, 시험 구간에 따라 단순하게 산정되지 않고 복잡하게 산정되기도 하였다. 일 예로 시험 심도 301.8 m인 Test 3(Fig. 8)을 살펴보면, 수축 과정에서 프로브가 약 4.5 MPa에서 시추공 벽과 접촉이 되지 않았다. 이는 프로브가 현지 응력보다 낮은 압력에 있어야 하므로, 이 값을 하한(lower limit)으로 간주할 수 있다. 2번째 반복 제하/재하과정은 완전하게 유효한 깔끔한 시험 결과로, 이 반복과정에서의 하단인 9.7 MPa를 현지 응력의 상한(upper limit)으로 간주할 수 있다. 따라서, 모든 수평 응력 경계(horizontal stress boundaries)는 4.5 MPa와 9.7 MPa 사이에 위치한다고 추정할 수 있다. 첫 번째 반복에서는 7.5 MPa와 8.2 MPa 사이에 V자형 루프의 핀치 포인트(pinch point)가 존재한다. 이 반복 구간은 주응력 경계(principal stress boundary) 아래 또는 그 근처에 위치할 가능성이 있다. 일반적으로 이는 압력계에 수직으로 작용하는 최대 응력이며, 시험에 가장 큰 영향을 미치므로 최소 응력보다 더 중요하다. 팽창 과정에서 크립 유지 구간은 인장 한계 응력이 13 MPa에서 잠재적으로 초과하였음을 나타내며, 이 지점에서 크립 변형이 급격히 증가한다. 이는 만약 공동(pocket)에 기존의 균열이 없다면, 응력 평형(stress equilibrium)이 6.5 MPa에서 무너졌음을 시사한다. 공동 수축 크립에서 크립 속도 변화가 0이 되는 두 개의 유의미한 변곡점이 나타난다. 하나는 7.5 MPa에서, 다른 하나는 6.3 MPa에서 발생하며, 이들은 주요 응력 경계로 간주된다. 이들 중 더 높은 값은 주응력(major stress)으로 더 낮은 값은 최소 응력(minor stress)으로 해석된다. 이 과정은 주관적인 절차이지만, 시험 전체를 고려하여 여러 지점을 활용해 응력 경계를 판단하려는 데 목적이 있다.

Fig. 8.

Example of principal stress boundary estimation at 301.8 m test location

3.2 공동 수축 크립 시험 결과 및 산정된 현지 응력

각 시험 구간에서 전체 응력과 변형률로부터 구한 크립 크기(creep)와 크립 속도(creep rate)는 Fig. 9와 같으며, 이로부터 산정한 현지 응력 값은 Table 2에 제시되었다. 수직응력은 밀도와 심도를 고려하여 계산한 값이다. 심도 404.5 m에서는 6개의 변위 센서의 작동이 이상할 뿐 아니라 6번 변위 센서는 판독할 수 없어 현지 응력을 산정하지 못하였다. 아마도 프로브에 물이 들어가서 오작동한 것으로 판단된다. 이는 Fig. 7(d)에서도 확인할 수 있다.

Fig. 9.

Total pressure versus cavity strain at each test location

σv0는 단위 중량을 26 kN/m³로 가정하여 계산한 상재 하중으로부터 산정한 값이며, σH는 최대 수평응력으로 공동 기준 압력(cavity reference pressure)과 동일한 것으로 평가되었다. 이는 초기 균열 징후, 관찰된 강성 반응(stiffness response), 그리고 공동 수축 크립 자료로부터 결정되었다. σh도 공동 수축 크립 자료로부터 결정되었다.

4. 수압파쇄시험과 비교와 분석

연구 지역 시추공에서 2020년에 수행된 수압파쇄시험은 총 24번 수행되었다. 이 중 파쇄 균열 미발생 또는 기존 균열의 영향 등으로 3구간에 대해서는 해석 결과를 사용하지 않아 총 21구간에 대한 현지 응력이 산정되었다. Fig. 10은 수압파쇄시험에 획득한 심도에 따른 현지 응력의 분포를 도시한 것이다(Cheon et al., 2022). 심도가 증가함에 따라 수평응력의 크기는 대체로 증가하지만, 일부 지점에서는 상부보다 작은 크기를 보이기도 하였다.

Fig. 11과 Table 3은 두 방법에 따라 산정된 동일 또는 유사 심도에서의 현지 응력의 크기를 비교한 것이다. 수압파쇄시험에서 사용된 프로브의 시험 구간은 0.7 m이며, 공동 수축 크립에서 사용된 프로브의 시험 구간은 0.4 m로 시험 구간 차이의 상대적 크기는 2배에 가깝지만 절대적 크기는 크지 않고 시추공을 활용하고 있다는 점에서 두 시험법이 대표하는 현지 응력의 체적은 큰 차이가 없다고 볼 수 있다. 그리고 수직응력의 경우 두 시험법 모두 밀도를 고려하여 계산한 값이기 때문에 비교하지 않았다. 전체적으로, 수압파쇄시험으로부터 산정한 최대 수평응력과 최소 수평응력이 공동 수축 크립시험에서 구한 값에 비해 크게 나타났다. 이는 공동 수축 크립 시험의 경우 암반의 파괴를 유도하지 않고 압력을 재하하는 과정에서 획득하기 때문에, 파괴를 통해 현지 응력을 산정하는 수압파쇄 시험에 비해 낮게 나타나는 것으로 추정된다.

