1. 서론 및 배경

고준위 방사성폐기물의 안전한 처분을 위해, 북유럽의 기술 선도국들과 우리나라를 포함한 대다수의 국가에서는 다중방벽 시스템을 적용하는 심층처분(deep geological disposal) 개념을 적용하고 있으며, 이와 관련하여 지하연구시설(URL, Uunderground Research Laboratory) 기반의 다양한 실증 연구들이 진행 중이다. 국내에서는 결정질 암반 내에 건설된 KURT (KAERI Underground Research Tunnel)를 중심으로 심층처분 방식에 대한 수리지질, 지구화학 및 암반공학적 기반 연구들이 수행되고 있다(Fig. 1). 현재 한국원자력연구원은 현장 조건에서 벤토나이트 완충재(buffer)의 침식, 파이핑 현상을 관측하기 위한 공학적 규모 실증 실험인 BEPT (Bentonite Erosion and Piping Test) 실험을 계획 중이며(Choi et al., 2024), 또한 현장 지하수 조건에서 처분용기 재료의 부식 현상을 관찰하기 위한 부식 시험을 수행 중이다. 이러한 실증 실험들은 연구 부지의 구조지질, 수리지질, 지구화학 및 암반공학적 특성을 정확하게 반영하여 설계되고 수행되어야하기 때문에 정밀한 부지 특성화 정보의 확보는 매우 중요하다.

Fig. 1.

Study site and layout of KURT

한편, 국내 지층구조 특성은 치밀하고 견고한 조직을 갖는 화성 또는 변성 기원의 결정질 암반층이 넓게 분포한다는 점이다. 퇴적암의 경우에도 일부 지역을 제외하고는 모암 자체는 매우 작은 공극률 즉, 낮은 투수성을 나타낸다. 이로 인해 암반 내 지하수 유동 특성은 불연속면들의 기하학적 분포 특성에 절대적인 영향을 받고 저투수성을 보이는 경우가 많다. 저투수성 매질의 수리특성에 대한 정확한 분석을 위해서는 적합한 현장 수리시험을 설계/수행하고 해석하는 능력뿐 아니라 주입압력, 유량 등을 시험 설계 기준에 따라 정밀하게 제어할 수 있는 조사 시스템이 요구된다.

본 연구에서는 상기 언급한 두 실증 실험용 부지의 지반 특성화 정보 확보를 위해 계획한 지반조사의 일환으로 시추공 수리시험을 시행하였다. 부식 시험용 부지에서는 수리적 물성의 수직적 변화를 파악하기 위해 단일 시추공을 이용한 펄스시험을 수행하였다. 다음으로 BEPT 실험 부지 결정과 관련하여 시추공 간 수리 연결성에 대한 정량적 정보를 확보하기 위해 5단계의 조사 절차를 제시하였고 단계별로 일련의 시추공 시험들을 수행하였다. 본 논문에서는 다목적 수리시험용으로 개발된 DHTS의 성능 향상을 위해 설계/제작된 MDST를 간략히 소개하고 BEPT 실험 부지에서 수행된 여러 시험 중, 기술적 난이도가 높고 국내에서 최초로 수행된 시추공 간 수리 연결성 시험(조사 4, 5단계) 과정과 결과를 상세하게 논의하였다.

2. 공내 저류효과와 공내 차단장치(MDST) 개발

2.1 공내 저류효과와 공내 차단장치

공내 저류효과(borehole storage effect)는 시추공 내 가압이나 가압 중단(shut-in) 과정에서 초기 시간대의 압력 상승이나 감쇠특성이 주입 유체의 압축률(compressibility)과 부피에 크게 영향을 받는 현상을 의미한다. 이러한 특성을 나타내는 지표로 사용되는 공내 저류계수(borehole storage coefficient)는 개념적으로 시추공 내 유체의 압축률과 부피의 곱으로 정의된다. 시추공 내 특정 구간 차단장치(Downhole Shut-in Tool, 이하 DST)는, 공내 저류효과를 최소화시키기 위해 즉 시추공 내 특정 구간의 압력 변동에 소요되는 시간을 감소시켜 생산성을 증가시킬 목적으로, 석유공학 분야에서 개발되어 사용되어 오고 있다. 특정 구간을 패커로 밀폐(sealing off) 시킨 후 주입 방식으로 수행되는 시추공 수리시험에서는 시추공 공경과 조사 심도가 증가할수록 시험구간 내 유체의 부피에 비해 상부에 연결된 시험장치(파이프, 로드 및 호스 등) 내부의 유체 부피가 크게 늘어나게 된다. DST는, 시추공 수리시험 분야에서, 시험구간 상부에 설치되어 시험구간 내 시험수와 상부 하드웨어인 파이프/튜브/가압 모듈 등의 내부에 저류된 시험수를 차단함으로써 공내 저류효과를 감소시키는 장치를 의미한다.

2.2 시추공 수리시험에서 공내 저류효과의 영향

주입 방식의 수리시험에서 순주입압력(downhole net injection pressure)에 대한 규정화된 값은 없으나 일반적으로 정압주입시험과 펄스시험에서는 각각 2 kgf/cm²와 5 kgf/cm² 이하의 값들이 적용되고 있다. 주입압력의 절대값이 크지 않기 때문에, 동일한 조사 시스템을 사용하는 조건에서, 공내 저류효과는 유체의 압축률 변화보다는 상대적으로 부피 변동에 크게 영향을 받게 된다. 따라서 공내 저류효과는 시험에 사용되는 유체의 부피와 비례 관계에 있다고 볼 수 있다. 동일한 시추공에서 수리시험이 수행될 때 시험수의 부피가 커짐으로써 공내 저류계수가 증가하면 가압 속도가 같은 조건에서는 목표 압력에 도달하는데 소요되는 시간이 길어진다. 그리고 가압 중단 조건에서는 펌프 정지 후 증가된 공내 압력이 가압 전 수준으로 감소되는데 필요한 회복(recovery) 시간이 길어진다. 따라서 공내 저류효과가 커질수록 가압 중단 후 측정되는 압력 감쇠곡선에서 초기 시간대의 변화 곡선이 시간 축을 따라 이동(shift)된 형태로 측정되는데 이는 해석의 정확도를 저하시키는 요인으로 작용할 수 있다. 심도 증가에 따라 시험구간 상부에 연결된 장치에 저류된 유체 부피의 증가에 비례하여 공내 저류효과가 시험 결과에 미치는 영향은 커지기 때문에 대심도로 갈수록 DST의 필요성은 크다고 볼 수 있다.

