서 론
연구부지 현장 조건과 수치모의를 위한 시나리오
수치모델의 구성
단열망(discrete fracture network)의 생성과 응력 경계조건
모델의 물성 정보 및 수리적 경계조건
해석 결과 및 토의
주응력 방향에 의한 단열의 진화
확공 및 간극 변화 메커니즘에 의한 단열의 진화
결 론
서 론
방사성폐기물 지층 처분과 관련한 부지조사와 수리지질학적 연구는 대상 암반에 분포된 단열의 특성화와 이에 의존하는 지하수 유동 및 이동 특성을 검토하는 것을 주요 연구내용으로 하고 있다(Cho et al., 2017). 수리지질학적 특성 연구는 천부 및 처분 심도에서 핵종의 용존 특성과 이동 특성을 규명하고 처분 안전성에 대한 입증 역할을 하기 때문에 중요하다(Park et al., 2011). 잠재적 투수성 지질구조로 대표되는 단열군은 핵종의 주요 이동 경로로서 그 중요성이 강조되고 있다. 이와 관련해 단열군의 방향, 밀도, 크기에 의해서 나타내어지는 분리 단열망 모델을 적용한 다수의 연구가 진행된 바 있으며, 특히 심층처분 시설에 적용한 사례도 존재한다(Hartley et al., 2009; Fox et al., 2012; Ji et al., 2012). 단열암반의 지하수 유동 특성은 밀도와 길이, 연결성 같은 단열 특성에 의해 결정된다. 이에 따라 처분부지에서는 단열 특성 파악을 위해 다수의 시추공 조사와 현장시험이 수행된다(e.g. Chang et al., 2000). 그 일환으로 한국원자력연구원 내 지하연구시설인 KURT(KAERI Underground Research Tunnel, 이하 KURT)에서는 방사성폐기물 처분을 위한 부지특성조사와 심부환경을 이해하기 위한 다양한 지질 관련 연구를 수행하여 관련 기술을 구축하고 있다. 그런데, 단열 특성은 암반에 작용하는 현지응력과 처분장 건설에 수반되는 응력 교란 현상과 같은 외적 요인에 의해 그 특성이 변화하기도 한다(Baghbanan and Jing, 2008; Agheshlui et al., 2018). 현재 KURT 내 제6연구모듈에 설치된 시험공에서는 결정질 암반의 수리지질특성을 분석하기 위해 다양한 현장 수리시험이 진행 중인데(Park et al., 2020a), 그 현장시험의 목적은 처분장 건설 및 운영단계의 조건을 고려했을 때 처분공을 가정하여 굴착한 소형 시추공 근계영역의 단열 특성과 수리적 거동 변화를 평가하는 데 있다.
이에 본 연구에서는 현장시험에 앞서 시추공 굴착과 확공에 따른 응력 교란 현상이 시추공 근계영역의 단열 특성과 수리 특성에 영향을 미칠 가능성을 확인하기 위해 수치 모델링 해석을 수행했다. 지하연구시설 환경을 적절하게 모사하기 위해 KURT의 단열군 정보를 이용해 단열망(Discrete Fracture Network, DFN) 도메인을 생성했다. 단열망 모델링은 단열의 분포를 현실에 가깝게 모사하여 단열 암반의 수리적 및 역학적 거동을 보다 정확하게 구현할 수 있는 장점이 있다(Lim, 2002). 생성된 도메인을 기반으로 현지응력 조건과 현장시험 데이터로 대표되는 수리-역학 연동 수치 모델을 구현하여 시추공 모사 후 나타나는 단열군들의 진화 특성을 평가했다.
