1. 서 론

지하 암반의 수리지질특성 정보들은 고준위 방사성폐기물 처분 부지 선정, 처분 시설 설계 및 건설과 운영 중 안정성 평가에 있어서 매우 중요한 핵심 평가인자로 활용된다. 수리전도도(K, Hydraulic conductivity)는 처분장 주변 암반의 투수성과 지하수 흐름 특성을 나타내는 가장 대표적인 수리지질특성 정보로써, 방사성 핵종 누출 시 이동 양상에 가장 지배적인 영향을 미친다. 이러한 수리전도도는 해당 대상 부지 내에 굴착된 시추공을 이용한 현장수리시험을 통해서 주로 도출되며, 현장에서 측정 시 값의 범위가 일반적으로 10^-13~10^-4 m/s(Isherwood, 1979)정도 수준으로 넓게 분포하고 있기 때문에 값의 분포 범위에 따라 적합한 수리시험법의 선택과 적용이 중요하다.

수리전도도 정보를 획득하기 위해서는 지하 심부에 굴착된 시추공 내부로 시험 장비를 위치시키고 일정한 압력 또는 유량으로 물을 주입시키거나 배출시켜 현지 암반 매질의 시간 경과에 따른 반응 변화를 계측해야 한다. 이러한 자연 상태의 지하수 교란 혹은 간섭 방식에 따라서 다양한 수리시험법(정압주입시험/펄스시험/슬러그시험/정량주입배출시험)이 활용되고 있는데, 이 중에서도 정압주입시험법이 저투수성 심부 균열암반 환경 조건에서 정밀하게 수리전도도와 지하수 흐름 특성을 평가하는 가장 적합한 방법으로 알려져 있다(Almén et al., 1986, Kim et al., 1993, Kim et al., 2019).

정압주입시험(CPIT, Constant Pressure Injection Test)은 정교한 압력 조절유지와 미세유량 주입측정이 가능한 고성능 정밀시스템과 운용기술 노하우가 필요하기 때문에 해외 기술 선도국을 중심으로 독점적 개발 및 현장 시험이 진행되어 왔고(Enachescu and Rham, 2007, Follin et al., 2011), 국내에서는 최근에 이르러 시험 장비의 국산화 자체 개발과 현장 적용 검증이 시작되고 있다(Bae et al., 2021, Lee et al., 2023, Lee et al., 2024a, Lee et al., 2024b). 또한 과거에는 수리시험법과 수행절차가 체계적으로 표준화 되지 않은 상태에서 주로 국외 문헌이나 수행자료를 참고해 비전문적인 경험적 방식으로 수리시험이 수행되었기 때문에, 현장에서 계측한 수리지질특성 데이터의 품질저하와 분석결과의 신뢰도 하락의 문제가 발생하였다. 이를 해결하기 위한 노력의 일환으로, 최근 들어 국내 암반 수리지질 분야 산학연 전문가 협의를 통해, 해외 표준시험법(ASTM, ISRM)을 바탕으로 국내 심부 균열암반 환경 조건에 적합한 표준수리시험법이 제정되었다(Lee et al., 2023).

이처럼 정압주입시험에서 도출되는 수리전도도의 정확도와 신뢰도를 향상시키기 위한 다양한 기술적인 노력과 연구들이 지속되고 있으나, 본질적으로 측정 결과 검증 및 타당성 확보가 어려운 원위치 시험 고유의 한계점으로 인해 현장에서 획득한 수리지질특성 정보들의 불확실성은 여전히 존재하고 있다. 실내 실험과 달리 대부분의 현장 시험들은 시간경제적인 제약이 심하고, 동일한 위치 및 환경 조건에서의 재시험들을 통한 재현성 확보가 어렵다. 특히 정압주입시험이 심도 500 m 이하의 심부 시추공 내 여러시험구간에서 수행될 경우, 시험 수행에 많은 비용과 인력 및 시간이 소요되며, 일반적으로 하나의 시추공에서 다른 종류의 지질특성 시험들(물리검층/지하수 채수/현지응력측정 등)과 상호 연결되어 정해진 일정 내에서 순차적으로 진행되기 때문에, 같은 시추공에서 수리시험을 반복수행하는 것은 현실적으로 매우 어려운 실정이다. 또한 수행 결과의 비교검증 목적으로 같은 위치 시추공 내 같은 시험 구간에서 다른 성능을 가지는 새로운 장비를 재투입하여 재시험을 수행한다 하더라도, 장비마다 보유한 윈치나 호스의 신장(elongation) 정도와 공내삽입장치인 패커/인터벌의 무게 등이 모두 상이하기 때문에, 특히 심부 시추공의 경우 수 cm~수십 cm 이상의 투입 심도 차이가 발생할 수 있다. 이에 따라 정확한 시험 심도에 다시 장비를 위치시키는 것은 불가능하며 이럴 경우 재시험을 통해 획득한 수리전도도 정보의 일치성을 확인하기 힘들다. 그리고 시험 수행의 시점이 달라지면, 실험실과 같이 통제된 환경이 아닌 자연 암반대수층의 경우 지하수위나 공내수두의 변동이 발생할 수 있어, 측정되는 수리지질특성 자료에도 영향을 미칠 가능성이 있다.

