Original Article

Tunnel and Underground Space. August 2021. 243-269
https://doi.org/10.7474/TUS.2021.31.4.243

ABSTRACT


MAIN

  • 1. 서론 및 배경

  • 2. 단일공 수리특성 시험과 현장 조사 시스템 필수 조건

  •   2.1 패커 방식 주입시험

  •   2.2 대심도 수리특성 조사 시스템 필수 조건

  • 3. 1 km 급 시추공 고정밀도 수리특성 조사 시스템 구축

  • 4. 경주 지역 대심도 시추공 정압 주입시험

  •   4.1 조사 흐름도

  •   4.2 예비 시험을 통한 시스템 성능 실증적 검증

  •   4.3 1 km 급 시추공 정압 주입시험

  • 5. 자료 검토 및 분석

  •   5.1 현장 자료 검토

  •   5.2 자료 분석

  •   5.3 주요 결과

  • 6. 결론 및 제언

1. 서론 및 배경

지하 암반의 수리특성 정보들은 암반공학, 지질공학, 지하수와 에너지 자원 개발 및 위해물질 심층 처분 등 지하 공간을 대상으로 하는 여러 분야에서 광범위하게 활용되어 오고 있다. 지하 암반에서의 지하수 흐름이나 유동 특성을 나타내는 수리 인자로는 일반적으로 수리전도도(hydraulic conductivity, K), 투수량계수(transmissivity, T), 저류계수(storage coefficient, S) 및 비저류계수(specific storativity, Ss) 등이 대표적이며 지하수의 흐름 특성을 나타내는 유동 차원(flow dimension)도 여기에 포함될 수 있다.

특히 대심도 암반 환경을 대상으로 하는 고준위 방사성폐기물 처분, 지하 CO2 저장 관련 덮개암(cap rock) 안정성 연구와 시추공 모니터링 기반 심지층 특성화 분야에서 수리특성 정보들은 대상 지하 매질에서의 지하수 유동 특성 평가, 유동 특성에 따른 상세 설계와 최적 시공 방안을 도출하는 데 핵심적인 요소로 작용한다. 실제 균열 암반(fractured rock mass) 내에 인위적인 변화(굴착, 개발 및 오염원 유입 등)에 의해 발생되는 지하수 유동과 오염 물질의 이동(contaminant transport) 양상을 정밀하게 분석하기 위해서는 지층 구조, 균열 네트워크, 암반 초기응력, 유동압 및 오염 물질의 화학적 조성 등에 대한 공학적 상세 정보들이 종합적으로 고려되어야 한다.

암반 수리특성 시험들은 대부분 대상 부지에 굴착된 시추공들을 대상으로 시행된다. 보다 광역적이고 이방성을 고려한 수리특성 정보를 얻기 위해서는 다수의 시추공을 이용한 원위치 시험이 이상적이다. 그러나 경제적이고 시간적인 문제로 단일 시추공을 이용한 시험이 일반적으로 시행되어 오고 있으며 수백 m 이상의 대심도 영역에서는 그 비중이 절대적이다.

다양한 종류의 시추공 기반 지반 조사 방법들 중에서 현장 수리특성 관련 시험들은, 정확한 조사 결과를 도출하는데 있어 다른 조사 분야에 비해, 상대적으로 현장 시험 방법의 적정성과 사용되는 조사 시스템의 하드웨어적 성능이 결과의 정확도와 신뢰성을 좌우하는 핵심 요인으로 작용한다. 그리고 지하 매질의 수리특성 인자들 중 대표적으로 사용되는 수리전도도의 경우 값들의 분포 범위(Isherwood, 1979)가 통상 1E-4~1E-12 m/s로 매우 넓기 때문에 정밀하고 정확한 유체 주입, 조절 및 측정 기능이 없거나 일부 기능이 불완전한 조사 시스템을 적용하는 경우에는 정상적인 작업과 정확한 자료 획득이 거의 불가능하다. 특히 대심도 저투수성 암반 조사 분야는 상용화된 장비가 없을뿐더러 다양한 정밀 장치들의 복잡한 조합에 의해 구성되는 조사 시스템의 특성상 관련 핵심장치들의 설계, 제작 기술과 노하우는 유럽과 미국, 일본 등 일부 기술 선도국들의 국가 연구기관이나 대학교들이 독점적으로 보유하고 있는 상태이다.

국내 지층구조는 화성 또는 변성기원의 암반층이 넓게 분포하고 있고 분포 면적이 가장 작은 퇴적기원의 지층은 주로 옥천대와 영남육괴 및 영일분지를 중심으로 분포하고 있다(Fig. 1). 치밀하고 견고한 조직을 가지는 화성암과 변성암뿐만 아니라 퇴적암의 경우에도 일부 지역을 제외하고는 모암 자체는 매우 작은 공극률을 나타낸다. 이러한 국내 지층구조로 인해 암반의 수리 지질학적 특성은, 모암 자체의 투수성은 극도로 낮기 때문에, 불연속면들의 기하학적 분포(틈새, 방향성 및 연결성 등)에 절대적인 영향을 받는다. 현장 조사의 신뢰성 확보를 위해서는 반드시 국내 암반 조건에 적합한 시험법들이 적용되어야 한다. 저투수성 암반을 대상으로 수리 시험이 시행되는 경우 시험 관련 일련의 현장 작업들이 기본 성능을 충족시키지 못하는 조사장치들에 의해 수행되었다면, 앞에서 언급한 바와 같이, 결과의 공학적 신뢰성이 매우 낮아지거나 심한 경우 시험 자체가 무의미하게 될 가능성이 크다. 따라서 현장 시험에 사용되는 시스템의 핵심 장치들은 필수적으로 하드웨어적 성능과 적합성 그리고 측정 자료의 신뢰성 등이 객관적이고 실증적인 방법으로 검증되어야 하며 조사 심도가 증가하고 암반 투수성이 낮을수록 그 중요성은 커지게 된다.

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Fig. 1

Distribution of rocks in South Korea (modified from Choi, 2011)

본 연구에서는 수년간의 연구・개발을 통해 설계, 제작된 핵심장치들을 기반으로 대심도 시추공 수리특성 조사 시스템(Deep borehole Hydraulic Testing System, DHTS)을 자체적으로 구축하였다. 그리고 이를 활용하여 최대 90 bar 이상의 고수압이 작용하는 경주 지역 내 1 km 급 연구 시추공들을 대상으로, 대심도 저투수성 암반 환경에서 대표적으로 사용되고 있으며 결과의 신뢰성이 높은, 정압 주입시험법에 의해 수리특성 시험을 성공적으로 수행하였다. 이 논문에서는 조사 시스템 구축과 현장 시험 과정에서 얻어진 주요 내용들을 소개하도록 하겠다.

2. 단일공 수리특성 시험과 현장 조사 시스템 필수 조건

2.1 패커 방식 주입시험

단일 시추공을 이용한 암반 수리특성 현장 시험은 자연 상태 지하수의 교란 또는 간섭(interference) 방식에 따라 주입(injection)과 배출(drawdown)) 시험으로 구분되며 조절할 물리량(압력/유량) 종류에 따라 정압 또는 정량시험으로 구분된다.

