1. 서 론
원자력발전소 운영 시 발전 과정에 따른 부산물로써 고방사선을 방출하는 사용후핵연료라는 고준위폐기물이 발생하게 된다. 이러한 고준위폐기물은 강한 방사선을 배출하여 인체에 매우 유해하므로 인간 생활권과 완전히 격리되어 지하 수백 미터 깊이의 심지층에 안전하게 처분되어야 한다(Cho, 2017; Zheng et al., 2015). 심층처분시스템은 크게 자연 상태의 암반층인 천연방벽(Natural barrier)과 인위적으로 개발된 공학적방벽(Engineered barrier)으로 구성된다. 공학적방벽은 크게 사용후핵연료가 담긴 처분용기, 완충재, 뒤채움재 등으로 구성되며, 이 중 완충재는 외부 하중이나 주변 암반으로부터 침투하는 지하수로부터 처분용기를 보호하기에 매우 중요한 요소라고 할 수 있다(Lee et al., 2011; Nilsson, 1985). 이러한 완충재에 적합한 물질을 선정하기 위한 연구가 수십 년에 걸쳐 진행되었으며, 벤토나이트 점토를 압축한 형태인 압축 벤토나이트가 완충재로서 가장 적합한 것으로 알려져 있다(Dixon et al., 1985; Kim et al., 2019; Lloret et al., 2003; Pusch, 1979; Xiang et al., 2020).
심층처분장 내 처분용기 및 완충재를 포함한 공학적방벽재가 설치된 후, 시간이 경과함에 따라 안쪽에서는 처분용기로부터 발생하는 붕괴열에 의해 완충재의 온도가 상승하여 완충재가 건조되며, 동시에 바깥쪽에서는 주변 암반층으로부터 유입되는 지하수에 의해 완충재가 포화되기 시작한다(Cho, 2017; Villar, 2004; Yoon et al., 2021). 건조 및 포화과정을 거치면서 완충재의 부피와 밀도가 변화하게 되며, 특히 완충재가 포화되면 벤토나이트의 높은 팽윤성으로 인해 처분용기와 주위 암반에 팽윤압이 작용하게 된다(Komine, 2004). 이와 같이 공학적방벽재의 완충재는 붕괴열에 의한 온도 상승, 지하수에 의한 포화 및 이로 인한 압력 증가가 동시에 발생하는 열-수리-역학 복합거동을 겪으며, 따라서 완충재의 열-수리-역학 물성은 전체 처분시스템의 안전성을 평가하는데 있어서 매우 중요하다고 할 수 있다(Lee et al., 2020; Rutqvist et al., 2014; Villar, 2004). 완충재의 열-수리 물성에 관한 연구는 국내외적으로 많은 연구가 이루어진 반면에(Cho, 2017; Villar, 2004; Xiang et al., 2020), 역학 물성에 관한 연구는 상대적으로 적은 상황이며, 특히 국내에서 생산되는 경주 압축 벤토나이트의 역학 물성에 관한 연구는 매우 부족하다고 할 수 있다.
따라서 본 연구에서는 국내 경주 압축 벤토나이트를 이용하여 대표적 역학 물성인 탄성계수와 포아송비를 측정하고자 하였다. 이를 위해 다양한 건조밀도와 함수비에 따른 압축 벤토나이트 시료를 조성한 후 각각의 시료에 대해 일축압축강도시험을 수행하여 일축압축강도, 탄성계수, 그리고 포아송비를 도출하였으며, 도출된 실험결과를 통해 건조밀도 및 함수비와 역학적 물성들과의 상관성을 분석하고 이를 소개하고자 한다.