현장 시험인 정압주입시험의 측정자료 불확실성을 감소시키고 신뢰도를 향상시키기 위해, 한 구간에서 한번의 정압주입시험 사이클 내 주입과 회복 단계(injection and recovery phase)의 수리지질특성 자료를 각각 획득하고 이를 비교분석하는 연구가 수행되어 왔다(Almén et al., 1986, Ludvigson et al., 2007, Hjerne et al., 2013, Zhang et al., 2018). 이들은 먼저 정압주입 기간 동안 유량 변화 자료를 비정상류 해석법에 적용하여 수리전도도를 도출하였다. 그리고 정압주입이 마무리되는 압력-유량 안정화 상태에서 주입 중단 후, 시험 구간 내 압력(수리수두)이 원래 상태로 돌아오는 회복기간 동안의 수압 변화를 기존 양수시험의 수위하강 분석 방식에 근거하여 변형 적용함으로써, 앞선 주입 단계와 마찬가지로 회복 단계의 수리전도도 특성을 도출하였다. 비교분석 확인 결과, 주입과 회복 단계에서 각기 다른 성격의 자료(유량 변화 대 압력 변화)를 각기 다른 유동 분석 모델(해석해)에 적용해 독립적으로 도출한 수리특성이 서로 높은 일치성과 연관성을 나타냈다. 이러한 교차검증 과정은 정압주입시험에서 구한 수리지질정보의 불확실성 감소와 신뢰도 향상을 통해 궁극적으로 현지암반 수리특성의 대표성을 확보하는데 도움이 될 수 있다.

본 논문에서는 심부 균열암반의 수리물성 획득에 가장 대표적으로 활용되고 있는 정압주입시험의 주입과 회복 단계 특성과 도출된 수리전도도에 관한 비교분석 연구를 수행하였다. 이를 위해, 국내 화강암 및 화산암 지역에 위치한 심도 500 m 이하 심부 시추공 내에 자체 개발한 수리시험 장비를 투입하여, 주입 단계 동안의 유량 변화 자료와 회복 단계 동안의 압력 변화 자료를 측정하였다. 획득한 현장 자료들을 단계별로 나누어 다양한 비정상류 해석방법에 적용하는 개별 분석 과정을 통해, 각 단계에서의 수리전도도 물성을 도출하였다. 독립적인 해석과정과 방식으로 획득한 주입-회복 단계의 각 수리특성을 비교분석함으로써, 정압주입시험을 통해 얻은 수리특성자료의 정확도와 신뢰도에 관해 평가하였다.

2. 정압주입시험 주입 및 회복 단계 개요

지하 암반의 수리특성을 평가하기 위한 여러 수리시험 방법 중, 정압주입시험은 지표에서 시추공 내부의 대상 시험 구간으로 일정한 압력으로 물을 주입하면서 시간 경과에 따라 변하는 주입 유량값을 기록함으로써 수리지질 분야의 핵심 투수성 정보인 수리전도도 물성을 획득하는 시험법이다. 현장 압력과 유량 변화 자료를 검증된 해석해의 표준곡선에 중첩시키는 최적화 분석 과정을 통하여 해당 암반매질의 투수성을 판단할 수 있다.

수리시험 방법을 선택할 때, 대상 부지의 매질 투수성과 시추공 근접 영역의 특성들을 적절히 고려해야 신뢰도 높은 수리지질특성을 얻을 수 있다. 일반적으로 현장 시험 구간으로의 유입 수량이 충분히 높은 경우에는 지하의 물을 뽑아내는 양수시험 수행이 가능하며, 그렇지 않은 환경 조건에서는 주로 주입시험을 적용한다. 국내에 존재하는 심부 균열암반은 대부분 투수도가 낮은 상태이기 때문에 실제 양수시험의 적용 사례와 빈도는 극히 드문 수준이다. 주입시험 중에서도 투수도가 극도로 낮은 경우에는 펄스시험(순간충격시험)을 주로 적용하는데, 이 시험은 수행 시간이 짧고 시험 방식이 단순하기에 시험 수행이 용이한 장점이 있지만, 시추공에서 가까운 근접 영역의 매우 제한적인 투수 특성만을 반영한다는 단점도 존재한다.