정압주입시험에서 가압 중단 이후의 압력 감쇠곡선이 수리특성 인자 분석에 활용되는 경우도 있다. 그러나 결과의 정확도나 대표성 면에서 공내 저류효과가 발생되지 않는 정압주입 구간의 유량 변화곡선이 해석에 직접적으로 사용되기 때문에 공학적 측면에서 DST의 필요성은 크지 않다. 일반적으로 1.0×10^-10 m/s 이하의 수리전도도를 가지는 매우 낮은 투수성의 암반에서는 유량 센서의 측정 한계로 인해, 정압주입시험의 적용성은 매우 낮아지며, 펄스시험에 의해서만 정량적 수리특성 조사가 가능하다. 펄스시험에서는 암반의 투수성이 낮을수록 그리고 심도가 깊어짐에 따라 상부 장치에 저류되는 유체의 부피가 증가할수록 공내 저류효과가 압력 감쇠곡선에 미치는 영향이 커지게 된다. 따라서 이러한 대심도 암반 조건에서는 보다 정확한 자료 측정과 해석을 위해 DST를 사용하는 것이 바람직하다.

2.3 MDST (Mini Downhole Shut-in Tool) 설계/제작

대구경 시추공이 사용되는 석유가스공학 분야에서는 전기, 수압과 같이 지상부 장치로부터 공급되는 외부 동력 또는 배터리 형태로 내장된 자체 동력원에 의해 작동되는 다양한 형태의 DST가 사용되어 오고 있다. 그러나 이러한 기존 DST들은 대부분 대구경용으로 개발되었기 때문에 지반 조사용으로 가장 많이 사용되는 NQ(76 mm) 규격의 시추공들에 적용하기에는 많은 제한적인 요소를 가진다. 따라서 대심도 수리시험에서는 조사용 시추공 규격에 최적화된 장치가 필요하다. 국내에도 수압 또는 전기 방식으로 구동되는 DST 관련 기술이 도입되거나 연구된 사례가 있으나 아직까지 현장 적용성이 검증된 단계는 아니다. NQ 규격 시추공용 DST는, 고압 호스 방식의 조사 시스템인 경우 차단 기능과 함께, 좁은 시추공 내부에 설치되는 삽입장치들과의 간섭을 방지하기 위해 크기가 최소화되어야 한다. DST 본체 외에도 수압 방식에서는 지상에 별도의 가압용 고압 펌프와 공내 연결용 호스/튜브 관련 장치들이 필요하다, 그리고 전기 방식에서는 지상의 전원 공급장치 외에 고강성 전선과 연결 장치 등이 추가적으로 시추공 내에 설치되어야 한다. 이러한 제한 요인으로 인해 NQ 규격 시추공용 DST의 설계/제작에는 현실적으로 많은 어려움이 있다. 본 연구에서는 기존의 DST와는 달리 외부의 동력원 없이 시험구간에 대한 원활한 가압과 펌프 중단 후 즉각적인 밀폐가 가능한 볼-스프링 방식의 소형 DST (MDST, Mini Downhole Shut-in Tool)를 설계하고 제작 하였다. 개발된 MDST의 구조 및 작동 원리에 대한 개념적 모식도는 Fig. 2와 같으며 다운홀 존데(downhole sonde) 내부에 설치될 수 있는 크기를 가진다.

Fig. 2.

Schematic diagram of internal structure and operating principle of MDST (not final)

MDST는 분리된 상, 하부 실린더형 구조체(upper/lower body), 테이퍼드(modified tapered)형 스프링, 볼(ball) 및 방수 오링 등으로 구성된다. 동력원이 필요 없는 MDST는 일반적인 DST와는 반대 개념으로 작동된다. 가압 전 MDST 내부는 볼과 스프링 장력에 의해 상부와 차단된 상태가 유지된다. 가압과 함께 볼에 작용하는 순주입압력이 일정 수준에 도달한 시점부터 스프링의 수축에 의해 볼이 하부로 이동함으로써 상부와 유로(flow path)가 연결되며 목표 순주입압력에서 진동 없이 안정적으로 개방 상태가 유지되어야 한다. 일정 시간 동안 정압 조건이 유지되거나 펄스형 압력이 유도된 상태에서 가압을 중단하고 가압장치에 연결된 릴리스(release) 밸브를 작동시키면 상부로부터의 압력 전달이 중단되고 정수압 조건이 형성된다. 이 때 스프링 복원력과 이동한 볼에 의해 유로의 차단이 완전하게 이루어져야 MDST로서의 기능성을 가지게 된다. 부품의 설계 과정에 고려된 항목들은 다음과 같으며 가장 중요한 공정은 테이퍼드형 스프링의 설계와 제작이다.

① 구조체 : 길이/외경 및 내부 형상, 방수 방식, 벽체 두께

② 테이퍼드형 스프링 : 길이(L), 강선의 재질/두께(t), 상/하부 직경(D1, D2), 피치(P) 및 테이퍼링 시작점 등(Fig. 3)

③ 볼(ball) : 재질, 직경

MDST는 다른 공내 삽입장치들과의 공간적 간섭을 방지하기 위해 다운홀 존데의 내부에 설치할 수 있도록 장치의 최소화에 설계의 주안점을 두었다. 스프링의 안정적인 거동과 볼의 원활한 이동을 위해 구조체 내부는 원추형 절두체(conical frustum)(상부)와 원통형(하부)이 결합된 구조를 가지며 30 mm 이하의 직경과 100 mm 이하의 길이를 가지도록 설계하였다(Fig. 2). 그리고 오링과 나사산(thread)이 결합되어 100 kgf/cm² 이상의 방수성능을 가지며 200 kgf/cm² 이상의 압력에서도 변형이 발생되지 않도록 벽체 두께를 선정하였다. 본 연구에서는 정압주입시험과 펄스시험에서 적용하는 순주입압력 수준을 고려하여 밀폐 상태에서 가압에 의해, 볼과 결합된 스프링이 수축되어 유체가 유동할 수 있는, 유로의 개방 상태로 전환되는, 순주입압력 값을 0.5∼0.6 kgf/cm² 범위로 설정하고 스프링을 설계하고 제작 하였다. 구조체 내부에 볼과 결합되어 설치되는 스프링은 직선형과 테이퍼드형이 결합된 형태의 구조를 가져야 한다. 또한 원추형 구조체 내부 벽면들과 간섭 현상을 일으키지 않고 내부에서 안정적으로 고정되는 형상을 가져야 한다. Fig. 3은 제작에 필요한 설계 변수와 최적 변수 값 결정을 위한 시험에 사용된 시험체들을 보여준다.

Fig. 3.