2. 일축압축시험
2.1 시험 재료
본 연구에서는 ㈜클라리언트코리아를 통해 국내 경주 광산에서 생산된 Ca 타입의 경주 벤토나이트를 사용하였다. 경주 벤토나이트 분말은 압축성과 소성이 큰 고소성 점토로 분류되었으며, 광물조성 분석 결과 팽창성이 큰 몬모릴로나이트 함량은 약 60%로 나타났다(Table 1). 일반적으로 활용되는 벤토나이트 분말의 압축 방법으로는 플로팅 다이 압축(floating die press) 방법과 냉간 정수압 성형(Cold Isostatic Press, CIP) 방법이 있다(Kim et al., 2018). 플로팅 다이 압축방법은 일반적인 압축방법과는 다르게 벤토나이트 파우더를 아래와 위에서 동시에 누르는 방법이며(Fig. 1(a), 1(b)), 냉간 정수압 성형 방법은 벤토나이트 분말을 고무백의 몰드에 넣은 후, Fig. 1(c)와 같이 사방에서 등방의 유체 압력을 가하여 균질한 밀도의 시료를 성형하는 방법이다(Mehrotra, 2014). 만약 시료가 높은 세장비(slenderness ratio)를 가지는 경우, 플로팅 다이 방법으로 완충재를 압축하면 양 끝단 플레이트 주변에서 더 높은 밀도를 가지게 되므로 활용하기 어렵다. 본 연구에 사용된 시료는 일축압축강도시험의 표준 실험방법(ASTM D7012-14)에서 제안하고 있는 바와 같이 시료의 길이 대 직경 비율이 2.0~2.5의 범위를 가지도록 직경 30mm, 높이 60mm로 하였으며 냉간 정수압 성형 방법을 활용하여 경주 벤토나이트 분말을 압축시켜 제작하였다.
Table 1.
Quantitative XRD analysis for the Gyeongju bentonite powder (Yoon et al., 2019)
2.2 시험 기기 및 과정
일축압축시험은 지오메카닉스에서 보유한 최대 196.1kN(20tonf)를 재하할 수 있는 만능재료시험기(ACEONE 08274628)를 활용하여 수행하였다(Fig. 2(a)). 하중재하는 0.5MPa/sec의 속도로 하중을 조절하며 진행하였으며, 시료 표면에 2축 변형률게이지(CAS/AP-11-TS50N-120-EC)를 부착하여 수직 및 수평방향 변형률을 획득하였다(Fig. 2(b)). 시료의 표면은 사포를 활용하여 평탄화하여 스트레인게이지가 표면에 접촉하기 용이하도록 하였다. 각 방향 변형률의 경우 매 0.2초마다 데이터로거(KYOWA PCD 400A)를 활용하여 측정하였고 이를 만능재료시험기의 축방향 하중값과 동기화하였다(Fig. 2(c)).
본 연구에서는 다양한 건조밀도와 함수비에 따라 Fig. 2와 같이 일축압축시험을 수행하였으며, 이를 통해 응력-변형률 곡선을 획득한 후 일축압축강도(σc), 탄성계수(E), 그리고 포아송비(υ)를 측정하였다. 시료의 함수비를 유지할 수 있도록 시료는 시험 직전까지 진공 포장된 상태로 보관하였으며, 함수비 변화에 따른 영향을 최소화할 수 있도록 포장 제거 직후 약 5~10분 내 실험을 완료하였다. 실험 및 물성 측정은 국제암반역학회(International Society of Rock Mechanics, ISRM) 및 한국암반공학회(Korean Society for Rock Mechanics, KSRM)에서 제안한 표준시험법을 따라 수행하였다. 일축압축강도는 시험편이 파괴될 때의 최대 응력값을 의미하며, 시편의 면적(A)과 파괴 시 하중(P)의 관계로 표현되는 다음 식 (1)을 통해 계산할 수 있다.
응력-변형률 곡선을 통해 탄성계수를 결정하기 위해서 일반적으로 세 가지 방법이 활용되고 있다(Bieniawski and Bernede, 1979). 접선 탄성계수(tangent Young’s modulus)는 응력-변형률 곡선에서 일축압축강도의 50% 수준에 해당하는 지점의 접선 기울기로 정의되며, 평균 탄성계수(average Young’s modulus)는 응력-변형률 곡선에서 직선 구간의 기울기를 통해 결정할 수 있다. 마지막으로 할선 탄성계수(secant Young’s modulus)는 원점과 일축압축강도의 50% 지점을 통과하는 직선의 기울기를 통해 구할 수 있으며, 본 연구에서는 보편적으로 활용되고 있는 평균 탄성계수를 통해 시험편의 영률을 결정하였다. Fig. 3은 일축압축시험을 통해 획득한 경주 벤토나이트 시료의 응력-변형률 곡선을 나타내고 있으며, 대부분의 시료는 일축압축강도의 40~60% 수준에서 선형 구간이 나타나는 것을 확인하였다. 포아송비(υ)는 압축에 따른 횡방향 변화량을 나타내기 위한 계수로써, 식 (2)와 같이 축방향 변형률(△εa)과 횡방향 변형률(△εl)의 비를 통해 계산할 수 있다.