시험구간의 공간적 범위에 따라 시추공 전체 구간을 대상으로 하는 개방(open hole) 조건이나 시추공 내에서 밀폐(sealing off) 장치인 단일(single), 이중(straddle) 및 3개 이상의 다중 패커를 이용하여 특정 구간을 대상으로 한 시험이 시행되기도 한다. 지반공학이나 지질공학 관련 연구나 실용화 프로젝트에서는 경제적이고 시간적인 측면에서 여러 장점을 가지는 패커 방식 시험법이 광범위하게 사용되어 오고 있다. 이중에서 이중 패커를 적용한 시험이 빈도 면에서 가장 큰 비중을 차지한다. 단일 패커를 적용하는 방법은 요소체적규모(REV) 수리시험에 응용될 수 있으며 다증 패커 방식의 시험은 대구경 시추공이 아닌 조건에서의 적용 사례는 많지 않다.

단일 시추공에 적용 가능한 유체 유입 방식의 수리특성 시험법으로는 정압 주입시험, 정량 주입시험 및 순간 충격시험법인 슬러그 시험과 펄스 시험 등이 대표적이다. Fig. 2는 각각의 시험 과정에서 구현되는 이상적인 압력과 유량 변화 곡선을 나타낸다. 지반공학과 지질공학 분야에서 광범위하게 사용되고 있으며 일정 증감률로 다단계 가압(multi-stage pressurization)과 정압 유지 및 감압 형태를 구현하는 수압(Lugeon) 시험은 지하수 흐름을 정상류(steady state flow)로 가정한 정압 주입시험의 한 방법으로 볼 수 있다. Fig. 3은 시험 방법별 조사 가능한 투수량계수의 개략적 범위를 나타낸다. 모암 투수성이 낮은 환경에서는 대심도로 갈수록 균열(단열) 암반의 투수성은 감소하기 때문에 낮은 범위의 수리 인자 분석이 가능한 시험법들이 적용되어야 한다.

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Fig. 2

Ideal pressure vs. flow rate curve for single borehole injection test (modified from Park et al., 2020)

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Fig. 3

Measurement range of transmissivity according to testing method (modified from Kim at al., 2019)

정압 주입시험, 정량 주입시험 및 펄스 시험의 개략적 특성을 정리하면 다음과 같다.

(1) 정압 주입시험(constant pressure(head) injection test)

① 시험 중 주입 압력이 일정하게 유지되므로 공내 저류효과의 영향을 적게 받고 조사 범위가 넓어 대심도 균열성/저투수성 암반 조사에 대표적으로 적용됨.

② 가압 초기 반응 곡선은 시추공과 인접 암반사이의 수리 상호작용(hydraulic interaction) 특성을 나타내는 스킨 효과(skin effect)에 영향을 받을 수 있음.

③ 주입되는 유량을 직접 측정하고 이를 자료 해석에 직접 적용하기 때문에 다른 방법들에 시험 원리가 명확하고 해석상 오류가 발생될 수 있는 잠재적 요인이 적음.

(2) 정량 주입시험(constant flow rate injection test)

① 저류층의 생산성과 관련된 석유공학이나 지하수 공학 분야에서 사용되어 온 방법으로 물의 압축성으로 인해, 온도와 압력 변화에 따라, 체적이 변화되는 공내 저류효과(wellbore storage effect)의 영향을 크게 받음.

② 투수성이 낮을수록 소량의 주입량에 큰 체적 변화를 유발시킬 수 있음. 적정 주입 유량에 비해 과다 유량이 주입되면 수압파쇄 수준은 아니더라도 수리 전단을 유발시켜 기존 불연속면들의 기하학적 특성을 변화시킬 수 있음.

③ secondary permeability가 암반 투수성을 지배하는 균열 암반 환경에는 적용성이 낮으며 정확한 시험을 위해서는 대상 암반층의 개략적인 투수성에 대한 정보가 필요함.

(3) 펄스 시험(pulse test)

① 순간적 유량 주입으로 펄스형 압력을 가하기 때문에 pressurized slug test라고도 함. 주로 매우 낮은 투수성을 가지는 암반층의 수리특성 조사에 적용됨.

② 투수성이 매우 낮은 암반의 경우 패커 컴플라이언스(packer compliance)에 의해 시험구간 내에 발생되는 유체 유동이 해석 결과에 미치는 영향이 매우 큼.

③ 패커 컴플라이언스 영향이 커서 가압 중단 후 압력 상승이 유발되는 조건에서는 비정상류 해석법 적용이 어려워 제안식을 포함한 다각도의 해석(interpretation)이 요구됨.

2.2 대심도 수리특성 조사 시스템 필수 조건

시추공 지반조사 방법들 중 시험 장치들의 하드웨어적 완성도와 공학적 성능이 조사 결과에 미치는 영향이 가장 큰 항목이 패커 방식 수리특성 시험 분야이다. 수십 bar 이상의 고수압이 작용하고 있고 암반의 투수성이 매우 낮아질 가능성이 큰 대심도 환경에서 수리시험을 정상적으로 수행하기 위해서는 다음의 4가지 필수 기능을 완벽하게 구현할 수 있는 조사 시스템이 사용되어야만 한다. 필수 기능 중 일부라도 정상적으로 작동하지 않으면 신뢰성 있는 시험 자료의 확보는 매우 어렵다(Fig. 4).

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Fig. 4

Essential hardware performance required for deep hydraulic testing system

2.2.1 순주입압력 기준 증감량 2~3 bar 이하의 정밀 가압 및 압력 유지 기능

유체의 흐름에 따라 발생되는 압력 손실(friction loss)의 영향으로 지상과 시추공 내 시험구간에서의 주입압력은 큰 차이를 나타내는 것이 일반적이다. 따라서 시험 전 과정은 공 내에서 실측된 순주입압력(downhole net injection pressure)을 기준으로 수행되어야 한다. 정압 주입시험에서 적용 순주입압력 범위에 대한 규정화된 기준은 없으나 주입압력의 증가는 기존 불연속면들의 변형이나 유량의 비선형적 거동을 유발할 잠재적 가능성을 가진다. 선진 기술 보유국들의 경우 정밀한 시험을 위해 일반적으로 주입압력을 2~3 bar 또는 그 이하로 적용하고 있다.

따라서 조사 시스템은 낮은 순주입압력을 적용하고 안정적으로 유지하는 기능을 반드시 갖추어야 한다. 지상에서 측정된 압력은 측정 심도가 증가하고 주입되는 유량이 증가할수록 급격히 감소되기 때문에 지상에서 측정된 압력 자료로는 정확한 해석이 불가능하다. 그리고 암반층에서는 지하수 유동이 대부분 비정상류(non steady state flow)를 나타내기 때문에 시험구간 내에서 일정한 주입압력을 유지하기 위해서는 시간에 따라 비선형적으로 감소 또는 변화하는 유량 특성을 고려한 정교한 주입 조절 기능이 필요하다. Fig. 5는 정상류와 비정상류 지하수 흐름 상태인 현장 시추공 조건에서 구현된 정밀 가압 및 압력 유지 기능 사례를 보여준다.

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Fig. 5

Examples of precise pressurization and pressure holding function based on downhole net injection pressure

2.2.2 저투수성 암반 특성을 고려한 미세 유량 주입 및 조절 기능

앞에서 언급한 바와 국내는 퇴적암이 분포하는 일부 지역을 제외하면 모암 자체는 매우 작은 공극률 가진다. 이러한 암반 특성으로 인해 지하수의 수리 지질학적 특성은 불연속면들의 기하학적 분포 특성(방향성, 틈새, 연결성 등)에 절대적인 영향을 받는다. 그리고 심도가 깊어질수록 증가하는 구속 응력도 수리전도도의 감소에 영향을 미친다.