Design parameters of modified tapered spring and test specimens for MDST

압축형 스프링의 장력은 설계 변수들에 복합적으로 영향을 받으며 MDST에 사용되는 스프링은 볼과 결합된 형태로 상부로부터 볼의 표면적에 작용하는 순주입압력의 합력에 의해 수축된다. 이러한 이유로 기존의 계산식으로 0.5∼0.6 kgf/cm² 범위의 순주입입압력에서 압축되는 테이퍼드형 스프링의 설계 변수들을 추정하기는 매우 어려웠다. 따라서 계산적 방법 대신 다수의 스프링 시험체를 제작한 후 반복 시험을 통해 개별 항목들의 최적 값들을 선정하였다. Fig. 4는 제작된 상, 하부 구조체를 결합한 후 내시경 카메라(endoscope camera)를 이용하여 시행한 내부 가공 상태 및 정밀도 점검 결과의 일부를 보여준다. 그리고 Fig. 5는 중간 설계도와 개별 부품 제작 후 결합된 MDST 시제품 전경을 나타낸다.

Fig. 4.

Internal inspection of MDST using endoscope camera

Fig. 5.

Design drawing and prototype of MDST

2.4 MDST 성능 검증

시추공 조사용으로 개발되는 시험장비들은 설계/제작 과정에서 하드웨어적으로 갖추어야 할 여러 요소들 중에서 기능성(functionality)과 현장 작업성(field workability) 조건을 우선적으로 충족시켜야 한다. MDST 시제품은 소형으로 직경 60 mm의 다운홀 존데 내부에 설치될 수 있기 때문에 현장 작업성 조건은 충분히 만족시킨다. 그러나 기능성 조건을 충족시키지 못하거나 불완전한 경우에는 개발 자체가 무의미해진다. 특히 긴 시간과 많은 비용이 소요되는 대심도 시추공 시험에서 장치가 작동되지 않거나 기능이 불완전하면 정상적인 현장 시험이 어렵게 되어 시간과 비용적 측면에서 큰 피해를 발생시킨다. 따라서 대심도 시추공에 적용하기 위해서는 사전에 시제품의 기능성에 대한 철저한 검증과 실증이 이루어져야 한다. 시제품에 대한 성능 검증은 실내 또는 원위치 시험을 통해 수행된다. 본 연구에서는 다양한 설계 항목/변수들에 대한 반복적인 시험이 수행되어야하기 때문에 시간과 비용 면에서 제약 조건이 많은 원위치 시험 대신 실내 시험을 통해 성능 검증 작업을 수행하였다. Fig. 6은 성능 검증 시험용 장치 및 배치도(layout)를 나타낸다.

Fig. 6.

Indoor test layout for performance verification of MDST

성능 검증 시험에서는 정압주입 상태를 일정 시간 유지시킨 조건에서 가압을 중단하고 릴리스 밸브 개방 후 발생되는 시험구간(water chamber)의 압력 변화를 측정하고 비교하는 방식으로 정상적 작동 유무를 평가하였다. Fig. 7은 기 수행된 현장 정압주입시험과 수압파쇄시험 자료로 시험구간 가압 상태에서 펌프 가압을 중단하고 릴리스 밸브 작동 시 나타나는 공내 압력 변화곡선을 보여준다. 도시된 압력곡선들에 나타난 바와 같이 릴리스 밸브의 작동과 동시에 공내 시험구간의 압력은 급격히 감소하여 수십 초 이내의 짧은 시간에 시험 전 정수압 상태로 급속히 회복됨을 알 수 있다. 이러한 현상은 시험구간 내 분포하는 자연 균열이나 새로 형성된 수압파쇄 균열의 투수성에 비해 호스나 파이프/튜브와 같은 시험구간 상부 장치들의 유체 전달 능력이 절대적으로 크기 때문에 발생된다. 이러한 압력 변동성은 패커가 사용되는 주입 방식의 수리시험이나 수압파쇄시험에서 동일하게 나타나는 현상이다. 실내 시험은 Fig. 6에 도시된 바와 같이 MDST가 없는 경우(Case A) 정압주입 상태에서 가압 중단 후 릴리스 밸브를 개방시키면 순간적으로 시험구간 내의 유체가 가압 모듈의 릴리스 밸브를 통해 배출되어 시험구간 내의 수압은 Fig. 7의 압력곡선들과 같은 형태로 수십 초 이내에 시험 전의 상태로 수렴하게 된다.

Fig. 7.

Pressure curves of pump shut-in/release period in constant pressure (head) injection test and hydraulic fracturing test

그러나 Case B와 같이 설치된 MDST가 정상적으로 작동하는 경우에는 시험구간의 유체가 상부 구간과 차단됨과 동시에 선단에 연결되어 투수성 균열의 역할을 하는 미세 유출 조절(micro outflow control) 밸브를 통해 느리게 배출된다. 이로 인해 시험구간 내 압력은 지수감쇠 형태로 점진적으로 감소하게 된다. 먼저 MDST의 하드웨어적 기능성 즉 정상적 작동 여부를 확인하기 위해 Case A, B 조건에서 성능 검증 시험을 시행하였으며 Fig. 8은 시험 결과를 보여준다.

Fig. 8.

Comparison of pressure decay curves with and without MDST (Pi = 5.3∼5.5 kgf/cm²)

MDST가 없는 Case A의 경우 정압(5.3 kgf/cm²) 가압이 안정적으로 이루어진 상태에서 가압 중단/릴리스 밸브 개방과 동시에 20 초 이내에 시험구간 내 압력이 급격히 감소하여 원상태인 0 kgf/cm²에 수렴하는 값을 나타내었다.

MDST가 설치된 Case B의 경우에도 가압에 따라 정압(5.5 kgf/cm²) 조건이 매우 안정적으로 유지되었다. 이로 부터 가압 전 MDST 내부에서 볼과 스프링 장력에 의해 유로가 차단된 상태에서 가압에 의해 스프링이 수축되고 볼이 이동함으로써 유로가 열리고 개방 상태가 안정적 유지됨을 확인할 수 있었다. 만약 가압을 중단하고 릴리스 밸브를 개방할 때 볼-스프링의 기능이 불완전하여 진동하거나 시간적으로 지연되어 유로 차단이 이루어지면 압력곡선에서 불규칙한 변동성이 나타나게 된다. 그러나 본 시험 결과의 경우 Fig. 8에서 파란 색으로 도시된 시험구간의 압력곡선과 같이 급격한 감소나 국부적인 변동성은 관찰되지 않았고 선단의 미세 유출 조절 밸브를 통한 유체의 안정적인 유출로 인해 전형적인 지수 감소형 압력 변화 곡선을 나타내었다. 이를 통해 MDST 시제품의 시험구간과 상부 장치들과의 차단 기능이 정상적으로 작동함을 확인하였다.

