1. 서 론
2. 벤토나이트 기반 혼합 뒤채움재 개요
2.1 심층 처분 시스템 내 뒤채움재의 역할
2.2 벤토나이트 기반 혼합 뒤채움재
2.3 뒤채움재 평가 요소
3. 벤토나이트 기반 혼합 뒤채움재의 공학적 특성 및 영향 인자
3.1 팽윤압
3.2 수리전도도
3.3 열전도도
3.4 강도 및 강성
3.5 탄성파 특성
4. 유효 건조밀도에 따른 팽윤압과 수리전도도 분포 특성
5. 결 론
1. 서 론
원자력 발전소 가동 후 발생하는 고준위 방사성 폐기물(high-level radioactive waste, HLW)은 높은 방사능과 긴 반감기를 가지는 방사성 핵종을 포함하고 있어 인간 생활권 및 생태계로부터 장기간 격리할 필요가 있다. 또한 임시 저장시설의 포화가 임박함에 따라 영구적인 처분 대책 마련이 요구되고 있다. 이에 따라 Fig. 1과 같이 안정한 지질환경의 지하 수백 m 심도에 처분시설을 건설하여 방사성 폐기물을 격납하는 심층 처분 시스템(deep geological disposal system)이 국제적으로 주요한 처분 방안으로 고려되고 있다(SKB, 2010; Cha et al., 2023). 심층 처분 시스템은 처분시설 폐쇄 이후에도 지속적인 인위적 관리에 의존하지 않고 지질환경과 인공 방벽의 복합적인 기능을 통해 방사성 핵종의 이동을 장기간 제한하는 것을 기본 개념으로 한다.
심층 처분 시스템의 장기 건전성은 다중 방벽 시스템(multi-barrier system)을 통해 확보된다. 다중 방벽 시스템은 근계·원계 암반으로 구성되는 천연 방벽 시스템(natural barrier system, NBS)과 Fig. 2와 같이 처분용기, 완충재, 뒤채움재 및 콘크리트 플러그 등으로 구성되는 공학적 방벽 시스템(engineered barrier system, EBS)으로 구분된다(Posiva and SKB, 2017; Cha et al., 2026). 천연 방벽은 공학적 방벽을 통과한 핵종의 이동을 지연시키고 안정적인 처분 환경을 제공하며, 공학적 방벽은 폐기물을 직접적으로 격납하고 지하수 및 방사성 핵종의 이동을 억제하는 역할을 수행한다.
공학적 방벽의 구성요소 중 하나인 뒤채움재는 폐기물 및 완충재를 처분공 내부에 설치한 이후 처분 터널 내부를 충전하는 재료로서, 처분 터널이 지하수 및 방사성 핵종의 우선 이동 경로로 형성되는 것을 방지하고 완충재의 변형을 제한하는 역할을 수행한다. 이를 위하여 Fig. 3과 같이 벤토나이트를 기반으로 규사 또는 쇄석 등의 비팽윤성 재료를 혼합한 압축 블록과 벤토나이트 펠렛(pellet)과 같은 과립형 재료 등 다양한 형태의 뒤채움재가 제안되어 왔다.
벤토나이트 기반 혼합 뒤채움재는 벤토나이트의 높은 팽윤성과 낮은 수리전도도를 활용하면서도 비팽윤성 재료의 혼합을 통해 열적·역학적 특성과 시공성을 조절할 수 있다는 장점이 있다. 그러나 뒤채움재의 성능은 건조밀도, 함수비, 포화도 및 벤토나이트 함량과 같은 재료 조건뿐만 아니라 온도, 지하수의 염 농도와 pH 등 처분환경 조건에 따라 변화할 수 있다. 따라서 뒤채움재의 주요 안전 성능 기준인 팽윤압과 수리전도도 특성에 대한 재료·환경 조건의 영향을 종합적으로 평가할 필요가 있다. 또한, 열 관련 물성인 열전도도, 운영 초기 건전성 평가 요소가 될 수 있는 강도 및 강성 등의 공학적 특성에 대한 재료·환경 조건의 영향을 종합적으로 평가할 필요가 있다. 이외에도 뒤채움재의 상태 및 건전성을 간접적으로 평가하기 위한 비파괴 평가 기법 역시 검토가 요구된다.
이에 본 연구에서는 심층 처분 시스템에 활용될 예정인 벤토나이트 기반 혼합 뒤채움재를 대상으로 기존 연구에서 보고된 공학적 특성과 주요 영향 인자의 관계를 종합적으로 고찰하고자 한다. 먼저 심층 처분 시스템에서 뒤채움재의 역할과 구성 재료 및 주요 성능 평가 요소를 정리하고, 이후 기존 연구가 주로 수행된 압축 벤토나이트 기반 혼합재를 중심으로 팽윤압, 수리전도도, 열전도도, 강도 및 강성, 탄성파 특성에 대한 재료적·환경적 영향 인자를 분석한다. 또한 팽윤압과 수리전도도에 대한 문헌자료를 유효 건조밀도(effective dry density)를 기준으로 재정리하여 재료 및 시험 조건에 따른 분포 특성을 비교하였다. 이를 바탕으로 벤토나이트 기반 혼합 뒤채움재의 재료 선정 및 성능 평가를 위한 기초자료를 제시하고자 한다.
2. 벤토나이트 기반 혼합 뒤채움재 개요
2.1 심층 처분 시스템 내 뒤채움재의 역할
스웨덴 SKB (Svensk Kärnbränslehantering AB)와 핀란드 Posiva는 결정질 암반 내 수직 처분공을 굴착하는 KBS-3V 기반 심층 처분 시스템의 개념을 제시하였다(SKB, 2010; Posiva and SKB, 2017; Posiva, 2021). KBS-3V 처분개념에서 처분용기와 완충재는 수직 처분공 내부에 설치되며, 처분공이 위치한 처분터널의 잔여 공간은 뒤채움재로 충진된다. SKB와 Posiva에서 제시한 뒤채움재의 주요 안전기능은 “완충재의 위치 유지(keep the buffer in place)”와 “이류에 의한 물질 이동 제한(limit advective mass transfer)”이다.
뒤채움재는 완충재와 동일하게 벤토나이트의 팽윤성과 낮은 수리전도도를 이용하여 공학적 방벽 내부의 물질 이동을 제한하지만, 설치 위치와 주요 기능에는 차이가 있다. 완충재는 처분공 내부에서 처분 용기를 둘러싸도록 설치되어 처분 용기의 열–수리–역학–화학적 안정성을 유지하는 반면, 뒤채움재는 처분공 상부의 처분 터널 내부에 설치되어 완충재의 변형을 제한하고 처분 터널을 통한 지하수 및 용질 이동을 억제한다. 따라서 뒤채움재는 완충재와 함께 처분공 및 처분 터널의 수리·역학적 건전성을 유지하는 공학적 방벽 구성요소로 기능한다.
2.2 벤토나이트 기반 혼합 뒤채움재
심층 처분 시스템의 뒤채움재는 처분 터널 내부의 잔여 공간을 충전하고 지하수 및 용질의 이류성 이동을 제한하기 위하여 충분한 팽윤성과 낮은 수리전도도를 확보할 필요가 있다. 이러한 특성을 갖는 대표적인 재료로 벤토나이트(bentonite)가 널리 고려되고 있다.
벤토나이트는 몬모릴로나이트(montmorillonite)를 주광물로 포함하고 석영 및 장석 등의 부성분 광물로 구성된 스멕타이트군 점토 물질이다(Madsen and Müller-Vonmoos, 1989; Hedström et al., 2016; Hong et al., 2022). 몬모릴로나이트는 두 개의 실리카 사면체 시트 사이에 알루미나 팔면체 시트가 위치하는 2:1형 층상구조를 가지며, 결정구조 내부의 동형치환에 의해 입자 표면에 영구적인 음전하가 형성된다. 이에 따라 층간에는 Na+, Ca2+ 등의 교환성 양이온이 존재하며, 공극수가 유입되면 양이온의 수화에 따라 층간 간격이 증가하는 층간 팽윤(interlayer swelling)이 발생한다. 또한 몬모릴로나이트 표면의 음전하와 공극수 내 이온의 전기화학적 상호작용에 의해 확산이중층(diffuse double layer, DDL)이 형성되며, 이로 인한 삼투압 및 전기적 반발력에 의해 입자 간 거리가 증가하면서 추가적인 팽윤이 발생한다. 벤토나이트는 앞서 언급된 두 가지 원리에 의해 Fig. 4와 같이 팽윤하여 벤토나이트의 체적 팽창 및 팽윤압 발현의 기본적인 메커니즘을 형성한다(Komine, 2010).