투수성(투과성)이 낮은 암반 조건에서 시험구간 내에 과다 유량이 주입되는 경우 급격한 압력 상승에 의해 수압파쇄 수준은 아니더라도 수리전단(hydraulic shearing) 현상이 발생되어 기존 불연속면들의 변형을 유발시킬 수 있는 잠재적 위험성이 있다. 따라서 이러한 저투수성 암반 구간에서는 미세 유량 주입이 가능한 특수 펌프나 미세 유량 주입/조절 및 측정 장치가 사용되어야만 정상적인 시험이 가능하다. Fig. 6Fig. 7은 과다 주입의 영향으로 비정상적인 압력 변화를 나타내는 현장 자료와 미세 유량 주입/조절 모듈에 의해 정밀하게 조절되는 유량 곡선 사례를 각각 보여준다.

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Fig. 6

Rapid and abnormal pressure variation curve due to excessive fluid injection

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Fig. 7

Flow rate curve by micro flow rate injection and control module

2.2.3 공 내 압력 변화량과 주입 유량 측정, 기록 및 모니터링 기능

국내 일부 조사기관들의 경우 시험 자료들을 아날로그 방식 게이지로 측정하고 기록해 왔으며 시험 전 과정의 압력, 유량 측정결과를 공개한 사례가 많지 않았다. 시험 절차의 타당성, 조사 자료의 객관적 신뢰성과 정확성을 확보되지 않으며 현장 조사 자체가 무의미하게 한다.

패커 방식 정압 주입시험에서는 낮은 주입압력이 일정하게 안정적으로 유지되어야 한다. 그리고 유량 곡선은 비정상류 특성상 다양한 기울기를 가지며 비선형적으로 감소하는 형태를 가진다. 또한, 공벽에서 이격됨에 따라 잠재적으로 나타나는 불연속면들의 교차나 연결성 변화에 기인한 유동 단면적의 변동 등으로 인해 유량 곡선 상에 국부적으로 불규칙한 변화 특성이 나타날 수 있다. 따라서 정확한 해석의 기본이 되는 압력-유량 곡선 자료들은 고정밀 센서들에 의한 신호 측정과 디지털 방식 자료 획득을 통해 시험 전 시간 동안 실시간으로 모니터링 되어야 한다.

시험구간에 주입될 수 있는 유량의 범위는 수 cc/min 이하에서 부터 수만 cc/min 이상으로 매우 넓고 예측이 불가능하다. 압력 센서와는 달리 유량 센서들의 측정 범위는 넓지 않다. 따라서 미세 유량에서부터 큰 유량까지 넓은 범위의 값들을 정확하게 측정하기 위해서는 다수의 유량 센서 모듈들이 적절하게 구성되어야 한다. 이 외에는 조사 시스템에는 정확한 유체 가압과 조절을 위한 별도의 압력, 유량 센서들이 설치되어야 한다.

대심도 정압 주입시험에서는 각종 센서들로부터 측정되는 다수의 신호들이 발생될 뿐만 아니라 측정되는 값들의 크기도 상대적으로 큰 차이를 나타낸다. 이러한 시험 특성상 현장에서 효율적인 작업과 정확한 자료 획득을 위해서는 측정 신호들을 동시에 측정, 기록하고 모니터링 할 수 있는 통합된 장치 모듈을 사용하는 것이 유리하다(Fig. 8). 시험 과정에서 신호의 샘플링 간격에 대한 기준은 없으나 부적절한 측정 간격에 따른 신호 왜곡(temporal aliasing)을 방지하고 연속성이 좋은 정밀한 신호 곡선을 획득하기 위해서는 샘플링 간격을 10초 이내로 설정하는 것이 바람직하다.

그리고 시험구간의 투수성이 극도로 낮은 조건에선 패커 컴플라이언스 즉 패커의 점진적 팽창에 따라 유발된 유체 유동의 영향으로 시험구간 내 압력이 증가할 잠재적 가능성이 크다. 보다 정확한 시험을 위해서는 이 부분에 대한 모니터링도 필요하며 그 결과들이 자료 검토와 결과 해석에 반드시 반영되어야 한다.

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Fig. 8

Real time P(pressure)/Q(flow rate) signal monitoring during entire testing period

2.2.4 시험구간 밀폐장치 팽창압 및 압력 변화 실시간 모니터링 기능

스트래들(straddle) 패커로 시험구간을 밀폐시키는 경우 러버 길이 부족, 공벽과의 불완전한 밀착 및 가압장치 이상 등으로 인해 팽창압의 비정상적 변화/감소 등의 현상들이 발생될 수 있다. 이러한 경우 공벽과 패커 사이의 잠재적 틈새를 통해 주입 유량의 누출이 발생되면 실제 주입량에 비해 과다한 유량이 측정되므로 현장 시험의 정확도와 결과의 신뢰성이 매우 저하된다. 따라서 패커 팽창압의 적정성은 시험 전 과정에서 실시간 모니터링을 통해 반드시 확인되어야 한다(Fig. 9). 적정 패커 팽창압(net working pressure)에 대한 규정화된 기준은 없으나 일반적으로 17.5~35 kgf/cm2(250~500 psi) 범위의 값을 가지는 것이 바람직하다. 시험 중 패커 압력이 기준 이하로 낮아지는 경우에는 시험구간 내에 주입되는 유체가 패커와 공벽사이의 틈새를 통해 누출(leakage) 될 가능성이 있기 때문에 패커를 이완시키고 지하수를 안정화시킨 다음 재시험을 수행해야 한다.

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Fig. 9

Determination of proper range of net working pressure of straddle packer

3. 1 km 급 시추공 고정밀도 수리특성 조사 시스템 구축

본 연구에 적용한 조사 장비는 대심도 고수압 조건에서 정밀한 가압과 주입압력 유지 그리고 정확한 시험 곡선 측정과 실시간 모니터링이 가능하도록 설계, 제작된 일체형 메인 프레임 기반 수리특성 조사 시스템(Deep borehole Hydraulic Testing System, DHTS)이다(Fig. 10). GeoGeny에서 독자적으로 구축한 DHTS에서 유체 주입 및 가압을 위한 기계-유압장치부/시스템 조작부/자료 획득부를 일체형으로 통합한 메인 프레임 장치, 대심도 구간에서 압력 변화를 측정하는 완전방수구조 공내 측정장치(downhole sonde)와 1200 m 급 와이어 라인 윈치 그리고 미세 유량 주입/조절 모듈 등이 필수 장치에 해당한다.

시스템의 가장 핵심 부분인 일체형 메인 프레임(DHTS/MF-1000)과 downhole sonde(DHTS/DS-1200)는 2이 개발한 고수압 해저지반 수리특성 조사용 핵심 장치들과 외형은 유사하나, 500 m 이상의 대심도 고수압 환경에서 안전하고 정확한 조사를 위해 축적된 기술력을 기반으로, 구조적으로 성능을 개선하고 새롭게 설계, 제작된 장치들이다.