Fig. 9는 MDST를 설치한 상태에서 주입압력의 크기와 투수성 균열의 역할을 하는 유출 조절 밸브의 개폐 수준을 변화시키면서 수행된 시험 결과이다. Fig. 9(a)는 정압주입 압력의 크기를 변화시킨 조건(Pi = 2.2, 5.5 kgf/cm²)에서 가압 중단/release 밸브 개방 후 압력 변화곡선을 나타낸다. 그리고 Fig. 9(b)는 미세 유출 조절 밸브를 이용하여, 동일한 정압주입 압력에서, 유출량을 변화시킨 조건(Q_out = 0.018, 0.083 L/min)에서 가압을 중단하고 release 밸브 개방 이후의 압력 변화곡선을 보여준다. 정압주입 압력과 균열의 투수성 크기에 따른 시험구간 내 압력 감쇠 특성을 실내 시험을 통해 모사가 가능하였다.

다양한 조건을 구현한 시험에서 획득된 결과(Fig. 8∼Fig. 9)들에서 확인된 바와 같이 MDST 시제품의 하드웨어적 기능성을 실내 시험을 통해 검증할 수 있었다. 다음 단계로 KURT 내 RG 2 구역의 저심도 구간(심도 15∼20 m)에서 원위치 1차 실증 시험을 수행하여 저수압 현장 조건에서의 실증 자료를 확보하였다. 향후 심도 200 m 이상의 대심도 시추공을 대상으로 2차 시험을 수행하고 이를 통해 고수압 환경에서의 현장 적용성을 실증한 후 대심도 연구와 실용화 프로젝트에 MDST를 활용할 계획이다.

Fig. 9.

Comparison of pressure curves measured using MDST when Pi and Q_out are changed

3. 조사 설계 및 현장 시추공 시험

3.1 조사 설계 및 흐름도

균열 암반에서 적용 가능한 시추공 기반 수리시험의 종류는 다양하나 저투수 암반의 수리특성 조사에는 패커 방식 정압주입시험과 펄스시험이 대표적으로 사용되고 있다. 국내의 경우에도 2019년 이후 화성 기원 결정질 암반이나 퇴적암 분포 지역에서 수행된 대심도 시추공 수리시험에서도 현장 조사가 대부분 두 방법들에 의해 수행되었다. 본 연구에서는 KURT 내의 2개 연구 구역(Fig. 1)에서 단일 시추공과 다수의 시추공을 이용한 균열 암반 수리특성 조사를 수행하였다. RG 4 구역에서는 대심도 저투수성 암반 내 수리특성의 수직적 변화를 조사하기 위해 단일공 펄스시험을 시행하였다. RG 2 구역에서는 인접한 3개의 후보 시추공들을 대상으로 시추공 간 수리 연결성 조사를 시행하였다. Fig. 10은 단일공 수리시험의 일반적 작업 흐름도를 나타낸다. 시험 전 단계에서는 대상 암반의 수리특성을 알 수 없기 때문에 정압주입시험법을 적용하여 시험을 착수한 후 패커 컴플라이언스(packer compliance) 현상이 발생되거나 측정 유량이 5 mL/min 이하로 낮아지게 되면 펄스시험으로 전환하여 현장 작업이 진행된다. 시험 방법의 전환 시 기준이 되는 규정화된 유량 값은 없으나 주입 유량이 5 mL/min 이상인 경우에도 측정값의 변동성(fluctuation)이 심하면 펄스시험으로 전환하는 것이 바람직하다.

Fig. 10.

Typical workflow for single hole injection test (modified from Bae et al., 2021)

BEPT 실험을 수행하기 위해서는 벤토나이트 시험체/관련 센서류가 위치하는 설치공, 시험체의 침식 가속화를 위해 저압으로 유체를 인위적으로 가압하는 주입공 및 콜로이드의 이동특성 파악을 위한 관측공 등 최소 3개의 시추공들이 필요하다(Fig. 11). 그리고 3개의 개별 시추공에는 일정 수준 이상의 수리전도도를 가지는 동일한 자연 균열(natural conductive fracture)들이 유사한 심도 구간에 공통적으로 분포하고 있는 조건이 실험에 유리하다.

본 연구에서는 향후 RG 2 구역에서 장시간 수행될 BEPT 실험용 후보 시추공들과 적정 시험 심도 결정을 위해 5단계(Step)의 세부 조사 절차를 제시하였다(Fig. 12). 그리고 이에 따라 단계별로 현장 조건에 적합한 기법들을 적용하여 일련의 시추공 시험들을 시행하였다. 본 논문에서는 5 단계로 진행된 일련의 조사들 중 가장 중요도가 크고 현장 작업 난이도가 높을 조사 4∼5단계를 중심으로 주요 내용들을 서술하였다.

Fig. 11.

A conceptual diagram of BEPT

Fig. 12.

Typical workflow for cross-hole hydraulic connectivity test in RG 2, KURT

3.2 현장 조사

3.2.1 단일공을 이용한 펄스시험

RG 4 구역 내의 NQ 규격 시추공 2개소에서, 독자적으로 개발된 대심도 수리특성 조사 시스템 (DHTS)를 적용하여, 바닥부 기준으로 심도 15∼210 m (GL(-) 135∼330 m) 구간의 9개 지점에서 펄스시험을 시행하였다. 시험구간 연장은 3.4 m로 하였고 당초 정압주입시험이 계획되어 있었으나 주입 유량이 너무 낮아 펄스시험으로 전환하여 시행되었다. Fig. 13은 현장 시험 전경을 나타내는데 시험에 적용한 펄스형 순주입압력은 4.0 kgf/cm² 미만의 값을 적용하였다.

Fig. 13.

In-situ works for pulse test in RG 4, KURT

3.2.2 시추공 간 수리 연결성 조사

BEPT 관련 지반조사 당시(2023년 하반기), 벤토나이트 시험체가 위치하는 설치공(installation borehole)을 중심으로 주입공과 관측공이 일직선상에 배치된 상태였다. 그리고 앞에서 언급된 바와 같이 3개의 후보 시추공에서 동일 또는 유사 심도에서 수리 연결성이 확인된 동일 균열들이 포함되는 구간이 선호되었다. 균열(절리)의 경사가 70° 이상으로 고각인 경우 고각 절리의 특성 상 인접 위치에 시추를 하더라도 예상 심도에서 벗어난 위치에 균열이 분포할 가능성이 크다. 이러한 제반 사항들을 종합적으로 고려하여 사전 2단계 조사(Fig. 12)를 통해 다음의 조건을 충족하는 경우에 후보 시추공(candidate borehole)으로 선정하였다.

① 시추공 내 인접 암반에 비해 뚜렷한 비저항 값의 감소를 나타내며 경사가 70°̊ 미만인 균열이 분포하는 구간(Fig. 14)

② 2개 이상의 개별 균열들이 3개 시추공 내 동일(유사)한 심도 영역(연장 1.2 m 내외)에 분포하는 구간(Fig. 15)

③ 시험구간 밀폐용 스트래들 패커의 장시간 설치가 가능한 구간

④ 공내 삽입장치 설치가 가능한 구간

⑤ 암반 손상권(Excavation Damaged Zone, EDZ) 하부 구간

Fig. 14.