몬모릴로나이트의 팽윤 거동은 층간 교환성 양이온의 종류에 따라 달라지며, 이에 따라 벤토나이트는 대표적으로 Na형과 Ca형으로 구분된다(Perelomov et al., 2021; Kim et al., 2019). 일반적으로 Na형 벤토나이트는 Ca형 벤토나이트에 비해 확산이중층이 상대적으로 크게 발달하여 높은 팽윤성을 나타낸다. 다만 실제 벤토나이트의 팽윤 특성은 교환성 양이온의 종류뿐만 아니라 몬모릴로나이트 함량, 건조밀도 및 공극수의 화학조성 등에 의해 함께 영향을 받는다. Fig. 5에 Na형 및 Ca형 몬모릴로나이트의 수화·팽윤 거동 차이를 나타내었다.
Fig. 5.
Hydration and swelling behavior of sodium- and calcium-montmorillonite (Perelomov et al., 2021)
한편, 단일 벤토나이트 재료가 모든 공학적 측면에서 최적의 뒤채움재를 의미하는 것은 아니다. 단일 벤토나이트는 높은 팽윤성과 낮은 수리전도도 특성을 보유한 반면, 상대적으로 낮은 열전도도와 높은 소성 및 건조에 따른 체적변화 등의 특성이 재료의 제작과 시공에 불리하게 작용할 수 있다(Srikanth and Mishra, 2016). 이에 따라 벤토나이트의 팽윤성과 차수성을 일정 수준 이상 유지하면서 열적·역학적 특성, 경제성 및 시공성을 조절하기 위하여 규사와 쇄석 등의 비팽윤성 재료를 혼합한 벤토나이트 기반 혼합재가 다수 연구되어 왔다(Cha et al., 2026; Zeng et al., 2021).
비팽윤성 재료의 혼합은 뒤채움재의 공학적 특성을 조절하는 데 유용하지만, 과도한 혼합은 단위 체적 내 팽윤성 점토가 차지하는 비율을 감소시켜 팽윤압 저하 및 수리전도도 증가를 유발할 수 있다. 또한 서로 다른 벤토나이트 혼합비를 갖는 재료의 경우 동일한 전체 건조밀도에서도 실제 팽윤 및 차수 거동에 기여하는 벤토나이트의 양이 달라질 수 있다. 아울러 벤토나이트 기반 혼합 뒤채움재의 초기 상태는 재료 조성뿐만 아니라 함수비와 다짐조건에 의해서도 결정된다. 압축 블록 형태의 뒤채움재는 일반적으로 목표 함수비로 조정된 재료에 다짐하중을 가하여 제작되며, 동일한 다짐조건에서도 벤토나이트 함량과 함수비 등의 재료 조건에 따라 최종적으로 형성되는 건조밀도가 달라질 수 있다. 따라서 벤토나이트 기반 혼합재의 상태를 비교하기 위해서는 벤토나이트의 압축 상태만을 반영한 건조밀도를 고려할 필요가 있다.
이러한 상태를 정량적으로 나타내기 위한 지표로 유효 건조밀도(effective dry density)가 활용될 수 있다(Zhang et al., 2012; Saba et al., 2014; Zeng et al., 2019; Su et al., 2021; Watanabe et al., 2023). 일반적인 건조밀도는 벤토나이트와 비팽윤성 재료를 포함한 전체 건조 질량을 시편의 전체 체적으로 나누어 산정하는 반면, 유효 건조밀도는 비팽윤성 재료가 차지하는 체적을 제외한 공간에서의 벤토나이트 건조밀도를 나타낸다. 따라서 서로 다른 혼합비를 갖는 벤토나이트 기반 혼합재의 팽윤 및 차수 특성을 하나의 매개 변수를 통하여 비교할 수 있으며, 유효 건조밀도는 식 (1)과 같이 나타낼 수 있다.
여기서, 는 유효 건조밀도(effective dry density), 는 혼합 비팽윤성 재료의 입자밀도(particle density), 는 벤토나이트의 건조 질량 분율(dry mass fraction), 는 전체 건조밀도를 나타낸다.
한편, 뒤채움재는 재료 조성과 압축 상태뿐만 아니라 블록, 펠렛(pellet) 및 과립형 재료(granular material) 등 다양한 물리적 형태에 따라서도 구성될 수 있다(Hoffmann et al., 2007; Johnsson and Sandén, 2013). 블록형 뒤채움재는 일반적으로 정적 다짐(static compaction)을 통해 제작되므로 목표 건조밀도와 함수비를 비교적 일정하게 관리할 수 있고, 처분 터널 내에서 높은 초기 밀도를 확보하기에 유리하다. 반면 펠렛 및 과립형 재료는 불규칙한 터널 벽면과 블록 사이의 잔여 공간을 충전하는 데 유리하며, 연속적인 현장 시공성을 확보할 수 있다는 장점이 있다. Posiva는 Fig. 6과 같이 뒤채움 형식으로 펠렛형 벤토나이트 재료를 적용하는 방안을 채택하여 관련 재료의 성능 평가를 수행하고 있다(Posiva, 2021).
다만 펠렛과 같은 과립형 재료는 개별 입자 자체가 높은 건조밀도를 갖더라도 입자 사이에 상대적으로 큰 공극이 형성될 수 있으므로, 충전 이후 뒤채움재 전체 건조밀도는 압축 블록에 비해 낮게 형성될 수 있다. 또한 충전상태에 따른 공간적 불균질성이 발생할 수 있으므로, 실제 처분터널에서는 블록과 펠렛 또는 과립형 재료의 조합, 현장 충전 및 다짐 조건 등을 고려하여 충분한 전체 건조밀도 및 균질성을 확보하여 설계할 필요가 있다.
2.3 뒤채움재 평가 요소
심층 처분 시스템의 뒤채움재는 단순히 처분 터널의 잔여 공간을 충전하는 재료가 아니라, 장기간에 걸쳐 완충재 및 주변 암반과 상호작용하면서 공학적 방벽 시스템에 요구되는 안전 기능을 유지해야 한다. KBS-3V 처분시스템에서 뒤채움재에 부여되는 대표적인 안전 기능인 완충재의 위치 유지(keep the buffer in place)와 이류성 물질이동의 제한(limit advective mass transfer)을 반영한 성능 목표 및 기술적 설계 요구조건을 Table 1에 나타내었다. 이류성 물질이동을 제한하기 위한 성능 목표로 포화 이후 처분터널의 모든 위치에서 0.1 MPa 이상의 팽윤압을 유지하고, 인접한 두 처분공 사이 뒤채움재의 평균 수리전도도를 1 × 10−10 m/s 미만으로 유지하는 조건이 제시되어 있다. 반면 재료 선정 및 제작 단계에서 적용되는 기술적 설계 요구조건은 규정된 실내 실험 조건에서 1 MPa 이상의 팽윤압 및 1 × 10−10 m/s 미만의 수리전도도를 만족할 수 있는 건조밀도를 확보하는 것으로 제시된다.
Table 1.
Safety functions, performance targets, and technical design requirements for backfill (Posiva and SKB, 2017)
완충재의 위치 유지와 관련된 성능 목표는 뒤채움재 자체의 팽윤압을 2 MPa 이상으로 확보한다는 의미와 구분할 필요가 있다. SKB에서 제시한 기준은 뒤채움재의 변형이 충분히 제한되어 완충재 체적 전체에서 평균 팽윤압이 2 MPa 이상 유지될 수 있도록 하는 것을 의미한다. 즉, 뒤채움재의 팽윤성과 역학적 변형저항을 통해 완충재의 과도한 상향 변형과 이에 따른 밀도 감소를 억제하는 것이 해당 안전 기능의 핵심이다. 또한 팽윤압과 수리전도도는 건조밀도뿐만 아니라 벤토나이트의 광물조성, 팽윤성 점토광물의 함량 및 지하수의 화학 조건 등에 영향을 받으므로, 실제 뒤채움재 설계에서는 재료 상태와 처분 환경을 함께 고려할 필요가 있다.