3. 해석 결과 및 토의
본 연구에서는 함수비와 건조밀도에 따라 20개의 압축 벤토나이트 시료를 조성하여 일축압축강도시험을 수행하였다. 시료 조성 시 적용된 냉간 정수압은 9.8~58.8MPa 범위였으며, 냉간 정수압이 클수록 건조밀도는 크게 도출되었다. 함수비의 경우 벤토나이트 분말의 초기 함수비인 11~12% 이상의 함수비는, 분말에 분무기를 뿌린 후 시료를 압축하였으며, 낮은 함수비 범위는 초기 상태의 함수비에서 압축된 시료를 오븐에 건조하거나, 완전 건조한 시료에 분무기를 뿌려서 조성하였다. 특히 완전 건조된 분말 상태에서는 시료 조성이 불가하기에 압축 점토를 오븐에 완전 건조한 후, 시험에 사용하였다. 시험에 사용된 압축 벤토나이트의 건조밀도 범위는 1.487~1.818g/cm3 이었으며, 함수비는 0~18.5% 범위를 나타냈다. 또한 일축압축강도 값은 3.4~19MPa 범위를 나타냈으며, 탄성계수는 0.54~1.81GPa, 그리고 포아송비는 0.159~0.367의 값을 나타냈다. Fig. 4는 20개 시료의 일축압축강도(UCS) 값에 따른 탄성계수와 포아송비를 나타내고 있으며, 일축압축강도가 클수록 탄성계수는 선형적으로 증가하였고, 포아송비는 약간 감소하는 경향을 나타냈다.
Fig. 5는 건조밀도(γd) 및 함수비(ω)에 따른 탄성계수와 포아송비를 나타내고 있다. 건조밀도가 클수록 흙이 공학적으로 안정하기에 탄성계수 역시 선형적으로 증가하였으며, 포아송비는 감소하는 경향을 나타냈다. Lim et al.(2020) 역시 조립토와 세립토에 대해 삼축압축시험을 수행하였으며, 흙의 건조밀도와 포아송비는 반비례한다는 결과를 도출한 바 있다. 함수비에 따른 탄성계수와 포아송비의 상관성은 나타나지 않았으며, 이는 함수비가 낮은 시료 생성 시 초기 함수비에서 조성된 블록을 건조한 경우도 있었기에 다짐곡선과는 다른 경향을 나타낸 것으로 판단된다. 또한 함수비가 0% 일 때의 시료는 초기 함수비를 갖는 블록을 건조하여 조성한 것으로, 건조 과정에서 압축 벤토나이트의 건조밀도가 초기 상태보다 3~4% 증가하였다. 본 시험을 통해 도출된 압축 벤토나이트의 일축압축강도와 탄성계수는 건조밀도와 매우 큰 상관성을 보였기에, 함수비가 0%인 시료에서의 탄성계수와 포아송비의 변동성은 꽤 크게 나타났다. Fig. 6(a)은 함수비가 0%일 때 건조밀도에 따른 탄성계수와 포아송비를 나타내고 있으며, Fig. 6(b)는 함수비가 12~13%일 때 건조밀도에 따른 탄성계수와 포아송비를 보여주고 있다. 또한 Fig. 7(a), (b)는 각각 건조밀도가 약 1.65g/cm3(±1%)와 1.75g/cm3(±1%)일 때 함수비에 따른 일축압축강도와 탄성계수 값을 보여주고 있으며, 일축압축강도와 탄성계수 모두 완전 건조상태일 때를 제외하고는 다짐곡선과 상당히 유사한 값을 나타냄을 알 수 있다.