Example of determination of potential conductivity fractures(➡) by integrated analysis on borehole data set(drilled cores, borehole scanning and focused resistivity log) for design of cross-hole hydraulic connectivity test (Step 2)

Fig. 15.

Spatial layout of test boreholes/conductive fractures for cross-hole connectivity test and 3 dimensional plot to confirm whether 3 boreholes and fractures intersect within test intervals

Fig. 16은 후보 시추공들을 대상으로 수행된 1차, 2차 시추공 간 연결성 시험(CT-A, CT-B)의 모식도를 나타낸다. 시추공 간 수리 연결성에 대한 특성 정보 획득을 목적으로 조사가 수행되었기 때문에 시험 과정에서 주입공(IB, Injection Borehole)과 관측공(MB, Monitoring Borehole)의 위치는 3개의 후보 시추공(B1, B2, B3, Fig. 15) 중에서 현장 작업성을 고려하여 선정하였다.

Fig. 16.

Schematic diagram of cross-hole hydraulic connectivity test in RG 2, KURT

단일공을 이용한 일반적인 수리시험에 비해 시추공 간 연결성 시험 특히 2차 시험을 위해서는 Fig. 16(b)의 시험 모식도에 표시된 많은 개별 시험장치들이 완벽하게 준비되어야 한다. 이를 위해 DHTS를 기반으로 필요 장치들을 추가적으로 제작하여 KURT 환경에 적합한 조사 시스템을 구축하였으며 주요 내용들은 다음과 같다.

① 주입공에 적용되는 순주입압력과 주입에 따라 발생되는 관측공에서의 공내 압력 변화량 측정을 위해 2조(set)의 다운홀 존데 장치를 구비하였다. 특히 관측공용 다운홀 존데는 균열의 연결성이 낮은 경우 공내 압력 변동성이 매우 미세하게 나타날 가능성이 있어 측정 범위가 0∼10 kg/cm²인 고정밀 압력 센서를 사용하여 제작하였다.

② 주입공/관측공 내의 시험구간 밀폐용으로 2조의 스트래들 패커부를 구비하였다. 일반적으로 2개의 시추공 내 패커들을 가압하기 위해서는 2조의 펌프 모듈이 필요하나 본 시험에서는 단일 펌프로 패커들을 가압하기 위해 보조 장치를 제작하였다.

③ 각각 2조의 가압용 호스부와 공내 삽입장치 이동용 윈치부를 구비하였다.

④ 개별 시험장치 간의 간섭을 최소화하기 위해 2개 윈치부들은 공간적으로 멀리 이격되어 설치되어야하기 때문에 DHTS에 설치된 기존 자료획득 모듈(DAS, Data Aquisition System)로 주입공/관측공 내 측정 신호들을 동시에 모니터링하기가 어려워 별도의 DAS를 구축하였다.

지하 공간 내에서 수행되는 시추공 간 수리 연결성 조사의 특성 상, 많은 종류의 개별 시험장치들이 인접한 후보 시추공들 주변에 복잡하게 일부는 중첩되어 설치되어야 한다. 세부 현장 작업들의 원활한 진행을 위해서는 모든 장치들이 정상적으로 작동되어야 했기 때문에 조사 3단계에서는 시험에 앞서 매우 상세하고 체계적인 방법으로 관련 하드웨어의 성능 점검을 시행하였다.

압력 센서와는 달리 유량 센서들은 상대적으로 측정 범위가 넓지 않다. 따라서 미세 유량에서부터 큰 유량까지 넓은 범위의 값들을 정확하게 모니터링하기 위해서는 측정 범위가 일부 중첩되는 다수의 센서 모듈들이 동시에 사용되어야 한다. Fig. 17은 실내에서 시행된 조사 시스템에 대한 사전 점검 및 예비 세팅 전경을 보여준다. 그리고 Fig. 18(a)는 미세 유량 센서들의 측정 정확도 검증 시험용 장치 구성도를 나타내며 Fig. 18(b)는 검증 시험 결과의 일부를 보여주는데 0.2 L/min 미만의 낮은 주입 유량에서 센서 간 측정 오차가 5% 미만으로 매우 정확한 측정 성능을 가짐을 확인 하였다.

Fig. 17.

Preliminary check of cross-hole testing system (Step 3)

Fig. 18.

Indoor test layout for reliability check of micro flow rate (Q) sensors and test result

조사 3단계에서 현장 시스템에 대한 상세 점검을 완료한 후 후보 시추공들을 대상으로 시추공 간 수리 연결성 시험(CT-A, CT-B)을 세부 절차에 따라 수행하였다(Fig. 19).

Fig. 19.

In-situ works for cross-hole hydraulic connectivity tests in RG 2, KURT (Step 4∼Step 5)

4. 자료 검토 및 분석

4.1 단일공 펄스시험(RG 4 구역)

KURT RG 4 구역에 위치한 2개 시험공들을 대상으로 바닥면 기준 심도 15∼210 m(GL(-) 135∼330 m) 구간에서 총 9회의 펄스시험을 시행하여 모든 조사 심도에 정상적인 자료를 획득하였다. 여러 심도에서 패커 장착 이후에 패커 컴플라이언스(Enachescu and Rahm, 2007, Ludvigson et al., 2007) 현상들이 관찰되어 이로부터 시험구간 내 암반의 투수성이 매우 낮음을 간접적으로 확인할 수 있었다. 펄스시험법은 슬러그시험과 원리가 거의 동일하며 목표 펄스 압력 수준까지 수두(water head)를 순간적으로 증가시킨 후 가압 중단에 따라 측정된 압력 감쇠곡선이 해석에 이용된다. Fig. 20은 펄스시험에서 얻어지는 전형적인 압력 감쇠곡선을 나타낸다. 가압 이후 통상 수십 초 이내에 펄스형 압력이 형성되어야 하며 최대 순주입압력에 대한 규정화된 기준은 없으나 기존 균열의 손상/비정상적인 거동을 방지하기 위해 5 kgf/cm² 이하로 적용하는 것이 바람직하다.

Fig. 20.