연구부지 현장 조건과 수치모의를 위한 시나리오
Fig. 1은 KURT에 굴착된 연구 및 지질조사용 시추공들의 대략적인 위치 및 고도를 나타낸 그림이다. KP공과 YS공 에서는 수압파쇄시험이 수행된 바 있으며 DB공에서는 공내영상 검층 시험을 통해 KURT의 초기 응력 상태를 보고한 바 있다(Jo et al., 2017). 특히 본 연구의 대상이 되는 BDZ공은 KURT의 제6연구모듈에 설치되어 있고, 연구시설 바닥면에 굴착 되어 KURT와 같은 해발고도(80 m, EL.)를 갖고 있으며 20 m의 깊이로 시추된 공벽에서 각 시험구간을 1.45 m로 설정하여 총 12개의 구간에서 이중 패커를 이용한 현장시험을 실시하고 있다. 수치모의는 암반에 지름이 3인치인 시추공을 설치하였을 때(Case 1)의 단열 특성 및 수리 특성 변화와 시추공의 지름을 3인치에서 4인치로 확장하였을 때(Case 2)의 단열 특성 및 수리 특성 변화를 모사함으로 수행하였다. 현재 연구 대상인 BDZ에서는 펄스시험(pulse test)과 슬러그시험(slug test) 그리고 정압배출시험(constant head withdrawal test)을 수행하고 있는데(Park et al., 2019), 본 수치모의에서는 Case 1과 Case 2의 조건에 대해 정압배출시험을 수리-역학 연동 모델링으로 모의하여 단열 및 수리 특성 변화를 평가하고자 하였다. 수치모델의 구성 방법 및 그 결과는 아래의 절과 같다.
수치모델의 구성
시추공 설치 및 확장 후 근계영역 단열들의 수리적 특성을 평가하기 위해 현장조건을 반영한 수치모델을 구성하고자 했다. 단열선(fracture trace)형태로 나타낸 단열망을 기본 도메인으로 구성했다. 그리고 다수의 블록으로 표현된 단열망은 2차원 불연속체 해석 코드(distinct element code)인 UDEC 6.0을 이용해 소형 시추공을 포함한 해석모델로 구현했다. UDEC은 단열 암반에서의 블록의 생성과 변형을 통해 단열의 수직 및 전단 거동 모사에 용이하고 단열의 간극을 통한 유체의 유동 현상을 평가할 수 있기 때문에 실제 결정질 불연속 암반을 효과적으로 모사할 수 있다. 모델에서는 등방성과 균질성을 가진 불투수 암반을 기반으로 유체의 유동이 단열을 통해서만 이루어지는 것으로 가정하고 추가 단열의 생성 및 전파가 없다는 전제하에 아래와 같은 현장정보 및 암반 물성값을 사용했다.
단열망(discrete fracture network)의 생성과 응력 경계조건
대표 단열망 도메인을 구성하기 위해 Fig. 1의 BDZ공이 위치한 제6연구모듈 내 TW 시험공에서 관찰된 단열군 정보를 이용했다. TW공들은 BDZ공과 약 15 m 정도 떨어진 곳에 위치한 추적자 시험용 관정으로 시추공 영상 촬영을 통해 피셔상수와 경사 및 경사방향 정보를 분석했다. MATLAB을 기반으로 개발된 암반 단열망 생성기에 각각의 단열군 정보를 입력하여 일정 면적 내에 생성한 단열의 개수에 따라 세 개의 대표 단열군을 발생시켰다. 생성기에서는 발생된 3차원 단열망을 통해 분석 대상인 2차원 단면에서의 tracer 타입의 단열 선들을 추출할 수 있으며 이를 UDEC 모델에 분포시킬 수 있다(Park et al., 2018). 각 단열군들의 생성 정보 및 도메인 영역 내 단열의 밀도와 평균 단열선 길이는 Table 1과 같다. 이와 같이 특정한 단열 분포 정보를 갖는 UDEC 모델이 BDZ공을 대변하기 위해서는 KURT 현지에서 작용하는 주응력 방향에 상응하도록 모델을 구성시켜야 한다. KURT 부지 조사 시 수압파쇄 시험으로 유도된 인장균열과 공벽파괴 요소들의 방위각을 통해 유추된 KURT의 최대 수평 주응력(Shmax)은 동서방향(N98 ± 8.8°E)으로 파악되었다(Jo et al., 2017). 이러한 결과는 기존 연구에서 보고한 국내 동서 방향의 최대 수평 주응력의 압축 방향과 잘 부합한다고 보고된 바 있다(Synn et al., 2013).