정압주입시험은 10^-11~10^-5 m/s 범위 수준의 수리전도도를 측정할 수 있는 수리시험법으로, 앞선 펄스시험에 비하여 보다 넓은 시추공 주변의 광역 투수 특성을 파악할 수 있다. 시험이 진행되는 동안에 주입 압력이 일정 수준으로 계속 유지되는 특성 상, 시험 초반부에 발생하는 공내저류효과(wellbore storage effect) 영향을 감소시킬 수 있고, 또한 낮은 압력과 유량 주입 조절을 통해 투수성이 낮은 심부 균열암반에 효과적으로 사용될 수 있다. 이렇게 정압주입시험은 많은 장점을 가지고 있으나, 시험방법과 수행절차가 까다롭고 개별 장치 구성이 복잡하기 때문에 기계적으로 고성능의 정밀 조사시스템과 구동 관련 전문적인 기술 노하우가 필요하다.

Fig. 1은 정압주입시험에서 측정되는 시간에 따른 압력과 유량 변화를 나타낸 것으로, 가장 이상적인 자료 형태를 그래프로 도식화 한 것이다. 시간축(t)의 1~4 단계는 정압주입시험 준비 단계로써, 시험 장비를 시추공 내 시험 심도에 위치시키고 패커를 팽창시킨 후 공내압력을 안정화시킨다. 4~5 단계가 정압주입시험의 첫 번째 본 시험 단계인 주입 구간이며, 압력을 상승시킨 후 일정한 수준에 도달하면 그 상태로 계속 유지시킨다(P_i→P_p). 이 때, 공내 압력은 계속 유지되는 상황에서 유량은 주입 초반에 급격히 상승한 뒤에 감소하기 시작하여 최종적으로 특정 유량 값(Q_p)에서 안정화된다. 주입이 멈춘 후, 상승했던 공내 압력이 원래의 상태로 서서히 감소하게 되는데 이러한 반응이 나타나는 5~6 단계가 바로 회복 구간이다(P_p→P_F). 한 사이클의 정압주입시험이 모두 끝나면 팽창했던 패커를 이완시키고, 시험 장비를 다른 심도로 이동시켜 다음 시험을 수행하게 된다.

Fig. 1.

P-Q curve for constant pressure injection test (Ludvigson et al., 2007)

앞서 언급했듯이 4~5 단계가 정압주입시험의 가장 대표적인 자료 해석 구간으로, 일정 압력 하 시간에 따라 변화하는 유량값을 비정상류 해석(transient analysis)에 적용하여 수리전도도를 구한다. 5~6 단계는 공내 상승한 압력이 원래 상태로 돌아가는 회복 구간으로, 이 구간은 주입이 멈춘 상태라 유량의 값이나 변화는 없고, 압력의 회복(recovery) 자료만을 이용해서 주입 단계와 마찬가지로 수리전도도를 도출한다. 주입-회복 이 두 단계는 각각 중첩되지 않는 시점에서의 유량과 압력 자료를 다른 성격의 해석해에 적용하여 독립적으로 수리물성을 구하기 때문에, 하나의 동일한 시험 심도에서 비교분석을 통한 교차검증이 가능하며, 해당 심도에서 획득한 수리특성의 신뢰도를 평가하는데 활용될 수 있다.

3. 연구 지역

3.1 연구 지역 위치 및 시추공 정보

본 연구에서 정압주입시험이 수행된 곳은 두 지역으로, 전북 남원시 주천면 인근 야산과 전남 영암군 대불공단 부근에 각각 위치하고 있다(KIGAM, 2023). 두 지역 모두 지표로부터 지하 심도 약 51 m 까지 외경이 97.5 mm인 HQ 드릴비트로 굴착하였고, 그 이후에는 맨 하부 지점까지 외경 76.5 mm의 NQ로 굴진되었다. 시추는 모두 심도 750 m 부근까지 진행되었으며, 시추 시 공곡편차는 평균 1.49° 이내의 양호한 수치를 보임으로써 수직 굴진이 잘 수행된 것을 확인할 수 있었다. 두 시추공 모두 공벽 보호를 위해 지표 부근에 암층 불량 구간의 일부 케이싱 설치를 제외하고는, 바닥 심도까지 나공 상태로 굴착되었다. 이 시추공들은 수리특성평가를 위한 수리시험 수행 이외에도, 다양한 지질환경 평가인자 획득을 위한 다목적 시험공으로써, 시추 굴진 자료 취득/시추 순환수 계측/물리검층/지하수 채수가 수행되었다. 본 연구 지역의 시추 관련 정보 및 제원은 Table 1에 나타나 있다.