Typical pressure-time curve during pulse test

펄스시험은 시험구간을 밀폐시킨 상태 즉 피압대수층 조건에서 시험이 시행되기 때문에 Cooper et al.(1967)과 Bredehoeft and Papadopulos(1980)의해 제시된 표준 곡선 중첩법(type curve matching, 이하 C-B-P 법으로 표기))이 해석에 널리 활용되고 있다. Cooper et al.(1967)의 연구에서는 무차원 저류계수(α)가 0.1∼10^-5인 영역에서의 표준 곡선(Fig. 21(a))이 제시되었다. 이후 Bredehoeft and Papadopulos(1980)는 Cooper et al.(1967)의 이론을 확장하여 α의 값이 0.1∼10^-10 영역까지 적용할 수 있는 표준 곡선을 제시하여 보다 광범위한 범위의 수리인자에 대한 해석이 가능하게 하였다. 펄스시험은 슬러그시험에 비해 압력 감쇠가 상대적으로 매우 짧은 시간에 진행되기 때문에 시험 시간을 크게 단축시킬 수 있다(Fig. 21(b)). 시험 전의 자연 수두로 완전히 회복되는데는 매우 긴 시간이 소요되지만 증가된 수두 대비 약 50% 수준으로 감소된 시점까지 압력 감쇠곡선의 측정이 이루어져도 자료 분석이 가능한 것으로 보고 되었다(Bredehoeft and Papadopulos, 1980).

펄스시험은 해석 방법 상 다소 불확실 요인들이 내재되어 있고 지하수 유동차원에 대한 분석은 할 수가 없다. 그러나 정압주입시험의 적용이 어려운 통상 1.0×10^-10 m/s 이하의 매우 낮은 투수성을 가지는 암반의 수리특성을 조사할 수 있는 유일한 시험법이다.

Fig. 22는 현장 시험에서 획득된 자료들을 나타낸다. 여러 자료에서 시험구간 내 암반 투수성이 매우 낮은 조건에서 유발되는 패커 컴플라이언스 현상이 확인되었으나 해석 과정에는 고려하지 않았다. Fig. 23은 일부 분석 결과들을 보여주는데 해석에는 C-B-P 법을 기본적으로 적용하였다.

Fig. 21.

Type curves of instantaneous charge in well of finite diameter and H/Ho curves of pulse test and slug test

Fig. 22.

Field data set of pulse test in RG 4, KURT

Fig. 23.

Type curve matching results by C-B-P method

모든 측정 자료들은 전형적인 압력 감쇠곡선을 나타내었다. 심도 207.2 m 측정 자료(Fig. 22(d))에서는 가압 중단 후 빠른 압력 감쇠(fast pressure decay)를 나타내었는데 이는 시험구간의 수리전도도가 1.0×10^-8 m/s 이상인 암반 조건에서 흔하게 관찰되는 현상이다. 가압 중단 후 급격한 압력 감쇠로 인해 해석 과정에서 초기 시간대 측정된 값과 표준 곡선의 매칭이 불완전해질 수 있으나 결과 값 산정에는 큰 문제가 없다. 그러나 암반 투수성이 낮지 않아 가압 중단 후 압력 감쇠가 너무 빠르게 진행되는 환경에서는 펄스시험의 적용성과 정확성이 낮아지므로 다른 시험법으로 전환하는 것이 바람직하다. 펄스시험 자료 해석 과정에서 가상 파이프(fictitious stand pipe)의 유효 반경이 투수량계수 산정에 결정적인 영향을 미치기 때문에 본 연구에서는 조사 시스템 내 유체의 부피를 가능한 정확하게 계산하여 이로 부터 유효 반경(effective radius)의 값을 산정한 후 해석의 입력 변수로 적용하였다.

시추 코어 상 9개 조사 구간 모두 불연속면들의 분포가 매우 낮은 특성을 나타내었다. 이러한 암반특성으로 인해 최 하부 구간을 제외한 나머지 구간에서 암반 투수(과)성 즉 수리전도도는 1.52×10^-10∼1.13×10^-11 m/s 범위의 값을 나타내어 투수성이 낮음∼매우 낮음 범위인 것으로 조사 되었다(Fig. 24). 최 하부 시험 지점인 심도 207.2 m의 경우 3.15×10^-8 m/s으로 상대적으로 높은 수리전도도 값을 가지는 것으로 분석되었는데, 정확한 원인을 알 수는 없으나, 시추조사에서 확인된 시험 심도 하부에 분포하는 파쇄대의 간접적인 영향에 따른 것으로 추정된다.

Fig. 24.

Hydraulic conductivity plots with depth in RG 4, KURT

4.2 시추공 간 수리 연결성 조사(RG 2 구역)

조사 2단계에서 수행된 개별 시추공 조사 결과로 BEPT 실증 실험용 후보 시추공의 적합성 여부 판단에 필요한 제한적 정보의 획득이 가능하였다. 그러나 보다 객관적이고 정량적인 지표로 사용될 될 수 있는 자료 확보를 위해 조사 4∼5단계에서 1차, 2차 시추공 간 수리 연결성 시험을 수행하였다. 현장 시스템 구성에 많은 시간이 소요되고 현장 작업성 측면에서 난이도가 높은 2차 시험의 정확한 설계와 시스템 구축을 위해 1차 시험을 먼저 시행하였다.

4.2.11차 수리 연결성 시험(CT-A)

1차 수리 연결성 시험에서는 주입공 내 유체 주입 전, 후 조건에서 관측공(MB)에 설치된 HPFM (Heat Pulse Flow Meter)에서, 펄스를 발생시킨 후 잠재적 지하수 유동에 따라 발생되는, 지하수의 유속/유향을 측정하고 이 자료로부터 수리 연결성을 평가하였다. HPFM에서 유속이 측정되더라도 반응 시간이 일정한 한계 시간(time limit)보다 지연되어 나타나면 지하수 유동에 의한 흐름이 아닌, 지하수 유동이 없는 상태에서, 단순 열확산(thermal diffusion)의 영향에 따른 것으로 간주된다. 이는 유의미한 유속이 없는 것으로 즉 시추공 간 수리 연결성이 없는 것으로 분석된다. 한계 시간 값은 장비 제작사에 따라 제안 값이 달라지기 때문에 본 시험에서는 사용 장비의 제작사인 Robertson Geo(영국)에서 제시한 32 초를 해석 시 기준 값으로 사용하였다. 주입공(IB)에서는 스트래들 패커를 사용하여 시험구간을 밀폐 시켰고 패커 순팽창압력은 20∼25 kgf/cm² 범위의 값을 적용하였다. 사전 조사 2단계에서는 수리 연결성 조사가 계획된 후보 시추공 내 심도 범위를 상부 구간(U zone), 중간 구간(M zone) 및 하부 구간(L zone) 등 3개 구간으로 선정하였다. 그러나 조사 4단계에서는 시추공 상태와 기타 현장 작업성 등을 고려하여 하부 구간은 제외했고 다음과 같이 시험구간도 일부 변경하여 1차 수리 연결성 시험(CT-A)을 시행하였다.