실제 처분환경에서 처분용기와 맞닿은 지점에서의 완충재의 함수비는 붕괴열에 의해 감소할 것이며 이로 인한 건조밀도 값은 증가할 것이기에(Villar, 2004), 이에 따른 강도 역시 건조밀도에 비례할 것으로 예상된다. 또한 시간이 지날수록 지하수 침투에 의해 완충재의 포화도가 증가할 것이며, 완충재의 강도와 탄성계수는 다짐곡선과 본 시험결과 값을 토대로 약간 감소할 것으로 예상된다.
4. 결 론
지하 500~1,000m 깊이의 심지층 환경에서 압축 벤토나이트 완충재는 1)지하수가 침투하여 처분용기와 접촉하는 것을 제한하고, 2)처분용기로부터 발생되는 고온의 열량을 주변 암반으로 잘 전달하며, 3)처분용기가 부식되어 방사성핵종이 주변 암반으로 유출되는 것을 지연시키는 기능을 가지고 있기에 심층처분의 안전성을 확보하는데 있어서 매우 중요한 역할을 수행한다. 특히 완충재는 붕괴열에 의한 온도의 상승, 지하수 및 붕괴열에 의한 완충재 안팎의 포화도 변화, 그리고 이에 따른 팽윤압이 동시에 발생하는 열-수리-역학 복합거동을 겪는다. 완충재의 열-수리 물성 규명에 관한 연구는 많이 진행된 반면 역학 물성 규명에 관한 연구는 부족하기에, 본 연구에서는 건조밀도 및 포화도에 따른 국내 경주 압축 벤토나이트에 대한 일축압축강도, 탄성계수, 그리고 포아송비를 규명하여 다음과 같은 결론을 도출하였다.
(1) 우선, 국내 경주 벤토나이트 분말을 냉간 정수압 기법을 통해 압축하여 다양한 함수비와 건조밀도를 갖는 시료 20개를 조성하였다. 압축 벤토나이트 시료는 직경 30mm, 높이 60mm의 원기둥 형태였으며, 총 20개 시료의 건조밀도의 범위는 1.487~1.818g/cm3, 함수비는 0~18.5% 범위를 나타냈다. 총 20개 시료에 대한 일축압축강도값은 3.4~19MPa, 탄성계수는 0.54~1.81GPa, 그리고 포아송비는 0.159~0.367의 값을 보였다. 압축 점토의 일축압축강도가 증가할수록 시료는 공학적으로 안정한 상태이기에 탄성계수는 비례하여 증가하였으며, 포아송비는 약간 감소하는 경향을 나타냈다. 또한 일정한 건조밀도에서의 함수비에 따른 탄성계수 값은 완전 건조상태일 때를 제외하면 다짐 곡선과 상당히 유사한 값을 보였다. 이는 완전 건조상태의 시료는 초기 건조상태의 분말을 압축한 것이 아니기 때문인 것으로 판단된다.
(2) 실제 심층 처분환경에서는 처분용기로부터 발생되는 붕괴열에 의해 처분용기와 맞닿은 지점에 위치한 완충재의 함수비는 감소하면서 건조밀도는 증가할 것이며, 이에 따라 강도와 탄성계수도 건조밀도에 비례하여 증가할 것이다. 반면에 시간이 경과함에 따라 주변 지하수 침투에 의해 완충재의 건조밀도는 감소하면서 함수비는 증가할 것이며, 이에 따라 강도와 탄성계수도 감소할 것으로 판단된다. 특히 완충재의 탄성계수와 포아송비는 공학적방벽시스템의 장기 안전성을 평가하기 위한 중요한 역학물성 입력 자료이기에, 본 연구에서 제시한 함수비 및 건조밀도에 따른 시험 결과는 실제 처분환경에서의 벤토나이트 완충재의 장기 거동 변화 예측에 활용될 수 있을 것으로 기대된다. 아울러 압축 벤토나이트 완충재의 탄성 특성 외에 압밀 팽윤 거동 등에 관한 소성 특성 규명에 관련된 연구도 추가적으로 필요할 것으로 사료된다.