시추공 내 신호를 측정하고 전송하는 downhole sonde는 최대 120 bar 급 고수압 조건에서 내변형 및 완전방수 성능을 가진다. 패커부와 downhole sonde의 시추공 내 이동과 공 내 신호를 지상으로 전송하는 기능을 담당하는 와이어 라인 윈치부(DHTS/ CW-1200)의 최대 가용 심도는 1,100 m 내외이다. 하부 프레임에 하중이 집중되는 기존 장치와는 달리 하중 분산형으로 제작하여 케이블 길이가 동일한 기존 윈치들에 비해 중량을 50 % 이상 경량화시켜 현장 이동성과 작업성을 크게 개선하였다.

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Fig. 10

Deep borehole Hydraulic Testing System (DHTS)

Fig. 11은 DHTS의 상세 계통도를 보여주며 Table 1은 시스템의 세부 기능을 담당하는 핵심 장치들과 이를 구성하는 하드웨어 요소들과 사양 그리고 개략적인 특성들을 나타낸다. 현장 시험 중 암반의 투수성이 낮아 메인 프레임 내 기본 가압펌프에 의해 정상적인 유체 주입이 어려운 조건에서는 별도로 제작된 미세 유량 주입, 조절 및 측정 모듈이 선택적으로 사용된다. 관련 모듈의 미세 유량 주입 및 측정 성능은 0.01 l/min 이하로 투수성이 매우 낮은 환경에도 적용이 가능하다.

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Fig. 11

Detailed block diagram of DHTS (updated from Bae at al., 2018)

Table 1.

Basic specifications and characteristics of key apparatuses by function of DHTS

function apparatus basic components spec. and characteristics
fluid injection/
pressure control
integrated type
mian frame
(DHTS/MF 1000)
▪L type pump module
▪H type pump module
▪P/Q sensor module
▪fluid controller
▪hydraulic power controller
▪safety devices
▪all-in-one structure
▪2 way hydraulic volume control
▪hydraulic engine driven type
▪max. Q : > 60 l/min ▪sol. valve based flow control
▪separate pump module for packer inflation in deep borehole
data acquisition/
system operation
▪AC/DC controller
▪data logger
▪system operation module
▪P/Q indicator
▪system control box/panel type
▪USB type data communication
▪system operating status display
▪max. 10 kinds of signal monitoring
downhole signal
measurement
downhole sonde
(DHTS/DS-1200)
▪P sensor module
▪waterproof plug module
▪cable head adaptor
▪max. 120 bar waterproof
▪dual tube type
▪range : 0~5,000 psi
▪cable head rupture load : > 2 ton
micro flow rate
injection/control
DHTS/MFIC ▪micro flow controller
▪micro flow stabilizer
▪micro Q sensor modules
▪sensor selector
▪min. Q : < 0.01 l/min
tripping downhole
tools & packers
wireline cable winch
(DHTS/CW-1200)
▪4 conductor cable
▪depth meter
▪power control module
▪load dispersion type frame
▪pre-stretched cable
▪application depth : < 1,100 m

4. 경주 지역 대심도 시추공 정압 주입시험

4.1 조사 흐름도

본 연구를 위해 경주 지역의 1 km 급 시추공 2개소 내, 최대 90 bar 이상 고수압이 작용하는, 심도 500~1,000 m 범위의 대심도 암반층을 대상으로 정압 주입시험법에 의한 수리특성 시험들이 계획되었다. 극한 지반 환경에서 원활한 현장 조사 작업과 정밀한 자료 확보를 위해서는, 필수 공정은 아니지만, 본 시험에 앞서 앞에서 강조한 대심도 조사 시스템이 필수적으로 갖추어야 할 4가지 기능(성능)에 대해 정량적이고 실증적인 검증을 시행하였다. 이러한 별도의 예비 시험을 통해 조사 시스템 구성의 적합성, 핵심 장치들의 하드웨어적 성능 및 측정 결과의 신뢰성 등을 점검하고 확인하였다. 이 과정에서 잠재적 문제점과 미비 사항을 보완한 후 현장 정압 주입시험들을 수행하였다. Fig. 12는 대심도 수리특성 시험의 개괄적인 흐름도를 나타낸다.

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Fig. 12

General flow for in situ constant pressure injection test

4.2 예비 시험을 통한 시스템 성능 실증적 검증

대심도 고정밀도 정압 주입시험은 수많은 개별 조사장치들의 복합한 조합에 의해 현장 조사 시스템이 구성된다. 이로 인해 일부 장치에서 오작동이 발생되거나 기능 면에서 불완전할 경우 정상적인 시험이 불가능할 뿐만 아니라 복잡한 시스템 구조 상 원인 규명과 해결에 많은 시간이 소요된다. 따라서 심도 500 m 이상의 시추공을 대상으로 수행되는 고정밀도 정압 주입시험에서, 잠재적 문제점 발생 가능성을 최소화시키기 위해, 50 bar 이상의 수압이 작용하는 기존 대심도 시추공을 대상으로 시추공 시험과 지상구간 시험(실내 시험 포함)을 병행한 예비 시험을 시행하였다. Fig. 13Fig. 14는 예비 시험에서 수행되어야 할 세부 점검 및 확인 항목과 예비 시험의 일부 수행 전경을 각각 보여준다. 본 시험에 사용될 동일한 조사 시스템을 대상으로 사전 점검과 확인이 이루어져야 할 항목은 매우 많으나 주요 사항만 요약하면 다음과 같다.

① 전체 조사 시스템 예비 세팅

② 완전방수구조 downhole sonde 장치의 고수압 조건 방수 및 내변형 성능

③ 가압 장치(메인 프레임)의 정밀 가압 및 압력 유지 성능

④ 장시간 가동에 따른 구성 장치들의 작동 안정성과 잠재적 오작동/과열/누수/누유 여부

⑤ 미세 유량 주입/조절 및 측정 성능

⑥ 고수압 조건에서의 와이어 라인 윈치 upward 구동 성능과 공내 신호 전송 기능

⑦ 스트래들 패커 팽창용 펌프 모듈 성능 및 오작동 여부

⑧ 최대 1 km 이상 연장으로 연결되는 2조 고압호스와 연결부의 잠재적 손상과 누수 여부

⑨ 측정 신호의 QA(Quality Assurance)/QC(Quality Control)

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Fig. 13

Must-do check items during preliminary test

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Fig. 14

Some views of in situ preliminary testing

Fig. 15는 50 bar 이상 고수압 환경에서 downhole sonde의 내변형 성능과 방수 성능을 확인한 결과이다. 압력 센서의 상부 수두에 의해 형성된 정수압 크기와 심도 변화에 따른 수압 변화량을 모니터링 함으로써 측정된 신호의 정확도와 정밀도 그리고 연장 1 km 이상인 케이블을 통해 전달되는 과정에서 발생될 수 있는 신호 왜곡 여부를 확인하였다. 180분 이상의 장시간 시험에서, 지하수 유입 시 나타날 수 있는 이상 신호 및 측정 값의 오류 없이, 정상적안 정수압 변화 곡선 획득이 가능하였다. 이를 통해 내변형 성능과 완전방수 성능을 실증적으로 검증하였다. 심도 변화에 따른 정수압 측정 결과 심도 590 m와 560 m에서 측정 정확도(accuracy) 오차는 2% 미만을 나타내었으며 반복 측정에 따른 측정 정밀도(precision) 편차(deviation)도 2% 미만으로 확인되었다. 지하수위 일변화가 매우 작은 시추공 조건에서 심도에 따른 정수압 변화를 모니터링 함으로써 downhole sonde의 제반 설계 성능을 확인할 수 있었다. 공 내 케이싱이 설치되어 있어 지하수가 안정적으로 유지되는 조건에서 시험이 수행되었기 때문에 실제 나공 상태이며 여러 지질 요인들이 영향을 미치는 본 시험에서는 측정 정확도/정밀도의 오차/편차가 다소 커질 것으로 예상된다.