Table 1.
Fracture set information for construction of discrete fracture network domain
| Fracture network set | Dip/Direction | Fisher constant | Fracture density (m-2) | Mean trace length (m) |
| TW-1 | 60/346 | 25.5 | 36 | 0.23 |
| TW-2 | 54/343 | 16.6 | 34 | 0.22 |
| TW-4 | 76/269 | 24.4 | 40 | 0.24 |
UDEC 모델에서는 x축과 평행한 방향으로 최대 수평 주응력이 작용하도록 경계조건을 설정해야 한다. 따라서 단열군을 현지 주응력 방향에서 약 8도 정도 작은 경사 방향을 갖도록 발생시켰으며, Fig. 2에 회전시킨 단열군을 포함하여 생성된 UDEC 모델을 나타냈다. 그리고 동시에 xy 평면의 경계에 일정 응력 조건을 설정했으며 그 크기 또한 KURT 천부 깊이에서 수압파쇄 시험으로 추정된 응력을 작용시켰다. BDZ 공의 심도에 상응하는 수평 주응력 크기는 각각 6 MPa과 4 MPa로서 이 값들을 역학 모델을 위한 초기 경계조건을 설정했다(Jo et al., 2017). 그리고 BDZ의 공벽을 포함한 근계영역에서의 간극 변화와 수리 물성 변화 분석을 위해 대표 도메인의 크기를 최소화하여 소형 처분공 중심에서 반경 0.2 m 이내의 영역으로 해석을 제한했다.
모델의 물성 정보 및 수리적 경계조건
암반과 단열의 역학 ‧ 수리적 물성 입력 자료들은 KURT에서 채취된 암석 코어 시험편을 통해 조사된 자료에 기반을 두었다. Lee et al.(2019)는 KURT에 분포된 화강암의 역학적 물성과 시험편에 내포되어 있던 단열의 물성을 실내시험을 통해 분석했으며, 결과 중 수치 모델에 필요한 정보들을 다음의 Table 2와 Table 3에 각각 정리했다.
Table 2.
Rock properties
| Properties | Value |
| Density (kg/m3) | 2,650 |
| Bulk modulus (GPa) | 36.9 |
| Shear modulus (GPa) | 21.1 |
Table 3.
Fracture properties
단열의 수직 강성과 전단 강성은 단열에 작용하는 수직 및 전단 응력에 저항하는 힘을 나타내며 단열을 포함하고 있는 암석 시험편을 이용한 직접 전단 시험(direct shear test)을 통해 분석할 수 있다. Fig. 3의 식과 같이 작용하는 응력에 따른 단열의 간극 변화량은 수직응력에 의한 수직변위(normal displacement)와 전단응력에 의한 전단팽창(shear dilation)의 합으로 표현할 수 있다(Min et al., 2004).