강도 및 강성(strength and stiffness)은 제작·운송·설치 과정과 처분시설 운영 초기 단계에서 뒤채움재의 역학적 건전성을 평가하기 위한 공학적 특성으로 볼 수 있다. 앞서 언급한 바와 같이 압축 블록 형태의 뒤채움재는 제작 이후 자체 형상을 유지하고 운송 및 적재 과정에서 발생하는 하중에 의해 과도한 파손이나 균열이 발생하지 않아야 한다. 또한 처분 터널 내 설치 이후에는 완충재의 팽윤에 따른 상향 변형에 저항하여 완충재의 위치와 밀도를 유지하는 역할을 수행한다. 따라서 뒤채움재의 재료 조성과 건조밀도 및 함수비 등의 초기 상태에 따른 역학적 특성 변화를 파악하고 제작 및 설치 단계에서 요구되는 건전성을 평가하는 것이 중요하다. 특히 강도와 강성은 뒤채움재의 건조밀도 및 입자 간 접촉 상태와 밀접한 관련이 있으므로, 팽윤 및 수리 특성과 함께 초기 재료 상태를 평가할 수 있는 중요한 공학적 지표로 활용될 수 있다.
심층 처분 시스템에서는 사용후핵연료의 방사성 붕괴로 인해 열이 발생하고, 붕괴열이 처분용기와 완충재를 거쳐 주변 암반으로 전달되면서 처분시설 내부의 온도 상승을 유발한다. 뒤채움재 역시 이러한 열적 거동에 영향을 받으며, 재료의 열전도도는 처분 터널 내부의 열전달과 온도 분포를 결정하는 물성 중 하나이다. 특히 벤토나이트에 규사 및 쇄석 등의 비팽윤성 재료를 혼합할 경우 열전도도가 변화할 수 있으므로, 재료 조성 및 포화도에 따른 열적 특성을 파악할 필요가 있다.
한편, 제작 및 설치된 뒤채움재의 성능을 간접적으로 평가하기 위한 비파괴 진단 기법으로 탄성파 특성을 활용할 수 있다. 압축 벤토나이트 및 벤토나이트 기반 혼합재의 탄성파 속도는 재료의 밀도, 입자 간 접촉 상태 및 동적 강성과 밀접하게 관련되므로, 건조밀도와 역학적 건전성을 비파괴적으로 평가하기 위한 지표로 활용될 가능성이 있다. 특히 탄성파 특성은 시편을 파괴하지 않고 반복적으로 측정할 수 있어 뒤채움재 블록의 제작 및 품질관리 단계에서 적용하기 유리하다(Balagosa et al., 2020).
이상의 공학적 특성은 서로 독립적으로 결정되지 않으며, 건조밀도, 혼합비 및 처분 환경 조건의 변화에 따라 상호 연계되어 변화한다. 일반적으로 건조밀도가 증가하면 팽윤압, 강도·강성 및 열전도도는 증가하고 수리전도도는 감소하는 반면, 비팽윤성 재료의 혼합은 열적·역학적 특성과 시공성을 조절하는 데 유리할 수 있으나 팽윤 및 차수 성능에는 불리하게 작용할 수 있다. 또한 온도, 염 농도, pH 및 장기적인 광물학적 변화는 이러한 재료적 영향과 상호작용할 수 있다. 따라서 본 연구에서는 벤토나이트 기반 혼합 뒤채움재의 공학적 특성을 Fig. 7과 같이 팽윤압, 수리전도도, 열전도도, 강도, 강성 및 탄성파 특성으로 구분하고, 기존 연구 결과를 바탕으로 각 특성에 영향을 미치는 재료적 요인과 처분 환경 요인을 종합적으로 검토하였다.
3. 벤토나이트 기반 혼합 뒤채움재의 공학적 특성 및 영향 인자
3.1 팽윤압
벤토나이트 기반 혼합 뒤채움재의 팽윤압은 수화 과정에서 발생하는 벤토나이트의 체적 팽창이 주변 재료 및 암반에 의해 구속되면서 발현되며, 재료의 물성 변수뿐만 아니라 지하수의 화학적 특성, 온도 및 설치조건 등에 의해 변화한다. 선행 연구에 따르면, 건조밀도, 벤토나이트 혼합비 및 함수비를 주요 영향인자로 고려해 왔으며, 최근에는 혼합재의 입도와 공극 구조, 지하수의 염 농도 및 양이온 종류, 온도와 수화·구속조건 등을 함께 고려한 연구가 수행되고 있다. 또한 일정체적법(constant-volume method), pre-swell법, zero-swell법 및 swell-consolidation법 등 실험 방식의 차이도 측정된 팽윤압에 영향을 미칠 수 있는 것으로 보고되었다(Cui et al., 2012).
3.1.1 건조밀도, 벤토나이트 혼합비 및 함수비의 영향
벤토나이트 기반 혼합재의 팽윤압에 영향을 미치는 주요 재료 조건에는 혼합재의 건조밀도, 벤토나이트 혼합비 및 초기 함수비가 있다(Cha et al., 2026). 벤토나이트 기반 혼합재는 건조밀도가 증가할수록 팽윤압이 증가하며, 동일한 건조밀도에서는 벤토나이트 혼합비가 증가할수록 팽윤압이 증가하는 경향이 보고되었다(Cui et al., 2012; Agus and Schanz, 2008). 이는 건조밀도 증가에 따라 단위 체적 내 벤토나이트의 질량이 증가하기 때문이다.
초기 함수비 역시 팽윤압에 영향을 미칠 수 있으며, 그 영향은 건조밀도 및 다짐 조건과 함께 고려할 필요가 있다. MX-80 벤토나이트와 COx claystone 혼합재에서는 동일한 건조밀도와 벤토나이트 함량에서 초기 함수비가 증가할수록 최종 팽윤압이 감소하였다(Zeng et al., 2021). 또한, 벤토나이트–모래 혼합재에서도 최적함수비보다 건조한 조건에서 상대적으로 높은 팽윤압이 보고되었다(Srikanth and Mishra, 2016). 이러한 결과는 초기 함수비가 포화 과정에서 추가적으로 발현될 수 있는 팽윤과 다짐에 의해 형성되는 공극 구조에 영향을 미칠 수 있음을 보여준다.
3.1.2 혼합재 특성 및 구조적 조건의 영향
혼합재의 종류와 입도 크기 및 거시적 측면에서의 내부 공극 구조의 분포 역시 팽윤압에 영향을 미칠 수 있다. 일반적인 벤토나이트–규사 혼합재에서는 비팽윤성 입자의 증가에 따라 팽윤압이 감소하지만, COx claystone과 같이 팽윤성 광물을 포함한 재료를 혼합하는 경우에는 혼합재 자체의 팽윤 기여도를 함께 고려해야 한다. Zeng et al.(2019)은 MX-80과 COx claystone 혼합재에서 벤토나이트 함량 증가에 따라 팽윤압이 증가하고, 벤토나이트 함량이 낮을 때 claystone에 포함된 점토광물의 팽윤이 전체 거동에 영향을 줄 수 있음을 확인하였다. 혼합재 입도 역시 팽윤압에 영향을 미쳐, 세립질 모래가 중립질 모래보다 높은 팽윤압을 발현하였으며, 조립질 규사를 사용한 벤토나이트 혼합재에서는 입자 파쇄에 따른 내부 공극 구조의 불균질성으로 인해 팽윤압이 일반적인 밀도–팽윤압 관계에서 벗어나는 결과가 확인되었다(Srikanth and Mishra, 2016; Cha et al., 2026).