공내 압력 센서와 지상부 유량 센서에서 발생된 신호는, temporal aliasing을 방지하기 위해, 샘플링 간격을 2초로 설정하고 측정하였다. Fig. 16은 공 내 주입압력에서 정수압 성분을 제외한 순주입압력 기준 2 bar 이하의 정밀한 단계적 가압 및 압력 유지 시험 결과를 나타낸다. 단계적 가압에 따른 공 내 주입압력과 유량 변화 곡선도 안정적으로 측정되었다. 이를 통해 일체형 메인 프레임 장치의 정밀 가압 및 조절 성능을 확인할 수 있었다.

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Fig. 15

Preliminary test result (downhole sonde : design capacity/data reliability)

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Fig. 16

Preliminary test result (main frame : pressurization and control performance)

많은 경우 심도가 깊어질수록 구속 응력의 증가와 불연속면 분포 밀도의 감소로 수리전도도가 줄어드는 경향을 나타낸다. 투수성(투과성)이 낮은 암반 조건에서 수리특성 시험이 시행될 때에는 통상적으로 사용되는 가압용 수압펌프의 하드웨어 성능으로는 저투수성 암반 시험에서 요구되는 정밀한 가압과 압력 유지 및 미세 유량 주입이 매우 어렵다. 본 예비 시험에서는 자체적으로 제작한 미세 유량 주입/조절 장치의 정확한 작동 여부와 미소 유량 측정 성능을 검증하였다. 해당 기능이 없거나 불완전한 경우 대심도 저투수성 암반 환경에서 정압 주입시험법의 적용은 현실적으로 매우 어렵다. Fig. 17Fig. 18은 성능 점검을 위해 시행한 실내 시험 전경과 결과들 중 일부를 각각 보여준다. 메인 프레인 내 가압 펌프에서 8.27 l/min 수준으로 토출되던 유량이 관련 장치를 통해 0.024 l/min 수준으로 감소됨을 확인할 수 있었다. 이러한 결과로부터 개발 장치가 저투수성 암반 조사에 적합한 성능을 가지고 있음을 실증적으로 확인하였다.

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Fig. 17

Views of laboratory testing for mico flow rate injection and control

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Fig. 18

Preliminary test result (micro flow rate injection and control : Q < 0.025 l/min)

4.3 1 km 급 시추공 정압 주입시험

Fig. 19는 경상북도 경주 지역 내 연구 시추공들 위치를 나타낸다. 경주시 외동읍 일원의 시추공 C-1 지점은 전 구간에 중생대 화강암이 주 암종으로 분포하고 있으며 조직이 매우 치밀하고 강도가 큰 특성을 가진다. 심도 400 m 상부 구간에는 국부적으로 풍화대와 파쇄대가 발달하고 있고 최하부인 심도 1,010 m 부근에 큰 규모의 단층대가 분포하나 전반적으로 불연속면 분포는 매우 낮으며 단층대로 부터 이격됨에 따라 분포 밀도가 감소하는 경향을 나타내었다.

경주시 강동면 단구리 일원의 시추공 B1-EXPBH-1 지점은 연암~보통암 범위의 압축강도를 가지는 중생대 퇴적암류가 500 m 하부 전 구간에 분포하고 있다. 전체적으로 주 암종인 세일, 사암이 교층 구조로 분포하며 역암은 일부 구간에 소규모로 협재되어 있다. 국부적으로 나타나는 공벽 강도 저하 구간과 불연속면 선단에서 다수의 BBO(Borehole Break-Out) 공벽 파괴가 진행되었으며 심도가 증가할수록 발생 규모가 증가하는 양상이 관찰되었다.

시추조사에서 회수된 암석 코어에 대한 검수와 초음파 주사검층법에 의해 수행된 공벽 스캐닝 자료 분석에서 확인된 불연속면 분포 특성, 공벽 파괴 발생 심도 및 패커부의 최적 장착 위치 등을 종합적으로 고려하여 최종 조사 심도를 결정하였다(Fig. 20).

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Fig. 19

Location of test boreholes in Gyeongju area

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Fig. 20

Test interval determinations by BHTV analysis and core inspection

시추공 C-1 지점은 심도 530~930 m 영역에서 10개 구간(연장 5.2 m)을 선정하였다. 시추공 B1-EXPBH-1에서는 심도 560~700 m 영역에서 10개 구간(연장 3.4 m)을 선정하여 총 20 개소에서 스트래들 패커 방식 정압 주입시험을 시행하였다. 공 내 순주입압력은 유체 주입에 따른 불연속면들의 변형을 최소화시키기 위해 1.0~2.0 kgf/cm2 범위의 값을 적용하였고 시험구간 밀폐를 위해 패커 팽창압(net working pressure)은 17.5~35.0 kgf/cm2(250~500 psi) 범위의 값을 적용하였다. Fig. 21Fig. 22는 시험 모식도와 현장 조사 작업 중 일부 전경을 각각 나타낸다.

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Fig. 21

Schematic diagram of wireline winch type hydraulic packer testing

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Fig. 22

Some views of constant pressure injection testing at research boreholes

5. 자료 검토 및 분석

5.1 현장 자료 검토

정압 주입시험에서는 주입압력을 2~3 kgf/cm2 수준에서 안정적으로 유지시켜야 하며 기술적으로 가능할 경우 그 이하의 압력으로 주입하는 것도 무방하다. 비정상류 특성 상 시간에 따라 유량이 비선형적으로 감소하기 때문에 시험 전 과정에서 주입압력은 매우 정밀하게 조절되어야 한다.

Fig. 23은 이상적인 조건에서의 정압 주입시험으로 부터 획득되는 주입압력(P), 유량(Q) 변화 곡선을 보여준다. 실제 대심도 시추공 환경에서 측정되는 자료는 사전 시추 작업의 영향으로 형성된 스킨 효과(skin effect), 암반 내 지하수의 이동 통로인 불연속면들의 특성 변화 그리고 원인 규명이 어려운 잠재적 공 내 현상 등에 복합적으로 영향을 받기 때문에 이상적인 압력-유량 곡선과는 다른 형태를 나타내는 경우가 많다.

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Fig. 23

Typical P-Q curve for constant pressure (head) injection test

전체 자료들 중 50 % 이상에서 공 내 지하수와 공벽 인접 영역사이의 수리 상호작용 특성을 나타내는 스킨 효과가 관찰되었다. Fig. 24와 같이 스킨 효과는, 협의의 의미로, 시추 작업의 영향으로 원 암반 상태에 비해 시추 후 공벽 주변의 투수성(black bar(*))이 국부적으로 변화되는 현상을 의미한다. 특히 (-) 스킨 효과는 불연속면 특성과 드릴 비트의 강한 회전력에 의한 영향으로 공벽 인접 영역(inner zone)에서 지하수의 투수(과)성이 증가하는 현상이다. 이로 인해 가압 초기에 공벽 주변으로 시험수가 주입되기 때문에 정압 상태에 도달하기 전에 일정량의 유량이 불규칙하게 주입되는 형태로 나타난다. 공벽 인접 영역에 작용하는 (-) 스킨 효과의 영향은 압력-유량 변화 곡선과 해석 시 type curve 매칭 과정에서 확인되며 결과에 미치는 영향은 크지 않다.