Table 1.

Specification of deep boreholes in Namwon and Yeongam (KIGAM, 2023)

	Namwon (granite)	Yeongam (volcanic rock)
Field photos of test boreholes
Coordinates	127°25‘10“E / 35°23’26“N	126°26‘58“E / 34°45’29“N
Elevation	163 m	37.8 m
Depth	754.3 m	756.2 m
Diameter	97.5 mm (0~50.8 m) / 76.5 mm (50.8~754.3 m)	97.5 mm (0~50.7 m) / 76.5 mm (50.7~756.2 m)
Deviation	0.79°(avg)	1.49°(avg)

3.2 연구 지역 지질 특성

첫 번째 시험 지역인 남원은 영남육괴 지역 내에 위치하며, 약 186 Ma의 연대를 가진 중생대 쥐라기 남원화강암이 주암종으로 분포하고 있다(Jo et al., 2013). 남원화강암 암체의 남동부와 북동부에는 주로 선캠브리아기의 기반암이 분포하고, 북동쪽과 남서쪽에는 트라이아스기의 엽리상화강암, 북서쪽에는 쥐라기 엽리상화강암이 분포한다(Fig. 2). 현장 지질 조사 결과, 남원화강암은 전형적인 쥐라기 조립질 흑운모화강암으로써 주변 다른 화강암들의 암체와는 달리 엽리가 발달하지 않고 괴상의 형태를 주로 가지고 있는 것으로 확인된다(KIGAM, 2023).

남원화강암 시추작업에서 회수된 시추코어를 대상으로 지질구조 및 특성을 분석한 결과, 시추 대상암종은 남원화강암으로 흑운모화강암, 복운모화강암, 반상화강암으로 구성되어 있으며 일부 암맥류와 세맥들이 관입하여 발달하고 있는 것으로 확인된다. 시추공 내에는 총 2개의 큰 단층이 발달하고 있으며, 모두 고각의 주향이동단층의 발달특성을 보이고 있다. 첫 번째 단층은 463.4~465.4 m(단층면 464.4 m)에 발달하는 단층으로 경사가 약 80°인 주향이동단층이며 단층면을 기준으로 좌우로 각 1 m 길이의 단층손상대가 대칭적으로 발달한다. 두 번째 단층은 538.1~538.8 m(단층면 538.3 m)에 발달하는 단층으로 경사가 약 80°인 주향이동단층이며 단층면을 기준으로 상부 쪽은 약 20 cm, 하부 쪽은 약 50 cm의 단층손상대가 비대칭적으로 발달한다.

Fig. 2b는 지질 구조선의 분석 결과로, 남원 연구 현장 주변에서 가장 우세하게 발달하는 선형구조는 동북동-서남서, 북동-남서 방향이며, 연구 지역 전반에 걸쳐 발달한다. 두 번째로 우세하게 발달하는 선형구조는 북북동-남남서, 남-북 방향의 선형구조이며, 연장성이 양호하지 않은 서북서-동남동 방향의 선형구조가 국부적으로 발달한다. 남원 시추공의 위치는 기존 지질 구조선에서 벗어나 있으며, 교차하거나 중첩되지 않는 상태이다(KIGAM, 2023).

Fig. 2.

Borehole location in Namwon granite area

두 번째 시험 지역인 영암은 옥천대 남서단 방향에 위치하며, 유문암과 응회암들이 혼재되어 분포하는 화산암 지역이다(Fig. 3a). 영암 시추 위치는 유문암 암체의 중심부에 위치하며, 암체의 서쪽으로는 78 Ma 연대의 유달산응회암이 동쪽으로는 80 Ma 연대의 남악응회암이 각각 분포하고 있다. 유달산응회암은 응회암, 응회각력암 및 화산력응회암 등으로 구성되고, 남악응회암에 비해서 어두운 회색을 띠며 화산력이 많은 편이다. 남악응회암은 용결구조가 잘 발달하는 용결응회암으로 화산력이 10% 이하로 적게 분포한다. 유문암은 유동 구조가 내부에서 뚜렷하게 확인되고, 주로 장석반정이 포함되어 있다.