다짐 및 설치과정에서 형성되는 구조적 조건도 최종 팽윤압을 변화시킬 수 있다. MX-80–규사 혼합재에서는 다짐에 따른 공극 구조의 이방성으로 축방향과 반경 방향의 팽윤압 차이가 나타났으며, 낮은 벤토나이트 건조밀도에서 이러한 영향이 더욱 뚜렷하였다(Saba et al., 2014). Wang et al.(2012)은 초기 건조밀도 1.90 g/cm3의 벤토나이트 기반 혼합 뒤채움재에서 pre-swell이 10, 20 및 25%로 증가함에 따라 팽윤압이 각각 5.38, 2.03 및 0.70 MPa로 감소함을 보고하였다. 따라서 혼합 뒤채움재의 팽윤압은 재료 조성과 밀도뿐만 아니라 입자배열, 다짐에 따른 공극 구조 및 설치 후 허용되는 체적변형을 함께 고려하여 평가할 필요가 있다.
3.1.3 처분환경 조건의 영향
심층 처분환경에서 뒤채움재는 다양한 화학조성의 지하수와 장기간 접촉하고, 사용후핵연료의 붕괴열에 의한 온도변화를 경험하므로 수화수의 화학조건과 온도에 따른 팽윤거동을 함께 고려할 필요가 있다. 일반적으로 공극수의 염 농도가 증가하면 몬모릴로나이트 주변의 확산이중층이 압축되고 삼투 팽윤이 억제되어 팽윤압이 감소한다. GMZ01 벤토나이트–규사 혼합재에서는 NaCl 및 CaCl2 농도 증가에 따라 팽윤압이 감소하였으며, 이러한 영향은 건조밀도가 높을수록 제한적으로 나타났다(Chen et al., 2022). 다만 Ca형 벤토나이트에서는 저농도 NaCl 조건에서 Ca2+이온과 Na+이온의 양이온 교환으로 인하여 팽윤압이 일시적으로 증가한 후 다시 감소하는 거동도 보고되었다(Lee et al., 2012). 또한 콘크리트 플러그에 의해 발생하는 고알칼리성 침출수는 이온 조성 변화와 몬모릴로나이트의 광물학적 변질을 유도하여 팽윤압을 감소시킬 수 있으며, 이러한 화학적 영향은 상대적으로 낮은 건조밀도에서 크게 나타나는 경향이 존재한다(Zeng et al., 2022).
온도에 따른 팽윤 거동은 재료의 밀도, 수화 상태, 구속조건 및 평가 방법에 따라 상이하게 나타난다. Bentonil-WRK–규사 혼합재의 일정 체적 시험에서는 온도가 상온에서 60°C까지 증가함에 따라 팽윤압이 감소하였으며, 감소 정도는 유효 건조밀도에 따라 차이를 보였다(Cha et al., 2026). 반면 GMZ01 벤토나이트–규사 혼합재의 팽윤 변형 시험에서는 온도 증가에 따라 팽윤 변형이 증가하는 결과가 보고되었다(Xiang et al., 2021). 이는 온도효과가 팽윤압과 자유 팽윤 변형에서 동일하게 나타나는 것이 아니며, 시험 조건과 지배적인 팽윤 메커니즘에 따라 달라질 수 있음을 의미한다.
장기적으로는 수화 및 열구배에 따른 함수비와 건조밀도의 공간적 재분포가 팽윤 특성에 영향을 미칠 수 있다. MX-80과 COx claystone 혼합재의 약 1년간 수행된 일정 체적 수화 시험에서는 탈이온수와 현장 모사수에 따른 장기 팽윤압 차이가 크지 않았으나, 더욱 장기간 수행된 FEBEX 장기 열–수리 시험에서는 수화측의 함수비 증가와 건조밀도 감소, 가열측의 건조와 건조밀도 증가가 확인되었다(Villar et al., 2008; Wang et al., 2012). 따라서 처분 환경 조건의 영향은 개별적인 염 농도나 온도효과로만 해석하기보다 벤토나이트 종류, 이온 조성, 건조밀도, 수화 상태 및 장기적인 열–수리 재분포의 상호작용을 함께 고려하여 평가할 필요가 있다. Table 2에 벤토나이트 기반 혼합 뒤채움재의 팽윤압 관련 선행 연구 분석 결과를 정리하여 나타내었다.
Table 2.
Summary of swelling pressure test results for bentonite-based backfill materials
| Reference |
Bentonite (type) | Additive | Bentonite content* [wt.%] | Dry density [g/cm3] |
Initial water content [%] |
Swelling pressure [MPa] |
| Cha et al.(2026) | Bentonil-WRK (Ca) | Silica sand | 30, 40 | 1.2–2.1 | 14.4 ± 0.4 | 0.1-3.6 |
| Chen et al.(2022) | GMZ01 (Na) | Quartz sand | 70 | 1.6-2.0 | 8.78 | 0.25-7.45 |
| Zeng et al.(2019) | MX80 (Na) | COx claystone | 10, 20, 30, 50, 70 | 1.27–1.99 | 6.6–9.8 | 0.13–5.23 |
| Srikanth and Mishra(2016) | Bentonite-1,2 | sand | 10–50 | 1.56-1.71 | 11.6–22.5 | 0–0.432 |
| Saba et al.(2014) | MX80 (Na) | Quartz sand | 70 | 1.27–1.70 | 10.2 | 0.11–2.03 |
| Cui et al.(2012) | GMZ01(Na) | Quartz sand | 50–100 | 1.34–2.02 | 11–35 | 0.08-5.7 |
| Agus and Schanz (2008) | Calcigel (Ca) | Quartz sand | 30, 50, 70, 100 | 1.09–2.07 | 9.0–47.5 | 0.02-3.3 |
3.2 수리전도도
벤토나이트 기반 혼합 뒤채움재의 수리전도도는 포화 이후 처분터널 내 지하수 흐름과 이에 따른 용질의 이류성 이동을 제한하는 주요 수리적 특성이며, 재료 내부의 공극 구조와 팽윤 상태뿐만 아니라 침투수의 물리·화학적 특성에 의해 영향을 받는다(Yu et al., 2025a). 일반적으로 벤토나이트의 건조밀도와 혼합비가 증가할수록 입자 간 공극이 감소하고 수화된 벤토나이트가 비팽윤성 입자 사이의 공극을 충전하면서 수리전도도가 감소한다. 반면 염 농도 증가와 장기적인 광물학적 변질은 벤토나이트의 공극 구조 및 광물학적 특성 자체를 변화시켜 수리전도도를 증가시킬 수 있으며, 온도 변화는 공극 구조뿐 아니라 내부 공극수의 점성과 밀도에도 영향을 미친다. 또한 수리전도도의 측정값은 동수경사(hydraulic gradient)와 시편의 구속조건 및 시험 방법에 따라 달라질 수 있으므로 서로 다른 문헌 결과를 비교할 때에는 재료 조건과 시험 조건을 함께 고려할 필요가 있다(Kaoser et al., 2006).
3.2.1 건조밀도, 혼합비 및 함수비의 영향
벤토나이트 기반 혼합재의 수리전도도에 가장 직접적인 영향을 미치는 재료 조건은 건조밀도와 벤토나이트 혼합비이다. 기존 연구에서는 공통적으로 건조밀도와 벤토나이트 함량이 증가할수록 공극이 감소하고 수화된 벤토나이트가 비팽윤성 입자 사이의 공극을 충전하면서 수리전도도가 감소하는 경향이 보고되었다(Zeng et al., 2021; Chen et al., 2022; Cha et al., 2026). Chen et al. (2022)은 GMZ01 벤토나이트–규사 혼합재에서 건조밀도가 1.6 g/cm3에서 2.0 g/cm3로 증가함에 따라 증류수 조건의 수리전도도가 1.49 × 10−12 m/s에서 1.03 × 10−13 m/s로 감소함을 확인하였다. Zeng et al.(2021)은 MX-80 벤토나이트와 COx claystone 혼합재에서 벤토나이트 혼합비가 높을수록 연속적인 벤토나이트 구조가 형성되어 수리전도도가 감소하는 것으로 분석하였다.