① CT-A 1 : IB : B1(심도 6.7∼7.9 m/11.7∼12.9 m), MB : B2(심도 6.7∼7.9 m/11.7∼12.9 m)

② CT-A 2 : IB : B2(심도 6.7∼7.9 m/11.7∼12.9 m), MB : B3(심도 6.4∼7.6 m/11.7∼12.9 m)

Fig. 25는 주입공(IB)에서 측정된 주입압력-유량 곡선들 중 일부를 나타낸다. 주입압력은 근접한 시추공들 사이의 암반 내 분포하는 불연속면의 변형/손상을 방지하기 위해, 순주입압력 기준, 0.48∼1.5 kgf/cm² 범위의 값을 적용하였다.

Fig. 26은 1차 수리 연결성 시험 중 CT-A 1에서 획득된 결과들을 보여 준다. 상부 구간의 경우 Fig. 26(a)와 같이 주입 전에는 유의미한 지하수 유동이 관찰되지 않았으나 주입 직후 빠른 시간에 즉각적으로 높은 지하수 흐름들(유속 0.0344∼ 0.054 m/s)이 측정되었다. 중간 구간에서는 주입 전에는 지하수 유동이 관찰되지 않았다. 주입 후에는 지하수 유동이 관찰되었으나 주입 후 일정 시간 경과 후 유동이 발생되었는데 상부 구간에 비해 암반의 투수성이 낮은 것으로 분석되었다.

Fig. 25.

Injection pressure-flow rate curve (CT-A) in RG 2, KURT

Fig. 26.

HPFM results (CT-A 1) in RG 2, KURT

Fig. 27은 1차 수리 연결성 시험 중 CT-A 2의 분석 결과를 나타낸다. 주입 전에도 B3 시추공 내에 피압 조건이 형성되어 일정한 지하수 흐름이 측정되었다. 주입 후에는 매우 빠른 반응 시간이 측정되어 B3 시추공의 상부 구간은 BEPT 실험용으로 매우 적합한 것으로 분석되었다. HPFM에서 얻어진 유속(flow velocity) 정보들은 시추공 내 지하수 유속의 직접적 측정으로부터 구해진 값들이 아니다. 지하수 유동에 따라 이동하는 열에너지를, 2개의 써미스터(Thermistor, Thermally Sensitive Resistor) 사이에서, 측정한 후 이론식으로 변환하는 간접적인 방식으로 유속 값들이 계산된다. 따라서 암반 내 불연속면을 통과하는 지하수의 흐름을 직접 측정하는 것이 아니기 때문에 시추공 간 수리 연결성을 검증하는 공학적 자료로 활용하기에는 제한적인 요인들을 가진다. 조사 5단계에서는 B1, B2, B3 시추공들 간 수리 연결성에 대한 보다 객관적이며 정량적인 지표로 사용될 수 있는 수리특성 정보를 확보하기 위해 1차 시험에서 획득된 결과들을 바탕으로 수리 연결성 조사 설계 방안을 수정한 다음 2차 시험을 시행 하였다.

Fig. 27.

HPFM result of CT-A-2 in RG 2, KURT (IB : B2 (depth 6.7∼7.9 m. MB : B3 (depth 6.4∼7.6 m)

4.2.2 2차 수리 연결성 시험(CT-B)

본 조사의 목적은, 이격되어 위치하는 시추공들 내 특정 구간을 밀폐한 상태에서, 구간 내에 잠재적 투수성 균열(절리)가 분포하는 시추공 간 암반의 수리 연결성을 확인하고 공학적 지표로 활용 가능한 정량적 수리특성 자료 획득에 있다. 이를 고려하여 2차 수리 연결성 시험에서는 주입공에 주입되는 압력 및 유량 값과 균열 암반을 통과하는 과정에서 변동된 압력 변화 값을 관측공에서 실측하는 방식으로 현장 시험을 시행하였다.

1차 수리 연결성 시험(CT-A) 결과 3개 후보 시추공들의 상부 구간이 중간 구간에 비해 2차 수리 연결성 시험에 적합한 것으로 평가되었다. 본 시험의 결과는 BEPT에 사용될 실험장치 설계/제작과 조사 시스템 운영 절차 수립 과정에 반영된다. 앞에서 설명한 바와 같이 2차 시험에는 인접한 후보 시추공들 주변에 많은 개별 장치들이 복잡하게 설치되어야 하며 현장 작업성 측면에서 난이도가 가장 높다. 이러한 시험 특성을 고려하여 사전에 조사 3단계에서 시험 시스템에 대한 철저한 점검과 상세 성능 검증을 시행하였다. 2차 수리 연결성 시험(CT-B)에서 수행된 내용은 다음 같다.

① CT-B 1 : IB : B2(심도 6.7∼7.9 m), MB : B1(심도 6.7∼7.9 m)

② CT-B 2 : IB : B2(심도 6.7∼7.9 m)), MB : B3(심도 6.4∼7.6 m)

주입공(IB)과 관측공(MB) 모두 스트래들 패커로 1.2 m 연장의 시험 구간을 밀폐시켰으며 패커 순팽창압력은 1차 시험과 동일하게 20∼25 kgf/cm² 범위의 값을 적용하였다. 관측공에는 주입에 따른 압력 변화를 정밀하게 모니터링하기 위해 0∼10 kgf/cm²의 측정 범위를 가지는 저압용 고정밀 압력 센서(pressure transducer)가 내장된 다운홀 존데를 설치하였다.

Fig. 28(a)는 B2 시추공을 주입공으로, B1을 관측공으로 사용한 조건에서 시행된 현장 시험 중 주입공에서 측정된 주입압력(P_di)-유량(Q) 곡선을 나타낸다. Fig. 28(b)는 시험수 주입에 따라 관측공에서 측정된 공내 압력(P_dm) 변화 곡선을 보여준다. 주입공에서 최초 순주입압력은 1.0 kgf/cm² 적용하였고 이후 순주입압력 증가량은 약 0.5∼0.6 kgf/cm² 범위로 적용하여 투수성 균열의 잠재적 변형 방지를 위해 매우 정밀하게 주입압력을 단계적으로 증가시켰다.

Fig. 28.

Pressure and Q curves of U zone between injection borehole (B2) and monitoring borehole (B1) during cross-hole hydraulic connectivity test (CT-B 1)

Fig. 29(a)는 B2 시추공을 주입공으로, B3을 관측공으로 사용한 조건에서 시행된 현장 시험 중 주입공에서 측정된 주입압력-유량 곡선을 나타내며 Fig. 29(b)는 관측공에서 측정된 공내 압력 변화 곡선을 보여준다. 최초 순주입압력은 0.9 kgf/cm²를 적용하였고 이후 순주입압력 증가량은 약 0.3∼0.5 kgf/cm² 범위를 적용하였다.

Fig. 29.