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Fig. 24

Conceptual flow regime by generalized radius of influence from the borehole (modified from Follin at al., 2011)

총 20개 시험 자료들 중 1개소에서만 정상류 특성을 가지는 자료가 획득되었고 나머지 자료들은 모두 비정상류 특성을 나타내었다. Fig. 25는 정압 주입시험에서 획득된 여러 형태의 압력-유량 변화 곡선들을 보여준다. Fig. 25(a)는 일정한 압력 하에서 시간에 따라 주입 유량이 일정하게 유지되는 정상류 자료를 보여준다. 주입을 통해 정압 조건이 안정적으로 유지되기 위해서는, 지상에서 시험구간까지 500 m 이상의 호스를 통해 유체가 주입되기 때문에, 일정한 가압 시간이 요구된다. (+) 스킨 효과를 가지는 공벽 조건에서는 가압에 짧은 시간이 소요되기 때문에 주입되는 유량도 이상적인 곡선에 가까운 변화 특성을 나타낸다.

이와 반대로 (-) 스킨 효과가 나타내는 공벽 조건에서는 원 상태에 비해 공벽 인접 암반의 투수성이 국부적으로 증가된 상태이기 때문에 확장된 공간으로 일정한 유체가 주입된 후 정압 상태에 이르게 된다. 따라서 주입 유량 곡선이 (-) 스킨 효과의 크기에 따라 매우 불규칙한 변화 곡선을 나타낸다. Fig. 25(b)는 0 또는 (+) 스킨 효과를 가지는 조건에서 획득된 자료를 보여준다. Fig. 25(c)와 (d)는 미약한 (-) 스킨 효과와 강한 (-) 스킨 효과를 가지는 공벽 조건에서 측정된 자료를 각각 나타내는데 스킨 효과 크기에 따른 주입 유량의 불규칙한 변동성을 확인할 수 있다.

그리고 앞에서 언급한 바와 스킨 효과의 영향은 inner zone에 반영되며 암반 고유의 수리특성은 스킨 효과의 영향이 사라지는 middle zone 이후의 안정화된 유량 변화 곡선으로부터 구해지기 때문에 스킨 효과의 영향을 받지 않거나 최소화된 조건에서의 자료 분석이 가능하다.

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Fig. 25

Field data set of constant pressure injection tests in deep research boreholes

5.2 자료 분석

스트래들 패커 방식 정압 주입시험에서 획득된 현장 자료에 정상류(steady state flow) 해석과 비정상류(non steady state flow) 해석을 수행하였다. 정상류 자료 해석에는 Moye(1967)의 제안 식을 적용하였다. 제안식으로 부터 구해지는 투수량계수(T) 계산에 결정적인 영향을 미치는 주입 유량 입력 값은 시험 과정 중 가압 중단(shut in) 직전에 측정된 값을 적용하였으며 산정된 투수량계수로부터 수리전도도를 계산하였다.

정압 주입시험에서는 유체 주입 단계와 주입 중단 후 압력이 정수압 상태로 수렴되는 회복(recovery) 단계의 압력 변화 값들이 모두 분석에 적용될 수 있다. 그러나 본 연구에서는 측정 자료의 변동성이 적고 공내 저류효과의 영향을 받지 않으며 결과 값들의 대표성이 큰 주입 단계의 자료만 해석에 활용 하였다. 본 해석에 앞서 시험 전체 과정에서 스트래들 패커의 팽창압 변화를 측정하고 모니터링한 자료를 검토하여 시험구간 밀폐의 적정성을 확인하였다. Fig. 26은 패커 팽창압 모니터링 결과들 중 일부를 보여주는데 상, 하부 패커간 팽창 압력이 동일한 크기에 도달한 후 시험 전 시간 동안 안정적으로 유지됨을 확인할 수 있었다.

전체 20개소 중 약 80 % 시험구간에서 미세 유량 주입/조절 및 측정 모듈을 적용하였는데 일부 구간에서는 0.01 l/min 미만의 매우 낮은 유량 값들이 측정되었다. Fig. 27은 미세 유량 측정 자료들 중 일부의 상세 변화 곡선들을 보여준다.

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Fig. 26

Real time net working pressure monitoring of straddle packers for adequacy of sealing test interval

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Fig. 27

Detailed curves for very low flow characteristics measured during field tests

비정상류 자료 해석에서는 전통적으로 사용되어 오던 Jacob and Lohman 법(1952)과 균열 암반 시험 자료의 해석에 적합하고 유동 차원(flow dimension, n) 분석이 가능한 Barker(1988)의 GRFM(Generalized Radial Flow Model) 법을 기반으로 비선형적으로 변화하는 유량 변화 곡선에 type curve를 매칭시키는 방법을 적용하였다.

유동 차원에서 n = 1, 2, 3은 각각 선형 흐름(linear flow), 방사상 흐름(radial flow) 및 구상 흐름(spherical flow)을 의미한다(Fig. 28). 비선형적으로 변화하는 유량 특성 값에 대해 최적 결과를 도출하기 위해 0.5~3.0 범위에서 n 값을 단계적으로 변화시키면서 시행착오법에 의해 해석을 반복적으로 시행하였다. 비정상류 해석에는 전체 유량 변화 곡선 중 정압상태 도달 시점부터 가압 중단 구간까지 측정된 자료를 사용하였다.

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Fig. 28

Schematic diagram of typical flow dimension in rock mass around borehole (modified from Doe and Geier(1990))

Jacob and Lohman 법을 적용한 해석에서는 투수량계수(T)와 저류계수(S)를 구한 후 시험구간 길이를 반영하여 수리전도도를 계산하였다. 수리전도도(K), 스킨인자(skin factor, Sw) 및 유동 차원을 분석할 수 있는 Barker(1988)의 GRFM 법을 적용한 분석에서는 비저류계수가 주요 영향 요소로 작용한다. 불연속면이 크게 발달한 암반(highly fractured rock mass)의 경우 10-4 1/m 정도의 값을 가지는 것으로 알려져 있다(Kuusela-Lahtinen et al. (2003)). 패커 방식 수리특성 시험은 대부분 파쇄대가 심하게 발달하거나 불연속면 분포 밀도가 높은 암반에서는 시험구간 밀폐 문제로 적용이 곤란하기 때문에 상대적으로 파쇄대나 불연속면의 분포 밀도가 낮은 암반 조건에서 일반적으로 시행된다. 이러한 시험법 특성을 고려하여 본 해석에서는 비저류계수의 상한 기준(upper cut-off criterion) 값으로 10-4 1/m를 적용하였다.

그리고 log-log 스케일로 변환한 head(m, 순주입압력을 수두로 환산)/주입 유량(l/min, q)의 시간에 대한 변화(h/q) 값과 이에 대한 미분 값 변화 곡선 자료에, 유동 차원 값에 따라 변화되는, type curve들을 시행착오적 방법으로 매칭(matching)시키는 과정을 반복하면서 최적의 결과를 도출하였다. 수리전도도와 유동 차원 값들은 head/q 곡선 분석으로부터 산정하였다. 미분 값 특성 곡선들로부터, 공벽에서 거리 이격에 따라 잠재적으로 나타날 수 있는, 유동 단면적 변동에 의한 수리전도도의 변화 및 지하수 유동 차원의 전이(transition)에 대한 분석도 가능하나 본 연구에서는 해석의 보조 자료로만 활용하였다. 향후 여러 지역에서 다양한 현장 자료가 축적된다면 보다 다각적이고 심도 있는 해석과 분석이 가능할 것으로 판단된다.