간극 변화량의 정량적인 평가를 위해서는 UDEC 모델에 단열의 초기 물성 입력 값으로 구분되는 초기 간극크기(initial aperture)와 잔류 간극크기(residual aperture)그리고 팽창각(dilation angle)의 설정이 중요하다. 신뢰도 있는 물성값 설정을 위해서 앞에서 언급했던 현장 수리시험 결과 중 정압배출시험(constant head withdrawal test)에서 획득한 자료를 사용하고자 했다. 정압배출시험은 피압대수층을 대상으로 자분하는 BDZ공의 특성을 이용해 포화되어 있는 시추공에서 일정압력으로 지하수를 배출함으로서 시추공 주변의 수리지질특성을 파악하는 방법이다. 따라서 특정 수리수두 값을 갖는 시험구간에서 토출되는 유량이 충분한 시간이 경과된 후 일정량으로 안정화되었을 때의 압력, 안정화 시간, 유량 등의 데이터를 이용해 투수량계수(transmissivity, m2/s)를 산정하게 된다. Table 4는 이와 같은 투수량계수를 산출하게 된 실제 현장 데이터로서 BDZ공에서의 수리수두 및 토출유량의 평균값을 나타내고 있다(Park et al., 2020b). 따라서 본 연구에서는 수리-역학 연동 모델링을 위한 DFN-UDEC 모델에 정압배출시험 시 유지되는 수두차로 수리 모델의 경계조건을 결정하고 소형 시추공으로 모사된 영역에서 유입되는 유량(inflow)을 실제 시험 시 측정된 평균 토출 유량에 맞추고자 했다. Table 4의 모식도에 정압배출시험 시 측정되는 압력과 토출 유량 간의 변화량 관계를 나타내는 그래프를 기반으로 UDEC 모델에 작용시킨 수두 차와 해석 후 계산되는 유입 유량의 모습을 나타냈다.
Table 4.
Field test data for assignment of hydraulic initial and boundary conditions in numerical model (modified from Park et al., 2020b)
| Field test data |
Average value along the depth of BDZ | Constant head withdrawal test | Hydraulic conditions in DFN-UDEC | |
|
Discharge flow rate (qend, m3/s) | 4.34 e-07 |  |  | |
|
Hydraulic head (m) | Pini | 20.0 | ||
| P0 | 5.7 | |||
수치모델은 시험구간의 초기 수리 수두를 모델의 외부 압력으로 유지 시키고 정압배출 시험 시 안정화되었을 때의 압력을 관정 내부의 압력으로 설정하는 방식으로 구성했다. 해석모델의 유입 유량은 앞서 언급한 UDEC 내 단열의 물성치인 초기 간극크기와 잔류 간극크기를 통해 조절 가능했으며 그 물성값 또한 Table 3에 나타냈다. 그리고 전단팽창에 의한 단열의 열림은 팽창각에 의존하는 값이다. 따라서 팽창각의 설정 또한 중요하며 본 연구에서는 KURT의 수평 주응력 크기가 4 MPa에서 6 MPa로 작용하는 점을 감안하여 Barton and Choubey(1977)가 제안한 경험식을 참고하여 단열의 팽창각을 11도로 설정했다(Fig. 3). 이와 같은 방식으로 수리-역학 연동 모델링을 위한 UDEC-DFN 모델의 경계값 및 초기 물성값을 결정한 후 1차 및 2차 천공에 의한 응력해방과 수리 ‧ 역학적 요인들에 의한 단열들의 진화 특성에 대해 분석했다.
해석 결과 및 토의
수리-역학 연동 해석모델을 이용해 시추공 모사 후 응력해방에 따른 간극변화를 평가했다. 이를 통해 소형 처분공 굴착에 따른 응력 교란 현상뿐만 아니라 피압대수층을 대상으로 자분하는 BDZ공의 실제 환경을 고려했다. UDEC의 수리-역학 연동 해석은 단열 암반 내 불연속면으로만 유체의 유동이 발생하고 유체의 압력이 암반 블록에 작용하는 외부 응력과 상호작용하는 수치 모델이다. 이러한 수리-역학 연동 모델링을 통해 주응력방향과 시추공 직경 변화가 단열의 진화에 미치는 영향을 비교하고, 간극 변화 메커니즘에 기반을 두어 추가 분석을 실시했다.