영암화산암 시추작업에서 회수된 시추코어를 대상으로 지질구조 및 특성을 분석한 결과, 분포하는 암상은 유문암, 응회암, 안산암, 용결응회암 등이며 일부 암맥류와 세맥들이 관입하여 발달하고 있는 것으로 확인된다. 이처럼 영암 현장은 다양한 화산암의 암상들이 고루 분포하고 있으며, 시추코어에서는 뚜렷한 단층과 이에 수반된 단층손상대는 발달하지 않았으나, 일부 파쇄대들이 화산암의 유동 구조나 화산쇄설성 층리를 따라 발달한다. 소규모 파쇄대와 소수 암반 균열들이 분포하지만 심부는 전체적으로 견고한 암반 상태를 나타냈다.

Fig. 3b는 지질 구조선의 분석 결과로, 영암 연구 현장 주변에서 가장 우세하게 발달하는 선형구조는 북북동-남남서 방향의 선형구조로 연구 지역 서쪽에서 발달하고 있다. 두 번째로 우세하게 발달하는 선형구조는 북동-남서, 서북서-남남서 방향의 선형구조로 연구 지역 북쪽과 동쪽에 발달한다. 연장성이 양호하지 않은 동-서, 북서-남동 방향의 선형구조가 우세한 선형구조들 사이에 국부적으로 발달하고 있다. 영암 시추공의 위치는 기존 지질 구조선에서 벗어나 있으며, 교차하거나 중첩되지 않는 상태이다(KIGAM, 2023). 영암 현장 주변의 선형구조는 남원 지역과 유사하게 다양한 방향으로 발달하고 있으나 구조선의 크기가 작고 빈도도 낮은 편이다.

Fig. 3.

Borehole location in Youngam volcanic rock area (Lee et al., 2023)

4. 심부 정압주입시험 장비, 절차 및 해석방법

4.1 정압주입시험 장비

본 연구의 정압주입시험 수행에 사용된 장비는 더블 패커를 이용한 심부 현지수리특성 측정시스템으로, 시험 장비는 가압장치, 시스템 제어 장치, 자료 획득 장치, 압력 및 유량 측정 장치, 윈치 및 수압전달장치 그리고 패커로 구성되어 있다(Fig. 4). 지상에 위치하는 메인 프레임 부분은 무게를 최소화해서 현장 이동성과 작업 효율성을 높이도록 제작되었다. 또한 전체 시험을 조절하는 컨트롤러 장치 부분이 복잡하지 않고 직관적으로 설계되어, 일관된 시험의 반복수행이 가능하여 획득하는 결과 자료의 정확도 및 신뢰도를 보장할 수 있도록 하였다. 시스템에서 사용되는 모든 압력과 유량 센서들은 현 시점 상용 제품들 중에서 가장 높은 정확도를 가지도록 구성함으로써, 고정밀/고품질의 현장 시험 자료 획득을 가능하게 하였다. 전체 정압주입시험 장비의 기능 및 사양은 아래와 같고, 시험 장비에 관한 보다 자세한 정보는 이전 수행 연구를 참조한다(Lee et al., 2023).

⦁ 효율적이고 안전한 시험 수행을 위한 유체 가압부-자료 획득부-시스템 제어부 통합형 메인 프레임

⦁ 시간 지연 없이 지표/공내 압력, 패커 팽창압, 펌프 토출/공내 주입 유량 실시간 모니터링

⦁ 고정밀 가압 펌프, 압력-유량 제어 밸브 및 감압시스템을 이용한 3단계 압력 조절을 통해, 주입 압력 변동(fluctuation) 최소화 및 공내 측정(순주입) 압력 기준으로 2~3 bar 이하의 초정밀 가압과 안정적 유지 가능

⦁ 저용량 펌프와 초정밀 유량 센서를 통해, 저투수성 암반 환경에서 0.01 L/min 이하의 극저유량 주입측정 가능

⦁ 수압 100 bar급 공내압력센서(downhole pressure sensor)를 통한 심부 압력 자료 획득

⦁ 최대 시험 가능 심도 1,000 m 내외

⦁ 정압주입시험 기반 펄스시험 등에 적용 가능한 멀티 수리시험 장비(multi hydraulic testing system)

Fig. 4.

Hydraulic packer testing system for constant pressure injection test (Lee et al., 2023)

4.2 정압주입시험 절차

본 연구에 적용된 기본적인 정압주입시험 절차 및 흐름도는 Fig. 5와 같다. 여러 수리시험 방법이 활용되고 있지만 일반적으로 심부 수리특성 평가를 위해 수행되는 현장 시험들은 아래와 같은 공통적인 과정을 거쳐 수행하게 된다(Lee et al., 2023). Fig. 6은 정압주입시험의 모식도와 실제 수행 현장 사진을 보여준다. 심부 균열암반에서 수리전도도를 도출하기 위해 적용된 정압주입시험의 구체적인 절차는 아래와 같다.