초기 함수비 역시 시편 형성 시점에서 공극 구조를 변화시켜 포화 이후 수리전도도에 영향을 미칠 수 있다. Zeng et al.(2021)은 MX80과 COx claystone 혼합재에서 동일한 건조밀도와 벤토나이트 혼합비 조건에서 초기 함수비가 증가할수록 수리전도도가 감소하며, 이러한 영향은 상대적으로 낮은 건조밀도에서 더욱 크게 나타남을 보고하였다. 이는 초기 함수비 증가에 따라 점토 층간의 수화가 증가하고 공극 간 체적(inter-aggregate pore volume)이 감소하기 때문으로 해석되었다. 또한 벤토나이트-모래 혼합재에서도 초기 함수비와 제작 조건에 따라 동일한 건조밀도 수준에서 수리전도도가 크게 달라질 수 있음이 확인되어, 초기 함수비의 영향은 건조밀도뿐만 아니라 다짐에 의해 형성되는 미세구조와 함께 고려해야 할 것으로 판단된다(Sakita et al., 2020).
3.2.2 혼합재 특성 및 구조·시험 조건의 영향
동일한 건조밀도와 벤토나이트 혼합비에서도 비팽윤성 혼합재의 입도에 따라 수리전도도는 달라질 수 있다. 세립질 모래를 사용한 혼합재가 중립질 모래 혼합재보다 낮은 수리전도도를 나타내는 경향이 보고되었으며, 이는 벤토나이트의 공극 충전 정도와 모래 입자의 배열 차이에 기인한다(Srikanth and Mishra, 2016). 또한 조립질 규사를 사용한 혼합재에서는 다짐 과정의 입자 파쇄와 구조적 불균질성이 결과의 산포를 증가시킬 수 있음이 보고되었다(Cha et al., 2026).
포화 과정의 체적 구속조건과 시험 조건 역시 측정되는 수리전도도에 영향을 미친다. Alzamel et al.(2022)은 벤토나이트–규사 혼합재에서 자유 팽윤 조건이 구속 팽윤 조건보다 약 10-100배 높은 수리전도도를 나타냄을 확인하였으며, 이는 자유팽윤 과정에서 공극이 확장되기 때문으로 해석하였다. 또한 높은 동수경사나 주입압은 일부 세립자의 이동 및 내부침식의 가능성을 증가시켜 수리전도도를 변화시킬 수 있는 것으로 보고되었다(Tong and Shackelford, 2016; Kaoser et al., 2006). 다만 해당 연구들은 주로 저함량 벤토나이트를 사용한 차수재를 대상으로 수행되었으므로, 심층 처분용 고밀도 혼합 뒤채움재에 직접 적용하기보다는 시험 조건의 영향을 설명하는 보조자료로 해석하는 것이 적절하다.
3.2.3 처분환경 조건의 영향
심층 처분환경에서 뒤채움재는 다양한 화학조성의 지하수와 접촉하고 붕괴열에 의한 온도변화에 노출되므로, 공극수의 화학 조건과 온도에 따른 수리 특성 변화를 함께 고려할 필요가 있다. 일반적으로 염 농도가 증가하면 몬모릴로나이트의 확산이중층이 압축되고 팽윤성이 감소하여 수리전도도가 증가한다. GMZ01 벤토나이트 및 벤토나이트–규사 혼합재에서는 NaCl과 CaCl2 농도 증가에 따라 수리전도도가 증가하였으며, 동일 농도에서는 NaCl 조건에서 상대적으로 높은 값이 나타나고 건조밀도가 증가할수록 염수의 영향은 감소하는 경향이 보고되었다(Chen et al., 2022). 화학 조건에 대한 반응은 벤토나이트의 교환성 양이온에 따라 달라질 수 있으며, Na형과 Ca형 벤토나이트는 양이온 교환 및 확산이중층 발달 정도가 서로 다르고, 동일 농도에서도 NaCl과 CaCl2 용액이 수리전도도에 미치는 영향이 상이하게 나타날 수 있다. 이외에도 현장 지하수와 콘크리트 플러그의 시멘트계 재료에서 유래한 고알칼리성 침출수는 이온조성 변화뿐만 아니라 장기적인 몬모릴로나이트 변질과 공극 구조 변화를 유발하여 수리전도도를 증가시킬 수 있다(Yamaguchi et al., 2013).
온도 역시 수리전도도에 영향을 미치지만, 이 경우 재료의 공극 구조 변화와 유체 특성의 영향을 구분할 필요가 있다. 포화 Ca형 벤토나이트와 Bentonil-WRK–규사 혼합재에서는 온도가 증가할수록 수리전도도가 증가한 반면, 물의 점성과 밀도를 보정한 고유투수계수(intrinsic permeability)는 큰 변화를 나타내지 않아 주된 원인이 물의 점성 감소에 있는 것으로 보고되었다(Cho et al., 1999; Cha et al., 2026). 다만 가열–냉각 과정에서 수리전도도가 초기 상태로 완전히 회복되지 않는 비가역적 변화도 확인되어, 장기적으로는 이온조성, 온도에 따른 유체 특성, 열이력 및 광물학적 변질의 복합적인 영향을 고려하여 수리학적 특성을 평가할 필요가 있다(Park et al., 2021). Table 3에 벤토나이트 기반 혼합 뒤채움재의 수리전도도 관련 선행연구 분석 결과를 정리하여 나타내었다.
Table 3.
Summary of hydraulic conductivity test results for bentonite-based backfill materials
| Reference | Bentonite (type) | Additive |
Bentonite content* [wt.%] | Dry density [g/cm3] |
Initial water content [%] |
Injection pressure (Hydraulic gradient) |
Hydraulic conductivity [m/s] |
| Cha et al. (2026) |
Bentonil-WRK (Ca) | Silica sand | 30, 40 | 1.2–2.1 | 14.4 ± 0.4 | 1.0 MPa | ≈1×10-12–2.1×10-10 |
| Chen et al. (2022) |
GMZ01 (Na) | Quartz sand | 70 | 1.6–2.0 | 8.78 | 1.0 MPa | 1.03×10-13–1.73×10-12 |
| Alzamel et al. (2022) |
MX-80 (Na) | Silica sand | 30, 70 | 1.63, 2.0 | - | ΔP = 69 kPa | ≈4.52×10-13–1.4×10-10 |
| Zeng et al. (2021) |
MX80 (Na) | COx claystone | 20, 25, 30 | 1.6, 1.8, 2.0 | 7.2–12.5 |
40–200 kPa (i = 400–2000) | ≈5.37×10-13–3.5×10-11 |
| Sakita et al. (2020) |
Kunibond (Ca) | Sand | 15, 20, 30 | 1.53–1.97 | 9.3–18.9 |
ΔP = 10–100 kPa (i = 5–200) | 8.04×10-13–9.78×10-8 |
| Xu et al. (2016) |
GMZ01 (Na) | Quartz sand | 50, 60, 70, 90 | 1.7–2.0 | 10.70 | 1.0 MPa | ≈5.5×10-14–1.8×10-12 |
3.3 열전도도
압축된 벤토나이트 기반 혼합 재료의 열전도도는 처분용기에서 발생하는 붕괴열의 소산과 공학적 방벽의 온도분포를 결정하는 주요 열적 물성이다. 특히 초기 불포화 상태에서는 고체입자뿐만 아니라 공극 내 공기의 분포가 열전달에 영향을 미치며, 일반적으로 건조밀도와 함수비가 증가할수록 고체입자 간 접촉과 공극수에 의한 열전달 경로가 발달하여 열전도도가 증가한다. 본 절에서는 벤토나이트 기반 혼합 재료의 변수에 따른 열전도도의 변화를 고찰하였다.
3.3.1 건조밀도 및 포화도의 영향
벤토나이트 기반 혼합재에서는 공통적으로 건조밀도와 함수비 또는 포화도가 증가할수록 열전도도가 증가하는 경향이 보고되었다(Cho et al., 2011; Yoon et al., 2026). 건조밀도의 증가는 공극률을 감소시키고 고체입자 간 접촉을 증가시켜 연속적인 열전달 경로를 형성하며, 포화가 진행되면 열전도도가 낮은 공기가 물로 대체되고 입자 사이에 수막이 형성되어 열전달이 향상된다. 반면 건조상태에서는 공극 내 공기의 영향으로 규사 혼합에 따른 열전도도 증가 효과가 상대적으로 제한적으로 나타났다(Yoon et al., 2026).