Fig. 29는 방사상 흐름을 가정하는 Jacob and Lohman 법에 의한 type curve 매칭 분석에서 얻어진 결과들 중 일부를 나타낸다. 매칭이 되지 않았거나 도식적으로 이루어지더라도 비정상적 범위의 결과 값들이 얻어지는 경우에는 지하수 유동 조건이 방사성 흐름이 아닐 가능성이 크다. 이러한 경우 유동 차원, n을 변화시키면서 시행착오적 방법으로 분석이 가능한 GRFM 법을 적용하여 얻어진 결과를 대표 값으로 사용하는 것이 바람직하다. GRFM 법은 Jacob and Lohman(1952) 법을 기반으로 확장된 이론이기 때문에 방사상 흐름 조건에서는 두 방법에 의한 해석 결과들이 동일한 값을 가지게 된다.

Fig. 30은 GRFM 법에 의한 해석 결과들 중 일부를 보여주는데 총 20개 시험 자료들 중 50 % 정도가 n = 2에서 벗어난 유동 차원 값에서 최적의 매칭 결과를 나타내었다.

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Fig. 29

Type curve matching results by Jacob & Lohman (1952) method

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Fig. 30

Diagnostic/type curve matching results by GRFM (1988) method

5.3 주요 결과

5.3.1 시추공 C-1(중생대 화강암 분포 지역)

Fig. 31(a)는 경주 중생대 화강암 분포 지역 내 위치하는 연구 시추공 C-1에서 획득된 정압 주입시험 자료에 대한 정상류 해석으로 분석된 조사 심도별 수리전도도 분포 값을 나타낸다. Fig. 5.32(a)는 비정상류 해석인 GRFM 법에 의해 구해진 조사 심도별 수리전도도 분포 및 유동 차원 분포 값을 각각 보여준다.

정상류 해석에서 암반 투수(투과)성을 나타내는 수리전도도는 1.75E-9~1.63E-6 m/s 범위에 분포하며 비정상류 해석에서는 8.55E-10~1.35E-6 m/s 범위에 분포하는 것으로 조사되었는데 가장 크고, 작은 수리전도도 값을 가지는 심도 803.6 m와 742.0 m 구간의 경우 암반 투수(과)성이 1,500 배 이상 차이를 나타내었다.

비정상류 해석 결과들은 정상류 해석에 비해 0.9~2.7 배 낮은 값들을 가지는 것으로 확인되었으며. 비정상류 해석 결과가 정상류 해석에 비해 수 배 또는 그 이하로 낮은 값을 가질 수 있다는 국외 결과(Andersson and Persson, 1985)와도 잘 부합되었다. diagnostic/type curve 매칭 기법을 적용한 반복적 분석 결과 유동 차원은 0.85~2 범위의 값을 가지는 것으로 나타났다. 10개 시험구간 중 5개 구간에서 방사상 유동 차원(n = 2) 특성을 나타내었고 나머지 5개 구간들은 0.85~1.70 범위의 값을 가지는 것으로 조사되었다. 모든 구간에서 2 이하의 유동 차원 값을 나타내어 방사상 또는 선형~방사상 유동에 가까운 지하수 흐름 형태들이 관찰되었다. 이러한 분석 결과들은 화강암반 내 모든 조사 구간의 경우 공벽에서 거리가 이격될수록 불연속면들의 상호 연결성이 좋지 않으며 또한 투수성이 큰 불연속면들이 교차 분포할 가능성이 낮음을 암시한다. 또한 시추 코어에서 확인된 수직적으로 매우 낮은 불연속면 밀도 특성이 수평적인 방향으로도 동일하게 적용될 수 있을 것으로 추정된다.

국내에는 지금까지 유동 차원에 대한 기본 연구가 거의 수행되지 않았다. 향후 현장 정압 주입시험 수행 사례가 많아지고 물리검층과 시추 코어 분석 자료와의 통합 분석들이 유기적으로 이이루어진다면 보다 정확하고 대표성 있는 수리특성 정보의 도출이 가능할 것으로 판단된다.

최하부에서 심도가 얕아짐에 따라 수리전도도가 전반적으로 감소하는 경향이 관찰되며 심도 약 800 m 를 기준으로 상, 하부 구간은 평균적으로 50 배 이상의 암반 투수(과)성 차이를 나타내었다. 최하부로부터 심도가 감소함에 따라 나타나는 수리전도도 변화 특성은, 치밀하고 견고하며 동일한 화강암이 분포하는 지반 특성을 고려해 볼 때, 암반 내 내재된 불연속면들의 분포 밀도 변화와 상호 연결성 차이에 따른 것으로 추정된다. 상세 원인 규명에는 추가적인 연구가 필요하나 심도 1,000 m 하부 구간에 분포하는 대규모 단층대의 영향권에서 이격됨에 변화된 불연속면들의 분포 특성이 주요 원인들의 하나일 것으로 추정된다.

5.3.2 시추공 B1-EXPBH-1(중생대 퇴적암류 분포 지역)

Fig. 31(b)는 경주 중생대 퇴적암류 분포 지역 내 위치하는 연구 시추공 B1-EXPBH-1에서 획득된 자료에 대한 정상류 해석으로 분석된 조사 심도별 수리전도도 분포 값을 나타낸다. Fig. 32(b)는 비정상류 해석인 GRFM 법에 의해 구해진 조사 심도별 수리전도도 분포 및 유동 차원 분포 값을 각각 보여준다.

정상류 해석에서 암반 투수(투과)성을 나타내는 수리전도도는 1.99E-8~5.24E-6 m/s 범위에 분포하며 비정상류 해석에서는 1.63E-8~5.24E-6 m/s 범위에 분포하는 것으로 분석되었다. 그리고 비정상류 해석 결과들은 정상류 해석에 비해 개략적으로 1.1~4.4배 낮은 값들을 가지며 평균적으로는 1.8배 정도 낮은 것으로 조사되었다. 가장 높고, 낮은 수리전도도를 가지는 심도 652.5 m와 563.3 m 구간의 경우 300 배 이상 차이를 나타내었으며 전반적으로 중생대 화강암 분포 지역에 비해 암반 투수성이 큰 것으로 확인되었다.

diagnostic/type curve 매칭 기법을 적용한 반복적 분석 결과 유동 차원은 1.6~2.5 범위의 값을 가지는 것으로 조사되었다. 유동 차원 분석이 가능한 9개 시험구간 중 4개 구간에서 방사상 흐름 특성을 나타내었으며 2개 구간은 1.6~1.8 그리고 나머지 3개 구간은 2.2~2.5 범위의 값을 가지는 것으로 조사되었다. 중생대 화강암 분포 지역 시추공 C-1 시험 결과에 비해 지하수 흐름이 다양한 형태를 나타내었다. 주 암종인 세일과 사암이 호층 구조로 분포하며 국부적으로 역암이 협재된 본 시추공의 경우, 단일 암종으로 구성된 C-1 시추공 지점에 비해, 조사 심도에 따라 공벽에서 이격됨에서 따라 내부 암반층 내 분포하는 불연속면 밀도 및 연결성 변화가 큰 것으로 판단된다.