① 시험 구간 선정과 잠재적 위험 구간 배제(시추 코어 또는 초음파 주사검층 자료 활용)

② 현장 시험 장비 세팅 및 점검

- 메인 컨트롤러와 서브 컨트롤러 체크(압력-유량 센서와 모니터링 기능 점검)

- 패커 가압 및 감압 후, 누수와 팽창압 모니터링 점검

- 저유량/저압력 범위에서부터 고유량/고압력 범위 제어 기능 테스트

- 각종 고압 호스(물 시료, 패커) 누수 여부 확인

③ 조사 시스템 공내 삽입

- 상하부 패커와 인터벌로 구성된 패커 장치부에 윈치와 고압 호스를 연결하여 시추공 내부로 삽입 이동

- 심도 변화에 따라 공내압력센서의 정상 신호 작동 여부 확인(심도와 정수압 비교)

④ 시험 구간 도달 후, 지하수위 안정화 및 상하부 패커 가압 팽창

- 패커 팽창압력과 주입 유량 실시간 체크를 통해 가압 상태 확인(17.5~35 bar 범위의 팽창압 유지)

⑤ 정압주입시험 수행(주입 단계)

- 공내 측정 압력(순주입) 기준 2~3 bar 이내 범위에서 가압한 후, 15~20분 이상 기간으로 압력 유지

- 인터벌 내로 주입되는 유량, 공내 측정 압력, 지표 주입 압력도 모두 실시간 모니터링 및 자료 기록 수행

⑥ 주입 후, 회복시험 수행(회복 단계)

- ⑤ 과정의 주입시험이 종료된 후, 상승한 공내 측정 압력이 원래 정수압 상태로 감소하는 압력 회복 자료 기록

- 주입 단계의 시험 기간과 유사한 소요 시간 동안 회복 단계를 모니터링

⑦ 시험 완료 후, 패커를 이완시켜 다음 심도 구간으로 이동, ①~⑥과 동일한 과정으로 반복하여 정압주입시험 수행

본 연구 현장인 영암 화산암 시추공의 경우, 시험 심도 및 구간은 초음파 주사검층 자료와 암석시추코어를 기반으로 잠재적 투수성 암반 절리가 존재할 가능성이 높은 구간을 선정하였다(Fig. 7). 시험 심도가 깊어질수록 윈치 케이블의 늘어짐 등 오차 발생 가능성이 높아지므로, 시험 구간을 결정할 때 암반 절리들이 패커의 상하부 경계 지점에서 최대한 멀리 떨어져 안정적으로 위치하도록 고려하였다. 인터벌이라고 표현되는 시험 구간 내 실제로 물이 주입되는 파이프 길이(순수 공내 시험 구간 길이)는 암반 내 존재하는 절리 빈도 특성 및 패커 장착 안정성을 고려해 3.2 m로 결정하였다. 시험 심도의 의미는 지하에 삽입된 공내장치의 정 가운데 지점으로써, Fig. 6의 왼쪽 개념도에서 확인할 수 있듯이 정확하게는 더블패커 방식에서 상부와 하부 패커 사이 인터벌 정 중앙 지점을 가리킨다. 영암 화산암 시추공에서는 심도 729.0 m(727.4~730.6 m)에서 더블패커 형태로 정압주입과 회복 단계 시험이 모두 수행되었고 시험 기간 동안 압력 및 유량 변화 자료가 측정되었다.

Fig. 5.

Flow chart for hydraulic packer test performance (Lee et al., 2023)

Fig. 6.

(a) Schematic diagram and (b) photo of in-situ constant pressure injection test (Lee et al., 2024a)

Fig. 7.

Fracture features of test interval (727.4~730.6 m) in Yeongam volcanic rock area

남원 화강암 시추공의 경우, 굴진 중 단층대 및 파쇄대 등과 같은 수리 이상대의 수리특성을 평가하기 위한 목적을 가지고, 암석시추코어 이미지 자료를 바탕으로, 굴진 시 파쇄대로 판단되는 구간을 선정하여 굴진을 중단한 후 싱글패커 형태로 정압주입시험을 수행하였다(Fig. 8). 시험 구간 길이인 인터벌은 9.2 m로 선정되었는데, 시험 구간 길이를 시험자가 목적에 따라 조절하는 일반적인 더블패커 시험과는 다르게, 굴진 중에 파쇄대로 추정되는 부분의 상부를 싱글패커로 차단하고, 즉시 수리시험을 수행하는 상황이었기 때문에 남원 화강암 시추공에서의 인터벌 길이는 현장 상황 조건에 따라 유동적으로 결정되었다. 시추코어 분석 결과, 심도 462.0~471.2 m을 시험 구간으로 선정하였다(Fig. 9). 심도 462.0 m은 싱글패커가 위치하는 지점이고, 471.2 m은 시추코어를 통해 추정된 파쇄대의 하부 바닥지점이다.