따라서 혼합재의 열전도 특성은 전체 건조밀도뿐만 아니라 공극률과 수분 상태를 함께 고려하여 평가할 필요가 있다. Wang et al.(2015)은 다양한 벤토나이트–모래 혼합재에 대한 모델링을 통해 동일한 혼합조건에서 공극률이 증가할수록 열전도도가 감소하고, 동일한 공극률에서는 포화도가 증가할수록 열전도도가 증가함을 제시하였다. 이는 혼합 뒤채움재의 열전도도가 고체입자의 충전 상태와 공극 내 물·공기의 분포에 의해 복합적으로 결정됨을 보여준다.
3.3.2 혼합비 및 혼합재 특성의 영향
벤토나이트에 규사를 혼합하면 석영(quartz)의 높은 열전도 특성으로 인해 고체상 열전달 경로가 발달하면서 일반적으로 열전도도가 증가한다. 경주산 Ca형 벤토나이트 기반 혼합재를 대상으로 한 연구에서도 동일한 건조밀도와 함수비에서 규사 함량이 증가할수록 열전도도가 증가함이 확인되었다(Cho et al., 2011). 다만 규사 함량이 증가할수록 열전도도 증가율은 점차 감소하였으며, 이는 연속적인 규사 골격의 형성과 함께 입자 사이의 공극도 증가하기 때문으로 해석되었다(Xu et al., 2016).
이러한 비선형적 거동은 혼합재의 미세구조와도 관련된다. Yoon et al.(2026)은 규사 첨가에 따라 고체상 열전달 경로가 증가하는 동시에 벤토나이트–규사 경계에서 계면 공극이 발달함을 확인하였다. 따라서 규사 혼합의 열적 효과는 규사 자체의 높은 열전도도뿐만 아니라 혼합량, 입자 배열 및 계면 공극에 의해 함께 결정되며, 수분이 존재할 경우 이러한 공극이 물로 채워지면서 열전도도 향상효과가 더욱 뚜렷해질 수 있다.
한편 규사 이외에도 흑연, 탄소나노튜브 및 금속산화물 등 고열전도성 혼합재를 이용한 열적 성능 개선이 연구되어 왔다. 특히 흑연은 규사 및 쇄석보다 상대적으로 높은 열전도 향상 효율을 나타냈으며, 혼합재의 종류뿐만 아니라 분산 및 혼합방법 역시 열전도 특성에 영향을 미치는 것으로 보고되었다(Lee et al., 2013; Peng et al., 2021). 따라서 혼합재 선정과 혼합비 결정에서는 열전도도 향상뿐만 아니라 계면공극 형성 및 벤토나이트 함량 감소에 따른 팽윤·차수성능의 변화를 복합적으로 고려할 필요가 있다.
3.3.3 처분환경 조건의 영향
심층 처분환경에서 뒤채움재는 지하수 유입에 따른 포화와 처분용기의 붕괴열에 의한 온도변화가 동시에 진행되므로, 공극수의 화학조성과 수분 상태 및 온도의 영향을 함께 고려할 필요가 있다. 공극수 화학 조건의 영향에 관한 연구는 상대적으로 제한적이지만, Wyoming Na형 벤토나이트–규사 혼합재에서는 포화도 증가에 따라 열전도도가 증가하는 반면, 동일한 포화도에서는 증류수 조건이 가장 높은 열전도도를, 고농도 CaCl2 조건이 가장 낮은 값을 나타내어 염 농도와 이온 조성이 열전달 특성에 영향을 줄 수 있음이 보고되었다(Siddiqua et al., 2018). 또한 이러한 영향은 건조밀도 및 포화상태와 함께 작용하는 것으로 나타났다.
온도효과 역시 수분 상태와 밀접하게 연계된다. 건조 벤토나이트–흑연 혼합재에서는 약 30–80°C 범위에서 온도에 따른 열전도도 변화가 크지 않은 반면, 수분을 포함한 벤토나이트에서는 온도 증가에 따른 수증기 이동 및 잠열 전달로 열전도도가 증가하는 경향이 보고되었다(Peng et al., 2021; Ye et al., 2024; Park et al., 2021). 한편 가열·냉각 이후 열전도도가 초기값으로 완전히 회복되지 않거나, 장기간의 공극수 재배치와 미세구조 변화에 의해 열전도도가 감소하는 결과도 보고되어, 장기 열적 거동을 단순한 온도 또는 포화도 변화만으로 설명하기에는 한계가 있다(Nayak et al., 2026). 따라서 실제 뒤채움재의 열전도 특성은 포화 진행, 공극수 화학조성, 온도 및 장기적인 수분·미세구조 변화 등 복합적인 영향을 고려하여 평가할 필요가 있다. Table 4에 벤토나이트 기반 혼합 뒤채움재의 열전도도 관련 선행연구 분석 결과를 정리하여 나타내었다.
Table 4.
Summary of thermal conductivity test results for bentonite-based backfill materials
| Reference |
Bentonite (type) | Additive |
Bentonite content* [wt.%] |
Dry density [g/cm3] |
Degree of saturation [%] | Temperature [°C] |
Thermal conductivity [W/(m·K)] |
| Yoon et al. (2026) |
Bentonil-WRK (Ca) | Silica sand | 76.9–100 | ≈1.60–1.93 | 0–94 | Room temp. | ≈0.50–1.55 |
| Peng et al. (2021) |
Henan bentonite (Na) | Graphite | 80–100 | ≈1.30–1.60 | ≈0–80 | 30-80 | ≈0.30–1.78 |
| Siddiqua et al. (2018) |
Wyoming bentonite (Na) | Frac sand | 50 | 1.24, 1.67 | 30–85 | - | ≈0.48–1.85 |
| Xu et al. (2016) |
GMZ01 (Na) | Quartz sand | 50–100 | 1.7–2.0 | - | 20 ± 0.1 | ≈0.72–2.04 |
| Cho et al. (2011) |
Kyungju bentonite (Ca) | Jawoldo sand | 70–90 | 1.6, 1.8 | 57.3–97.5 | 25 | 0.884–1.585 |
| Tien et al. (2010) |
MX-80 (Na) | Crushed granite | 50–100 | 1.43–1.84 | - | Room temp. | 0.375–1.419 |
3.4 강도 및 강성
벤토나이트 기반 혼합 뒤채움재의 강도 및 강성은 블록의 제작·운반·설치 과정에서의 자립성과 손상 저항성, 처분 이후 외력에 대한 역학적 안정성을 평가하기 위한 주요 물성이다. 강도는 주로 일축압축강도(unconfined compressive strength, UCS)로 평가되며, 강성은 탄성계수(elastic modulus) 등을 통해 평가된다. 이러한 역학적 특성은 건조밀도, 함수상태, 혼합비, 포화도 및 화학적 조성뿐만 아니라 시험 조건에 따라서도 변화하므로 문헌 간 비교 시 재료 및 시험상태를 함께 고려할 필요가 있다.
3.4.1 건조밀도 및 함수비의 영향
압축 벤토나이트 및 벤토나이트 기반 혼합재에서는 공통적으로 건조밀도가 증가할수록 일축압축강도와 탄성계수가 증가하는 경향이 보고되었다(Lee et al., 2011; Balagosa et al., 2020; Navea et al., 2025). 이는 건조밀도 증가에 따라 공극이 감소하고 입자 간 접촉이 증가하여 외부 하중에 대한 저항성이 향상되기 때문이다.
초기 함수비는 다짐 효율과 이에 따라 형성되는 건조밀도를 변화시켜 강도 및 강성에 영향을 미칠 수 있다(Ye et al., 2010). 벤토나이트 기반 뒤채움재는 최적함수비에 가까운 조건에서 상대적으로 높은 일축압축강도가 나타났으며, 건조밀도의 증가에 따라 탄성계수가 증가하는 경향성이 확인되었다. 따라서 함수비의 영향은 단순한 증가·감소 관계로 일반화하기보다 다짐에 의해 형성되는 건조밀도와 함수상태를 복합적으로 고려하여 해석할 필요가 있다. 또한 동일한 건조밀도에서도 벤토나이트 종류와 광물조성 및 함수비에 따라 강도와 강성의 절대값이 달라질 수 있다.