Pressure and Q curves of U zone between injection borehole (B2) and monitoring borehole (B3) during cross-hole hydraulic connectivity test (CT-B 2)

정밀하게 측정된 공내 압력과 유량 측정 자료를 바탕으로 시추공 간 암반 내 수리전도도 값은, Le Borgne et al.(2006), Zhang et al.(2011)과 Huang et al.(2016) 등이 사용한, Darcy 법칙과 Dupuit 식으로 부터 유도한 이론식을 이용하여 분석하였다. Fig. 30과 Fig. 31은 분석 결과를 나타낸다. 순주입압력 증가에 따라 수리전도도가 다소 감소되는 특성이 관찰되나 수리전도도의 단위를 고려해 볼 때 매우 작은 변동성을 가지는 것으로 평가되었다. 그리고 마지막 가압 단계에서 구해진 수리전도도 값을 조사가 수행된 시추공 간 암반 영역에서의 대표 값으로 적용하였다.

Fig. 30.

Hydraulic conductivity of U zone between injection borehole (B2) and monitoring borehole (B1) with net injection pressure

Fig. 31.

Hydraulic conductivity of U zone between injection borehole (B2) and monitoring borehole (B3) with net injection pressure

화성기원 결정질 암반의 특성 상 모암 자체는 매우 낮은 공극률을 가진다. 이로 인해 다공질 암반과는 달리 암반의 투수성과 지하수 유동 특성은 불연속면들의 기하학적 분포 특성에 절대적인 영향을 받는다. 따라서 2차 시험 결과들은 시추공 간 수리 연결성을 정량적으로 평가할 수 있는 객관적인 자료로 활용될 수 있다. 조사 결과 시추공 B1과 B2 사이 암반 영역의 수리전도도는 2.69×10^-6 m/s, 시추공 B2과 B3 사이 암반 영역에서는 1.83×10^-6 m/s의 값을 가져 2개 영역 모두 매우 높은 수리전도도를 가지는 것으로 분석되었다. Fig. 32는 결과의 모식도를 나타내는데, 국내 최초로 시행된 시추공 간 수리 연결성 조사를 통해 3개 후보 시추공들 모두 매우 높은 수리 연결성을 가지고 있어 BEPT 실험에 필요한 충분한 조건을 갖추었음을 실증적으로 확인할 수 있었다.

Fig. 32.

Schematic diagram of hydraulic conductivity of fractured rock masses between 3 candidate boreholes for BEPT in RG 2, KURT

5. 결론 및 제언

중생대 화강암류가 주암종으로 분포하는 KURT 내의 2개 연구 구역에서 단일 시추공 시험과 시추공 간 수리 연결성 조사를 통해 수행된 균열 암반의 수리특성 연구에서 도출된 주요 결과들은 다음과 같다.

∎ 단일공 펄스시험(RG 4 구역)

1) 대심도(GL(-) 135∼330 m) 암반층에 대한 수리특성의 수직적 변화를 평가하기 위해 RG 4 구역에 위치한 2개 시험공을 대상으로 펄스시험을 시행하였다. 분석 결과 최 하부 구간을 제외한 나머지 구간에서 암반 투수성 즉 수리전도도는 1.52×10^-10∼1.13×10^-11 m/s 범위의 값을 나타내어 암반 투수성이 낮음∼매우 낮음 범위인 것으로 분석 되었다.

2) 펄스시험법은 수리전도도가 1.0×10^-10 m/s 이하로 정압주입시험의 적용이 어려운 저 투수성 암반에 적용할 수 있는 유일한 시험법이다. 시험법의 특성 상 해석 과정에서 가상 파이프의 유효 반경이 수리인자 평가에 결정적인 영향을 미친다. 따라서 신뢰성 있는 분석을 위해서는 시험 시스템 내에 저류된 유체의 부피를 정확하게 산정하고 이로부터 구해진 유효 반경 값이 해석의 입력 변수로 사용되어야만 한다.

3) 펄스시험의 자료 해석에 직접적으로 사용되는 압력 감쇠곡선은 공내 저류효과의 영향을 받는다. 조사 심도에 비례하여 시험구간 상부의 시험장치 내에 저류된 유체의 부피는 증가되며 이로 인해 공내 저류효과가 압력 감쇠 특성에 미치는 영향은 커지게 된다. 따라서 향후 대심도 영역의 시험에서 보다 정확한 현장 자료의 획득을 위해서는 DST 장치를 사용하는 것이 바람직하다.

∎ 시추공 간 수리 연결성 조사(RG 2 구역)

1) RG 2 구역(GL(-) 90 m)에 계획된 BEPT 실험에 사용될 후보 시추공의 확보와 적정 시험구간 선정을 위해 KURT 환경에 적합한 조사 5단계 절차를 제시하였다.

2) 조사 5단계에서는 시추공 간 암반 영역의 수리 연결성에 대한 보다 객관적이며 공학적인 지표로 사용할 수 있는 정량적 정보의 확보를 위해 4단계의 1차 시험 결과들을 바탕으로 조사 설계 방안을 수정한 후 패커 방식 기반의 시추공 간 수리 연결성 2차 시험을 국내 최초로 시행 하였다.

3) 화성기원 결정질 암반의 특성 상 모암 자체는 매우 낮은 공극률을 가진다. 이로 인해 다공질 암반과는 달리 암반의 투수성과 지하수 유동 특성은 불연속면들의 기하학적 분포 특성에 절대적인 영향을 받는다. 따라서 2차 시험 결과들은 시추공 간 수리 연결성을 정량적으로 평가할 수 있는 객관적인 자료로 활용될 수 있다.

4) 조사 결과 시추공 B1과 B2 사이 암반 영역의 수리전도도는 2.69×10^-6 m/s, 시추공 B2과 B3 사이 암반 영역에서는 1.83×10^-6 m/s의 값을 가져 2개 영역 모두 매우 높은 수리전도도를 가지는 것으로 분석되었다. 이로부터 3개 후보 시추공들 모두 매우 높은 수리 연결성을 가지고 있어 BEPT 실험에 적합한 균열 암반 조건을 갖추었음을 실증적으로 확인할 수 있었다.

5단계의 세부 절차에 따라 시추공 간 수리 연결성 조사가 성공적으로 수행되었다. 향후 BEPT 실험의 시행 단계에서 현장 실험 시스템은 다양한 장치들의 복합적인 조합에 의해 구축되고 습도가 높은 공간에서 장시간 동안 지속적으로 운영되어야하기 한다. 따라서 현장 작업의 효율성을 확보하고 높은 품질의 자료를 안정적으로 획득하기 위해서는 개별 실험 장치들의 내구성, 공학적 신뢰성 등 하드웨어적 성능에 대한 상세 점검과 예비 시험들이 체계적으로 이루어져야 할 것으로 판단된다.