Fig. 8.

Schematic diagram of constant pressure injection test using single packer type (modified from Lee et al., 2023)

Fig. 9.

Fracture features of test interval (462.0~471.2 m) in Namwon granite area

4.3 자료 처리 및 해석

정압주입시험을 통해 측정한 유량과 압력 변화 자료를 여러 비정상류(non-steady state = transient) 해석해에 적용하여, 주입과 회복 단계에서 각각 수리전도도를 도출하였다. 먼저 주입 단계에서는 Jacob and Lohman(1952)법, Barker(1988)가 제안한 GRFM (Generalized Radial Flow Model)법 및 Hurst-Clark-Brauer(1969)법 3가지가 해석에 활용되었다(Jacob and Lohman, 1952, Hurst et al., 1969, Barker, 1988). 회복 단계에서는 Theis(1935)법, Dougherty and Babu(1984)법, Papadopulos-Cooper(1967)법 및 Barker(1988)법 4가지가 해석에 활용되었다(Theis, 1935, Papadopulos and Cooper, 1967, Dougherty and Babu, 1984, Barker, 1988). 본 연구에서 저류계수는 정확하고 신뢰도 높은 수리전도도를 도출하기 위한 조절변수로 활용되었다. 저류계수는 투수계수에 비해 표준곡선중첩 시 매칭 곡선 형태에 따라 그 값의 변화가 매우 민감하고 스킨효과에 따라 값의 큰 차이를 보이게 된다. 일반적으로 균열암반에서 타당하다고 평가되는 저류계수값(10^-6, 무차원)을 표준곡선중첩 해석에 활용해서 1차적으로 매칭된 수리전도도를 구하였다. 수리전도도와 저류계수 사이에 검증된 상관관계 경험식을 이용해 산출된 저류계수를 다시 표준곡선중첩에 활용해서 최종적으로 투수계수와 저류계수를 구하는 과정을 거쳤다(Ludvigson et al., 2007, Hjerne et al., 2013).

위에서 언급한 해석해들을 적용한 유량-압력 자료의 표준곡선 매칭은 검증된 수리시험 상용 해석프로그램인 AQTESOLV를 사용하여 분석을 수행하였다(AQTESOLV, 2007). 이 소프트웨어는 수동 분석과 비선형 회귀 기법을 통한 자동 매칭 시뮬레이션을 모두 수행할 수 있어, 신속하고 정확하게 수리물성을 도출하고 또한 여러 해석해를 적용한 결과비교를 통해 수리특성 평가 신뢰도를 향상시키는데 널리 활용되고 있다(Enachescu and Rham, 2007, Ludvigson et al., 2007, Kuusela-Lahtinen and Poteri, 2010, Follin et al., 2011, Hjerne et al., 2013, Zhang et al., 2018).

4.3.1 주입 단계(injection phase) 수리전도도 해석법

주입 단계의 비정상류 해석에서는 먼저 전통적으로 오래 사용되어 온 Jacob and Lohman(1952) 해석법을 사용했다(Jacob and Lohman, 1952). 이 해석법은 피압 조건 하 균일 암반대수층에서 정압상태 방사상 유동에 대한 흐름을 분석하며, 유량 값 변화 자료 곡선 중 가압 시작 시점부터 중단 시점(shut-in)까지의 유량 측정자료를 해석에 사용한다. 여기서 시행착오적 방법을 이용한 표준곡선 매칭을 통해서 투수량계수 및 저류계수를 구하고 실제 시험 구간 길이로 나누어 수리전도도를 구할 수 있다. 이 방법은 기본적으로 다공성 매질 연속체 개념 접근 방식이며, 방사상 형태의 흐름 양상(radial flow)을 기본 전제로 하고 있다. 그러므로 개별 암반 절리를 통해 지하수 흐름이 주로 발생하는 균열 암반 환경에서, 방사상 흐름을 벗어난 선형 흐름이나 구상 흐름이 발생하는 경우에 Jacob and Lohman(1952)해석법을 활용한 자료분석 매칭이 잘 이뤄지지 않거나, 억지로 표준곡선에 매칭을 시키더라도 통상적인 범위를 벗어나는 수리물성 값이 산정되는 오류가 발생할 수 있다 .