3.4.2 벤토나이트 혼합비 및 내부구조의 영향
벤토나이트–모래 혼합재에서는 벤토나이트 함량이 증가함에 따라 모래 사이의 공극이 충전되고 점착성 매트릭스(cohesive matrix)가 발달하여 일축압축강도와 강성이 증가하는 경향이 보고되었다(Akgün et al., 2015; Akgün and Koçkar, 2018). 특히 주사전자현미경(scanning electron microscopy, SEM) 관찰에서는 벤토나이트 함량 증가에 따라 중간 크기의 공극이 미세공극으로 전환되는 구조적 치밀화가 확인되어, 이러한 미세구조 변화가 강도 증가와 연계되는 것으로 나타났다(Farooq et al., 2023).
다만 벤토나이트 함량 증가가 항상 강도 증가로 이어지는 것은 아니다. 일부 연구에서는 일정 함량까지 UCS가 증가한 후 다시 감소하는 최적 혼합비가 나타났으며(Das et al., 2020), 포화상태에서는 벤토나이트 함량 증가에 따라 점착력은 증가하는 반면 내부마찰각과 최대 축차응력은 감소하는 경향도 보고되었다(Albadri et al., 2023; Gueddouda et al., 2008). 이는 벤토나이트의 공극충전 및 점착성 증가와 동시에 모래 입자 간 골격(skeleton) 형성과 마찰(friction)·맞물림(interlocking)이 감소하기 때문으로 해석된다. 따라서 혼합비의 영향은 벤토나이트 매트릭스와 모래 골격 형성을 복합적으로 고려하여 해석할 필요가 있다.
3.4.3 처분환경 조건의 영향
뒤채움재는 설치 후 지하수 유입에 의해 점진적으로 포화된다. 따라서, 포화에 따른 흡인력(suction) 감소와 미세구조 변화가 강도 및 강성에 영향을 미친다. Kunigel V1 및 silica sand 혼합재에서는 불포화 시편이 포화 시편보다 높은 일축압축강도와 변형계수를 나타냈으며, 불포화 혼합재에서도 흡인력의 증가에 따라 점착력이 증가하는 경향이 보고되었다(Nishimura and Koseki, 2021; Albadri et al., 2023).
온도와 공극수의 화학조건 역시 시편의 수분상태와 연계되어 역학적 특성을 변화시킨다. 포화 벤토나이트–모래 혼합재에서는 온도 증가와 염수 수화에 따라 일축압축강도 및 강성이 감소한 반면, 불포화 Ca형 벤토나이트에서는 고온 노출에 따른 건조와 흡인력 증가로 강도와 탄성계수가 증가하는 상반된 결과가 보고되었다(Nishimura and Koseki, 2021; Baek et al., 2025). 따라서 온도와 화학조건은 수분이동과 포화도·흡인력 변화에 따른 입자구조 및 역학적 특성 변화를 유도한다.
3.4.4 시험 조건 및 규모효과
강도 및 강성은 재료의 상태뿐만 아니라 재하속도와 시편 크기 등의 시험 조건에도 영향을 받는다. 벤토나이트–모래 혼합재에서는 재하속도 증가에 따라 일축압축강도가 증가하는 경향이 보고되었다(Das et al., 2020). 또한 압축 벤토나이트에서는 시편 직경에 따라 강도, 파괴변형률 및 탄성계수가 변화하는 규모효과가 확인되었다(Navea et al., 2025). 따라서 서로 다른 연구의 강도 및 강성 자료의 비교에서는 시험 형식, 재하 속도, 시편 크기 및 탄성계수의 정의와 변형률 수준을 함께 고려할 필요가 있다. Table 5에 벤토나이트 기반 혼합 뒤채움재의 강도 및 강성 관련 선행연구 분석 결과를 정리하여 나타내었다.
Table 5.
Summary of strength and stiffness test results for bentonite-based backfill materials
| Reference |
Bentonite (type) |
Bentonite content* [wt.%] |
Dry density [g/cm3] |
Initial water content [%] |
Specimen dimensions |
Strength, UCS [MPa] |
Stiffness [GPa] |
| Yu et al.(2025b) | Bentonil-WRK (Ca) | 30, 40 | 1.80 ± 0.05 | 14.0 | Ø50 ×20 mm | 2.33–9.11 | 0.0147–0.0477 |
| Farooq et al.(2023) | Punjab bentonite (Ca) | 15–40 | - | 12.56–13.25 | - | 0.246–0.946 | 0.17–0.86 |
| Nishimura and Koseki(2021) | Kunigel V1 (Na) | 30 | 1.60 | 17.0 | Ø38 × 76 mm | ≈0.15–0.55 | 0.0069–0.0238 |
| Das et al.(2020) | Commercial bentonite | 10–40 | 1.74–1.85 | 15.00–17.39 | Ø38 × 76 mm | 0.010–0.172 | - |
| Balagosa et al. (2020) | KJ-II (Ca) | 100 | 1.50–1.77 | 8.69–11.50 | Ø50 × 100 mm | 3.43–13.07 | 0.29–0.88 |
| Akgün and Koçkar (2018) | Çanbensan (Na) | 5–40 | 1.76–1.84 | 15.00–17.37 | H/D = 2.0–2.5 | 0.082–0.767 | 0.015–0.141 |
3.5 탄성파 특성
탄성파 특성은 재료의 밀도, 입자 간 접촉 상태 및 수분 상태에 영향을 받으므로 압축 벤토나이트의 내부 상태와 동적 물성을 비파괴적으로 평가하기 위한 지표로 활용될 수 있다. 기존 연구에서는 탄성파 속도와 감쇠비 등의 동적 특성이 평가되어 왔으며, 탄성파 시험은 시편을 파괴하지 않고 반복적인 측정이 가능하다는 장점이 있다. 경주 Ca형 압축 벤토나이트에서는 건조밀도가 증가할수록 P파 속도와 동적 탄성계수(Emax, Mmax)가 증가하는 경향이 확인되었으며, 이는 건조밀도 증가에 따른 입자 간 접촉 및 재료 골격의 강성 증가와 관련되는 것으로 해석되었다(Balagosa et al., 2019; Balagosa et al., 2020).
함수비 역시 탄성파 전파특성에 영향을 미치며, 그 영향은 건조밀도와 연계되어 나타날 수 있다. 벤토나이트의 낮은 건조밀도에서 함수비에 따른 초음파 속도 차이가 크지 않았으나, 높은 건조밀도에서는 함수비 증가에 따른 속도 변화가 보다 뚜렷하게 나타났다(Kimura et al., 2018). 또한 압축 경주 벤토나이트의 동적 및 정적 탄성계수와 일축압축강도 사이에는 양의 상관관계가 확인되어 탄성파 기반 동적 물성을 역학적 상태의 간접평가에 활용할 가능성이 제시되었다(Balagosa et al., 2020). 다만 관련 연구는 주로 압축 벤토나이트를 대상으로 수행되어 왔으므로, 벤토나이트 기반 혼합 뒤채움재에 적용하기 위해서는 혼합비, 함수상태 및 혼합재의 입도 등 재료 조건에 따른 추가적인 검토가 필요하다.
4. 유효 건조밀도에 따른 팽윤압과 수리전도도 분포 특성
앞서 검토한 바와 같이 벤토나이트 기반 혼합 뒤채움재의 공학적 특성은 벤토나이트 종류와 혼합비, 건조밀도, 함수비 등의 재료 물성 변수 및 처분 환경 조건 등에 따라 복합적으로 변화한다. 뒤채움재의 팽윤압과 수리전도도는 뒤채움재의 주요 안전기능과 직접적으로 관련되며, SKB와 Posiva에서는 뒤채움재의 재료 선정 및 설계를 위한 기술적 설계 요구조건으로 1 MPa 이상의 팽윤압과 1 × 10−10 m/s 미만의 수리전도도를 제시하고 있다(Posiva and SKB, 2017).