주응력 방향에 의한 단열의 진화
주응력 방향이 처분공 근계영역 내 단열의 진화에 미치는 영향을 평가하기 위해 30도 간격으로 단열군들을 그룹화하여 관정 모사 후 간극 변화 양상을 검토했다. 모델 경계의 x축 방향으로 최대 수평 주응력을 모델에 설정했기 때문에 x축을 기준으로 30도부터 180도까지 총 6개의 단열군으로 구분 지어서 평가했다. Fig. 4는 암반에 3인치 직경의 관정 설치 후(Case 1) 방향 별 단열군들의 간극 닫힘 또는 열림이 발생한 단열의 개수를 해당 방향에 분포한 단열의 총 개수로 정규화해서 나타낸 그림이다. 그래프는 초기간극 크기인 2.4 e-5 m를 기준으로 왼쪽으로는 닫힌단열, 오른쪽으로는 열린단열을 나타내고 있다. 주응력방향 대비 각 각도별 단열군에서의 간극변화는 정규분포 형태를 띄고 있었다. 그리고 분포된 각도별로 상이한 열린단열의 비율이 나타났다. 정량적인 비교를 위해 그래프를 통해 파악된 열린 단열과 닫힌 단열의 빈도수를 백분율로 나타냈다.
Table 5와 같이 주응력 방향과 수직에 가까운 90도 및 120도 방향의 단열군들을 제외하고는 열린 단열의 비율이 모두 크게 나타났다. 이와 같은 주응력 방향에 대한 간극 변화 양상은 관정의 직경을 3인치에서 4인치로 확장한 경우(Case 2)을 모사한 경우에도 유사했다. 주응력 방향에 평행하게 분포한 180도 방향 단열군들의 간극 열림 비율은 60% 이상으로서, 그 크기 또한 Case 1과 Case 2가 크게 다르지 않았다. 본 해석 결과는 실제 현장시험에서 관측된 주응력 방향과 나란한 단열들의 열림이 소형 처분공 주변의 응력 상태와 수리적 요인이 복합 작용하여 발생한 정량적인 특성변화일 수 있음을 나타내는 해석 결과라고 판단된다.
Table 5.
Quantitative aperture change ratio before and after the extension of the borehole
확공 및 간극 변화 메커니즘에 의한 단열의 진화
상기의 수치해석 결과를 통해 주응력 방향과 수리적 요소의 연계작용이 관정의 설치로 인한 단열의 수리지질특성 진화 거동에 지대한 영향을 미칠 수 있음을 확인했다. Case 1과 Case 2의 단열 변화 양상을 좀 더 상세히 비교하기 위해 초기 간극 대비 최종적으로 변화한 간극의 비율을 살펴보았다. Fig. 5는 시추공 모사 후 나타나는 간극 변화 비율 크기를 단열로 표현된 trace block 위에 두께 및 색깔별로 도시한 그림을 보여주고 있다. 대다수의 단열에서 파란색을 나타내고 있으며 이는 평균적으로 초기 간극 크기에 근접하거나 간극 크기 비율이 증가한 것을 나타내고 있다. 열린 단열은 주로 관정과 가까운 영역에서 발생했으며 최대 간극 증가 비율은 Case 1에서는 약 2.39, Case 2에 대해서는 약 3.40으로 나타났다. 그리고 Case 1과 Case 2에 대해 관정 중심과의 거리에 대한 단열 간극 변화의 발생 범위 및 분포를 비교했다. Fig. 5의 그래프는 시추공 주변에서 간극 변화 비율이 증가한 단열들만 선별하여 그 발생 범위를 시추공 반경에 대한 비율로 도시화한 것이다. 앞서 말한 바와 같이 최대 간극 증가율을 갖는 단열은 대체적으로 관정에서 가까운 영역에서 발생했으며 Case 1에서는 관정 반경의 약 7배 이상의 거리까지 초기 간극 크기보다 증가한 단열이 분포했다. Case 2의 결과에서는 열린 단열이 공벽 주위에 추가적으로 집중되면서 단열의 분포범위는 상대적으로 감소하는 경향을 나타냈다. 이와 같이 시추공벽 근계영역에서 간극 크기 증가가 크고 밀도도 상대적으로 높게 발생하는 것을 확인하여 절대적인 간극 크기와 함께 관정으로 모사된 영역에서의 유입되는 유량을 분석했다. Table 6은 그 결과로서 최소 간극 크기는 UDEC 모델 내 잔류간극 크기로 설정된 3.00 e-6 m와 같다. Case 1의 유입 유량은 Table 4에 주어진 실제 현장실험 데이터와 유사하게 약 4.39 e-7 m3/s로 모사되었다. Case 1과 Case 2의 평균 간극 크기는 비슷했지만, 최대 간극 크기는 Case 2가 Case 1보다 약 30% 이상 증가했다. 그리고 관정으로 모사된 영역으로의 유입 유량은 약 3배 이상 증가하는 것으로 분석되었다. 모델링에서 나타난 유량 증가와 간극 열림 발생 범위를 종합적으로 분석했을 때 시추공의 확공에 의한 단열 암반의 투수성 증가는 전반적인 간극 변화보다는 공벽 근처에 집약되어 발생하는 간극 열림과 이에 상응하는 최대 간극 크기 증가에 의한 영향이 더 클 것으로 판단되었다.