2.2~2.5 범위의 유동 차원 값을 가지는 조사구간의 경우 개념적으로 공벽에서 거리가 이격됨에 따라 주입 유체의 유동 단면적(cross sectional flow area)이 증가함을 의미한다. 이로부터 공벽에서 거리가 이격됨에 따라 상호 연결성이 좋거나 투수성이 상대적으로 큰 불연속면들이 교차 분포할 가능성이 있는 것으로 추정된다.

시추조사나 공 내 스캐닝(초음파 주사 검층, 영상 촬영법 등) 자료로 부터 공벽에서의 불연속면 분포 특성을 파악할 수 있으나 이로부터 공벽 주변 영역에 대한 신뢰성 있는 정보를 얻기는 기술적으로 매우 어렵다. 앞에서 언급한 바와 같이 유동 차원 분석에 대한 보다 심도 있는 분석이 이루어진다면, 직접적인 조사가 불가능한, 공벽으로 이격된 보다 넓은 암반 영역의 불연속면 분포 특성에 대한 유추도 어느 정도 가능할 것으로 판단된다.

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Fig. 31

Hydraulic conductivity plots with depth by steady state flow analysis (Moye, 1967)

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Fig. 32

Hydraulic conductivity and flow dimension plots with depth by non steady state flow anaysis (GRFM(1988) method)

6. 결론 및 제언

1) 자체 연구 개발을 통해 설계, 제작한 조사 핵심장치들을 기반으로 대심도 수리특성 조사 시스템((Deep borehole Hydraulic Testing System, DHTS)을 구축하였다. 이를 활용하여 경주 중생대 화강암과 퇴적암류 분포 지역 내에 위치하고 최대 90 bar 이상의 고수압이 작용하는 1 km 급 연구 시추공 2개소에서 스트래들 패커 방식 정압 주입시험법에 의한 고정밀도 현장 수리 시험을 성공적으로 수행하였다.

2) 암반의 투수성이 매우 낮은 환경에서 미세 유량 주입/조절 모듈을 활용하여 0.01 l/min 이하의 미소 유량 측정이 가능하였다. 획득된 고정밀도 현장 시험 자료에 다양한 해석 기법을 적용하여 8.55E-10~5.24E-6 m/s 범위의 수리전도도 값과 공벽 주변 암반에서의 지하수 이동 형태를 추정할 수 있는 유동 차원에 대한 조사가 가능하였다.

3) 본 연구를 통해 대심도 저투수성 암반의 수리특성에 대한 정밀하고 정량적인 정보 도출이 가능하였다. 그러나 수리전도도 변화 양상과 유동 차원 변동성의 원인에 대한 심층적인 분석을 위해서는 구조지질학적 특성과 연계된 다각적인 해석과 여러 지역에서 지속적인 시험들을 통한 다양한 자료 축적 그리고 보다 정밀한 해석법에 대한 심도 있는 연구가 요구된다.

4) 현장 시험에 사용된 조사 시스템은 고수압이 작용하는 1 km 급 대심도 저투수성 암반 환경에서 정상적으로 운영되었다. 그러나 정밀한 주입압력 조절 성능과 미세 유량 측정 기술 측면에서, 최고 기술 선도국 수준 대비, 여러 사항들에 대한 보완이 필요하다.

5) 심지층 부지 특성화 단계에서 시행되는 원위치 상세 조사와 분석들은, 해외 기술에 의존할 경우, 단기적으로 많은 비용이 소요될 뿐만 아니라 장기적으로도 추가적인 조사와 이를 통한 정보의 보완, 관리 및 국내 자체 기술력 축적이 거의 불가능하다. 초기 단계에서부터 국내 조사 시스템과 기술 인력에 의해 현장 조사 전 과정이 수행되고 이와 병행하여 조사 핵심장치들의 성능 보완과 업그레이드를 위한 지속적인 노력이 필요하다. 이를 통해, 해외로부터의 핵심 요소 기술 도입이나 이전이 쉽지 않은, 심지층 연구 및 실용화 프로젝트 분야에서 높은 수준의 현장 시험과 이를 통한 신뢰성 있는 지반 정보의 확보뿐만 아니라 대외적으로도 경쟁력 있는 기술력과 노하우의 습득이 가능할 것으로 판단된다.

Acknowledgements

본 연구는 한국지질자원연구원 기본사업인 ‘한반도 동남권 지진 단층 활동 평가를 위한 심부 복합지구물리 모니터링 시스템 구축(과제코드 GP2018-009)’의 일환으로 수행되었습니다. 현장 시험과 사전 준비에 도움을 주신 분들께 감사를 드립니다.

References

1
Andersson, J.E. and Persson, O., 1985, Evaluation of single-hole hydraulic tests in fractured crystalline rock by steady-state and transient methods, SKB Technical Report 85-19. 10.1557/PROC-50-155
2
Bae, S.H., Kim, J.S., Jeon, S.W., and Kim, H.S., 2018, Development of Integrated Type Main Frame and Downhole Sonde Apparatus for Hydraulic Packer Testing in Seabed Rock under High Water Pressure, Tunnel and underground space, 28.3, pp. 258-276.
3
Barker, J.A., 1988, A Generalized Radial Flow Model for Hydraulic Tests in Fractured Rock, Water Resources Research, 24.10, pp. 1796-1804. 10.1029/WR024i010p01796
4
Choi, E.K., 2011, A Study on the Chemical Index of Alteration(CIA) and Geotechnical Properties of Igneous Rocks by Weathering, Doctorial Thesis, Pusan national University.
5
Doe, T.W. and Geier, J.E., 1990, Interpretation of Fracture System Geometry Using Well Test Data, Technical report, Stripa project 91-03, SKB.
6
Follin, D., Ludvigson, J.E., and. Levén, J., 2011, A comparison between standard well test evaluation methods used in SKB's site investigations and the generalised radial flow concept, Technical report P-06-54, SKB.
7
Isherwood, D. 1979, Geoscience Data Base Handbook for Modelling Nuclear Waste Repository, vol. 1 NUREG/CR-0912, UCRL-52719.
8
Jacob, C.E. and Lohman, S.W., 1952, Nonsteady flow to a well of constant drawdown in an extensive aquifer. Transactions, American Geophysical Union, Vol. 33, No. 4, pp. 559-569. 10.1029/TR033i004p00559
9
Kim, H.M., Guglielm, Y., Rutqvist, J., and Park, E.S., 2019, A Technical Review of Hydromechanical Properties of Jointed Rock Mass accompanied by Fluid Injection, Tunnel and underground space, 29.1 pp. 12-29.
10
Kuusela-Lahtinen, A., Niemi, A., and Luukkonen, A., 2003, Flow dimension as an indicator of hydraulic behavior in site characterization of fractured rock, Ground Water. 41(3), pp. 333-341. 10.1111/j.1745-6584.2003.tb02602.x12772826
11
Moye D.G., 1967, Diamond drilling for foundation exploration Civil Eng. Trans., Inst. Eng. Australia, pp. 95-100.
12
Park, K.W. Ko, N.Y. and Ji, S.H., 2020, A Study on the Applicability of the Hydraulic Test Method Performed at an underground Research Facility in Crystalline Rock, Econ. Environ. Geol., 53(2), pp. 121-131.
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