따라서 본 연구에서는 벤토나이트 및 벤토나이트 기반 혼합 뒤채움재의 유효 건조밀도에 따른 팽윤압의 분포 특성을 검토하기 위하여 7개의 선행 연구에서 보고된 총 169개의 팽윤압 데이터를 확보하였다(Bucher and Spiegel, 1984; JNC, 1999; ENRESA, 2000; Cui et al., 2012; Wang et al., 2012; Chen et al., 2022; Cha et al., 2026). 또한, 수리전도도에 대해서 6개의 선행 연구에서 보고된 총 215개의 수리전도도 데이터를 활용하여 유효 건조밀도에 따른 경향성 및 분포 특성을 검토하였다(Cho et al., 1999; Sakita et al., 2020; Zeng et al., 2021; Chen et al., 2022; Watanabe et al., 2023; Cha et al., 2026).
유효 건조밀도가 제시된 문헌의 경우, 문헌에 언급된 값을 팽윤압 및 수리전도도 그래프에 반영하였다. 유효 건조밀도가 제시되지 않은 문헌은 앞서 2장에서 언급된 식 (1)을 활용하여 유효 건조밀도 값을 산정하였으며, 규사계 혼합재에는 2.65 g/cm3, COx claystone에는 2.70 g/cm3의 입자밀도를 적용하였다(Saba et al., 2014; Zeng et al., 2021). Table 6에 각 문헌별 벤토나이트 및 벤토나이트 기반 혼합 뒤채움재의 물성을 정리하여 나타내었다.
Table 6.
Summary of bentonite and bentonite-based mixture characteristics used in the literature data analysis
| Reference | Bentonite (type) | Initial water content [%] | Bentonite content* [wt.%] | Additive |
| Cha et al.(2026) | Bentonil-WRK (Ca) | 15 | 30, 40 | Silica sand |
| Watanabe et al.(2023) | Kunigel-V1 (Na) | 15, 21 | 70 | Sand |
| Chen et al.(2022) | GMZ01 (Na) | 8.78 | 70 | Quartz sand |
| Zeng et al.(2021) | MX-80 (Na) | 6.6~9.8 | 10~70 | COx claystone |
| Sakita et al.(2020) | Kunibond (Ca) | 10~20 | 15~30 | Sand |
| Cui et al.(2012) | GMZ01 (Na) | 11~35 | 50~100 | Sand |
| Wang et al.(2012) | MX-80 (Na) | 11.8 | 70 | COx claystone |
| ENRESA(2000) | FEBEX (Ca-Mg) | - | 100 | - |
| Cho et al.(1999) | KJ-I (Ca) | 14 | 100 | - |
| JNC(1999) | Kunigel (Na) | - | 100 | - |
| Bucher and Spiegel(1984) |
MX-80 (Na) Montigel (Ca) | - | 100 | - |
Fig. 8은 선행 문헌을 통해 도출한 유효 건조밀도에 따른 팽윤압 및 수리전도도 결과를 나타낸다. 다만 단일 벤토나이트 재료와 벤토나이트 기반 혼합재는 공학적 방벽재로서 적용 목적이 상이할 수 있으므로, 비교 검증을 위하여 붉은색으로 구분하여 나타내었다. 문헌자료를 유효 건조밀도에 따라 비교한 결과, 서로 다른 재료 및 시험 조건에도 불구하고 유효 건조밀도가 증가할수록 팽윤압은 전반적으로 증가하는 경향이 확인되었다. 반대로 수리전도도는 유효 건조밀도가 증가함에 따라 전반적으로 감소하는 경향을 나타내었다.
다만 동일한 유효 건조밀도에서도 문헌자료 간 상당한 분산이 확인되었다. 이러한 분산은 벤토나이트의 종류와 광물조성, 교환성 양이온, 포화 및 구속조건, 침투수의 화학조성, 동수경사 등 재료 및 실험 조건의 차이에 기인할 수 있다. 특히 COx claystone과 같이 압축성을 가지며 팽윤성 점토광물을 포함하는 혼합재의 경우 벤토나이트 자체의 체적변화와 팽윤 기여를 충분히 반영하지 못하는 한계가 있다. 따라서 유효 건조밀도만으로 개별 뒤채움재의 팽윤압 및 수리전도도를 직접 예측하는 데에는 한계가 있으나, 서로 다른 벤토나이트 기반 재료에서 보고된 공학적 특성의 전반적인 경향성과 분포 범위를 비교하기 위한 보조적인 지표로 활용할 수 있다.
5. 결 론
본 연구에서는 벤토나이트 기반 혼합 뒤채움재의 주요 공학적 특성과 영향 인자를 기존 문헌을 바탕으로 검토하고, 재료 및 처분환경 조건에 따른 팽윤압, 수리전도도, 열전도도, 강도 및 강성, 탄성파 특성의 변화 경향을 종합적으로 분석하였다. 또한 서로 다른 혼합조건의 문헌자료를 유효 건조밀도(effective dry density, EDD)를 기준으로 재정리하여 팽윤압과 수리전도도의 전반적인 변화 경향을 비교하였다. 주요 결론은 다음과 같다.
⦁ SKB와 Posiva는 뒤채움재의 팽윤압과 수리전도도로 구성되는 정량적인 안전 기능 및 설계 요구조건을 제시하였다. 설계 요구조건으로는 1 MPa 이상의 팽윤압 및 1.0 × 10−10 m/s 미만의 수리전도도를 만족할 수 있는 뒤채움재 재료 조건의 확보가 요구된다.
⦁ 벤토나이트 기반 혼합 뒤채움재의 팽윤압은 건조밀도와 벤토나이트 혼합비가 증가할수록 전반적으로 증가하였으며, 수리전도도는 감소하였다. 다만 초기 함수 상태, 혼합재의 종류와 입도, 염 농도, 온도 및 지하수 화학 조성 등에 따라 동일한 밀도 조건에서도 공학적 특성의 차이가 발생할 수 있는 것으로 나타났다.
⦁ 열전도도는 건조밀도와 포화도가 증가할수록 전반적으로 증가하였으며, 규사 및 흑연과 같이 상대적으로 열전도도가 높은 혼합재의 첨가에 따라 증가하였다. 그러나 혼합재의 함량 및 입자 구조에 따른 계면 공극 형성 등의 영향으로 증가 정도에는 차이가 나타날 수 있으므로 재료 변수를 함께 고려할 필요가 있다.
⦁ 강도 및 강성은 건조밀도가 증가할수록 전반적으로 증가하였으며, 벤토나이트 혼합비, 함수비 및 시험 조건에 따라서도 영향을 받는 것을 확인하였다. 또한 건조밀도의 증가에 따라 탄성파 속도가 증가하고 역학적 물성과의 상관관계를 확인하였으며, 탄성파 특성을 이용한 비파괴적 성능 검증의 적용 가능성을 제시하였다.
⦁ 서로 다른 조건에서 진행된 뒤채움재의 팽윤압 및 수리전도도 측정 결과를 유효 건조밀도 기준으로 재정리하고 경향성을 확인하였다. 분석 결과, 유효 건조밀도가 증가할수록 팽윤압은 증가하고 수리전도도는 감소하는 공통적인 경향을 확인하였다. 다만, 동일한 유효 건조밀도에서도 재료 및 시험조건에 따른 산포가 확인되었으며, 특히 수리전도도는 동일한 유효 건조밀도 수준에서 상대적으로 큰 산포가 나타났다. 따라서 제시된 분석 결과는 유효 건조밀도에 따른 문헌자료의 전반적인 변화 경향을 파악하기 위한 참고자료로 활용하는 것이 적절하다.
본 연구에서 정리한 공학적 특성별 영향 인자와 유효 건조밀도 기반 팽윤 성능 분석 결과는 국내 심층 처분 시스템용 혼합 뒤채움재의 재료선정, 혼합조건 및 성능 평가를 위한 기초자료로 활용될 수 있을 것으로 판단된다.