Table 6.
Comparison of aperture size and inflow rate before and after extension of the borehole
| Process | Aperture size (m) | Flow rate (m3/s) | ||
| Av. | Max. | Min. | ||
| Case 1 | 2.20 e-5 | 6.10 e-5 | 3.00 e-6 | 4.39 e-7 |
| Case 2 | 2.18 e-5 | 8.12 e-5 | 3.00 e-6 | 1.46 e-6 |
추가적으로 Case 2의 경우 Case 1보다 유입유량이 3배 이상 증가하는 모델링 거동 결과에 대해 단열 변화 메커니즘에 기반을 두어 추가 분석을 실시했다. 앞서 기술한 바와 같이 응력에 따른 단열의 간극 변화량은 수직응력에 의한 간극의 수직변위(normal displacement)와 전단응력에 의한 전단팽창(shear dilation)의 합으로 표현할 수 있다. 따라서 위에서 나타낸 단열의 총 간극 열림 값에서 전단에 의한 팽창 열림 값을 분리해 분석했으며 그 결과를 Table 7에 나타냈다. 전단팽창에 의한 단열의 간극 변화는 수직 열림보다 그 절대 크기가 작았으며 0.01 um에서 0.03 um의 범위를 가지는 것으로 나타났다. 수직 열림 및 전단 팽창의 최대 간극 크기는 Case 2가 Case 1보다 모두 크고, 전단 팽창의 경우는 그 평균값 또한 증가한 것으로 나타났다. 표의 그림은 수직열림과 전단팽창이 발생한 위치 및 크기를 두께 및 색깔로 나타낸 것으로 수직열림과 전단팽창의 절대값이 큰 차이를 보임에 따라 각기 다른 스케일 기준을 적용하여 도시했다. 먼저 발생 위치의 경우 수직 열림은 최대간극 열림이 시추공 근계영역에 서 발생하지만, 일정 크기 이상의 간극 열림이 해석 영역에 전반적으로 분포되어 나타났다. 반면에 전단 팽창에 의한 간극 열림은 시추공 주변에 집중되어 산발적으로 발생하는 것을 확인할 수 있었다. 이와 같이 시추공 확공 후 최대 간극 크기 증가와 공벽 주변의 전단팽창 발생으로 인해 시추공 주변 영역의 수리지질특성 변화가 야기되어 시추공으로의 유입 유량이 증가한 것으로 판단했다. 따라서 전단팽창에 의한 간극 크기 변화는 수직 열림에 비해 절대적인 크기는 작지만 주요 발생 위치가 공벽 근처 영역이라는 점에서 그 영향이 고려되어야 할 것으로 판단되었다.
Table 7.