Fig. 10.

Magnitude of in-situ stress from hydraulic fracturing test (Cheon et al., 2022)

Fig. 11.

Comparison of magnitude of in-situ stress between hydraulic fracturing test and CCC test

위와 같은 차이에 대한 분석 이외 공동 수축 크립 시험방법과 해석에 있어 한계점이 있다. 이미 앞서 전술한 바와 같이 고압 팽창계를 이용한 암반 변형 시험에서 획득한 자료는 이론보다 복잡한 양상을 보여 명확하게 현지 응력이 산정되지 않고 일정 부분 해석자의 공학적 판단이 요구된다. 또한 크립 크기와 크립 속도로부터 변곡점을 산정하는 과정에서 주관적인 접근법은 공동 수축 크립 접근법의 한계이다. 매우 작은 변위를 계측하는 장비를 사용하기 때문에, 암반공학 현장에서 장비의 철저한 보정이 수행되어야 측정 오차를 최소화할 수 있다. 때에 따라 일정 부분의 변위계가 지하수 침투 등으로 손상을 입는 경우 제대로 된 결과를 도출하기 힘들다. 다음은 장비를 제작하고 운영을 지원하는 Cambridge Insitu 사에서 언급한 공동 수축 크립 접근법에서 고려해야 할 사항이다.

1) 장비 보정의 중요성: 공동 수축 크립 시험과 해석은 매우 작은 변위(μm 수준)의 측정에 의존하기 때문에, 장비의 철저한 보정이 필수적이며, 측정 오차를 최소화하기 위한 방법을 명확히 기술해야 한다.

2) 추가 검증 필요성: 현재까지의 검증은 모두 동일한 팽창계 곡선과 비교한 것이기 때문에, 수압파쇄나 오버코어링과 같은 다른 응력 산정 방법과의 비교를 통한 추가 검증이 필요하다.

3) 암석 유형에 따른 적용성: 공동 수축 크립 시험과 해석은 ‘암질 상태가 좋은 견고한 암석(competent rock)’에 중점을 두고 있기 때문에, 다양한 암석 유형과 지질학적 조건에서 이 방법의 적용 가능성을 검토해야 한다.

4) 크립 거동의 해석: 크립 크기와 크립 속도 해석은 주관적일 수 있으므로, 보다 객관적인 평가 기준이나 알고리즘 개발을 고려할 수 있다.

5) 3D 응력 상태 평가: 공동 수축 크립 시험과 해석은 수평면에서의 응력에 초점을 맞추고 있기 때문에, 3차원 응력 상태를 더 완전히 이해하기 위한 방법론 확장을 고려할 수 있다.

6) 데이터 처리 및 분석 방법론: 크립 자료의 수집, 필터링, 분석에 관한 보다 상세한 방법론의 개발을 통해 신뢰성을 향상할 수 있다.

7) 이론적 모델과 측정 자료와의 연계: 측정된 자료와 Kirsh 방정식의 이론적 모델 사이의 관계를 보다 명확히 하고, 모델의 한계를 고려해야 한다.

8) 현장 적용성 고려: 현장 조건에서 이 방법을 적용할 때의 제약사항과 해결 방안을 고려해야 한다.

5. 맺음말

본 논문에서는 국내에서 처음으로 적용된 대심도 암반 변형 시험에서 공동 수축 크립 접근법을 이용하여 대심도 구간에서의 현지 응력을 산정한 결과를 소개하였다. 산정된 현지 응력을 국내 널리 활용되고 있는 수압파쇄 시험결과와 비교한 결과, 상대적으로 낮은 최대 수평응력과 최소 수평응력이 제시되었다. 그리고 공동 수축 크립에서는 현지 응력의 방향을 산정할 수는 없었다. 그러나 고압 팽창계를 이용할 경우, 암반 변형시험으로부터 현장의 암반 변형계수와 응력을 함께 산정할 수 있는 장점이 있다.

다른 관점에서 보면, 핀란드나 스웨덴에서와 같이 여러 시험이 수행되었으나 현지 응력의 크기뿐 아니라 방향 등도 차이가 발생하였다. 이는 시험 지역에서 단층 등과 같은 구조지질학적 차이에 기인하기도 하지만 사용된 장비의 특성이나 획득 결과로부터 현지 응력을 산정하는 데 존재하는 한계와 주관적 판단 등에 기인할 수 있다.

고준위방사성폐기물 심층처분의 중요성과 처분시설의 건설 가능성과 용이성을 고려할 때, 적절한 현지 응력의 산정은 필수적이다. 따라서 국내에 적용 및 활용되고 있는 수압파쇄시험의 경우도 자체 검증과 함께 해석 결과를 다른 방법과 비교함으로써 산정된 응력이 적정한지 등에 대한 검토와 함께 검증 방안에 대한 고민도 필요할 것으로 보인다. 또한 다양한 시험법을 활용하여 산정된 현지 응력의 특성을 평가하는 방안도 제시되어야 할 것이다. 이러한 관점에서 본 논문에서 소개한 공동 수축 크립 접근법은 수압파쇄시험 등과 함께 심부 암반의 현지 응력의 범위를 산정하는 대안으로 활용될 수 있을 것이다.