Feature of aperture changes with respect to fracture mechanism
결 론
본 연구에서는 이러한 시추공의 설치와 확공에 따른 응력의 재분배가 시추공 주변 단열 특성 및 수리 특성에 영향을 미칠 가능성을 평가하기 위해 KURT 부지 환경을 반영하여 수리-역학 연동 수치해석 연구를 수행했다. 연구의 주요 내용 및 결과는 다음과 같다.
수리-역학 연동 모델을 이용해 주응력방향에 의존하는 단열군의 간극 변화 현상을 관찰했다. 수치해석 결과에 따르면, 최대 수평 주응력이 작용하는 방향에 위치한 단열들의 간극 열림 비율이 크게 나타났다. 열림 비율은 특정 방향을 갖는 총 단열의 개수에서 열린 간극이 발생한 단열이 차지하는 정도를 나타내며 주응력방향에 나란하게 분포한 단열군에서 약 60% 이상의 단열들의 간극이 초기 간극보다 커진 것을 확인하였다.
시추공 직경이 3인치에서 4인치로 확공된 후 나타난 단열의 간극 및 투수성 진화 거동에 대해 분석했다. 초기간극 대비 변화한 간극의 비율이 3인치 시추공 설치 후 2.39에서 시추공 확공 후 3.40으로 증가했으며, 절대적인 크기 면에서 최대 간극 크기가 3인치 시추공 설치 후보다 약 1.3배 이상 크게 나타났다. 특히 시추공벽 근계영역에서 간극 크기 증가가 크고 열린 단열의 밀도도 상대적으로 높게 발생하여 관정으로 모사된 영역에서의 유입되는 유량이 3인치 시추공 설치 후보다 약 3배 이상 증가한 것을 확인했다. 모델링에서 나타난 유량 증가와 간극 열림 발생 범위를 종합적으로 분석해보았을 때 확공에 의해 단열 암반의 투수성이 증가할 수 있고, 이는 간극 변화의 발생 범위보다는 공벽 근처에 집약되어 발생하는 간극 열림과 이에 상응하는 최대 간극 크기가 커짐에 따라 발생하는 것으로 판단하였다. 추가적으로 응력에 따른 단열의 간극 변화량을 수직응력에 의한 간극의 수직변위와 전단응력에 의한 전단팽창으로 구분하여 분석했다. 시추공을 확공한 후 수직변위와 전단팽창의 최대 간극 크기는 시추공 설치 후보다 모두 증가했으며, 절대크기로서 전단팽창은 0.1 um에서 0.3 um의 범위로 평균적으로 20 um의 간극 열림을 갖는 수직변위에 비해 상대적인 크기가 작았다. 그러나, 간극 열림이 발생하는 위치를 보면, 수직 열림이 해석 도메인 전체영역에서 분포되어 발생하는 반면, 전단 팽창은 시추공 주변에 집중되어 산발적으로 발생한 것을 주목할 필요가 있었다. 이상의 결과를 종합해보면, 시추공을 설치하거나 시추공을 확공할 때 발생하는 응력교란에 의해 간극 열림과 투수성 증가가 나타날 수 있는 것으로 해석할 수 있다. 응력교란에 의한 간극 열림은 수직변위에 의한 간극 크기 증가가 지배적이었다. 동시에 공벽에 근접한 영역에서 전단팽창이 집중되는 발생 위치적 요인도 단열의 투수성 증가에 추가적인 영향을 미칠 수 있음을 유추할 수 있었다. 본 연구에서 사용한 모델은 2차원 모델로 그 해석이 단순화되었으며 이에 따라 수직 단열이 아닌 단열들에 대해서는 고려하지 못한 불확실성이 존재한다. 따라서 이러한 한계점을 극복하고 추후 소형 처분공에서 실제 캐니스터 크기에 부합하는 처분공으로 확장했을 경우 정확한 단열 및 수리 특성 변화 분석을 위해서는 DFN 기반의 3차원 해석과 굴착손상영역대의 영향을 반영한 추가적인 해석이 필요할 것으로 판단되었다.