이러한 한계를 보완하고자, 균열 수리 해석에 적합하며 유동 차원 분석을 통해 지하수 흐름 양상도 평가할 수 있는 Barker(1988)의 GRFM (Generalized Radial Flow Model)법을 유량 자료해석에 활용하였다(Barker, 1988). GRFM법에서는 수리전도도(K), 스킨 인자(skin factor), 유동 차원(n) 값을 도출할 수 있다. GRFM법은 앞선 Jacob and Lohman(1952)법을 기반하여 확장된 해석 이론이므로, 방사상 흐름 조건에서는 이 두 가지 방법의 해석 결과 값이 유사성을 보인다. 그러나 다양한 지하수 흐름 양상을 나타내는 자연 상태 암반 환경에서, Jacob and Lohman(1952)해석법을 이용했을 때 매칭이 어려웠던 자료를, 유동 차원 인자를 고려한 GRFM법에 적용함으로써 표준곡선 매칭의 적합도를 보다 향상시킬 수 있다. 또한 GRFM법은 시험 시작 후, 주입 초기에 시추공벽 인접 영역에서 발생하는 국부적인 투수성 변동과 같은 수리적 교란 현상인 스킨 효과(skin effect)를 고려하는 요소도 포함하고 있어 자료 매칭의 적합도(정확도) 더 높일 수 있다. Hurst-Clark-Brauer(1969)법도 Barker(1988)법과 마찬가지로 스킨 효과를 반영할 수 있어, 여러 수리해석 연구에서 사용되어 왔다(Hurst et al., 1969, Follin et al., 2011).

4.3.2 회복 단계(recovery phase) 수리전도도 해석법

회복 단계의 비정상류 해석에서는 앞선 정압주입 단계와는 달리 정량배출(constant-rate pumping) 즉 양수에 따른 수두(수위) 변화에 대한 해석 개념을 수리전도도 도출에 적용하였다. 정압주입시험에서 주입 단계가 끝나고 난 후, 회복 단계로 변하면서 정압(constant pressure)으로부터 정량(constant rate) 상태로 수리학적 경계 조건이 바뀌게 된다. Agarwal(1980)은 기존의 양수시험 시, 양수 기간 동안 수위가 하강하는 압력 변화 자료를 분석하기 위해 개발된 기존 해석 모델을 활용 및 변형하여, 회복 기간 동안 수위가 다시 원래 자연 상태로 상승하는 회복 데이터를 분석하는 방법을 제안하였다(Agarwal, 1980). 이 방법은 양수 기간 동안의 수위(수두) 감소와 회복 기간 동안의 수위 증가를 유사한 공내 압력 변화 개념으로 정의하고, 대신 회복 기간의 경과시간을 대체 시간축 개념인 Agarwal Equivalent Time으로 변형하여 사용하는 방식에 기반하고 있다. 이 회복 단계의 Agarwal Equivalent Time은 앞선 주입 단계의 주입량과 실제 주입 경과시간 및 실제 회복 경과시간과의 관계를 통해 계산된다(Agarwal, 1980, Uraiet, 1980, Ehlig-Economides and Ramey, 1981, Rosato, 1982, Bourdet et al., 1989). 본 연구에서는 AQTESOLV 프로그램에서 주입 경과시간에 따른 주입 유량의 변화를 입력 자료로 해석에 반영하여 Agarwal Equivalent Time을 산정하였다(Ludvigson, 2007, Follin et al., 2011, Hjerne et al., 2013, Zhang et al., 2018).

이처럼 Agarwal(1980)이 제안한 회복 기간의 시간 자료 변형 방법에 기반하여, 본 정압주입시험 회복 단계 비정상류 해석에는 기존 양수시험 수위강하 해석법들인 Theis(1935)법, Dougherty and Babu(1984)법, Papadopulos-Cooper(1967)법 및 Barker(1988)법이 활용되었다. Theis(1935)법은 다공성 매질 연속체 개념의 접근법으로, 피압대수층 내 일정량의 양수 조건에서 비정상류 흐름에 의해 감소하는 공내 압력 변화(수위강하) 자료를 표준곡선에 매칭하여, 투수량계수와 저류계수를 구하는 가장 기본적인 양수시험 해석 방법이다. 나머지 3개 양수시험 비정상류 해석법들은 모두 Theis(1935)법을 기반으로 이후 파생되었고, Theis(1935)법에서 고려하지 못하는 회복 단계 초기 수리 반응인 공내저류효과를 반영하여 해석을 수행할 수 있다.

5. 주입 및 회복 단계 정압주입시험 결과

5.1 화강암(남원) 지역 시험 결과

5.1.1 화강암 현장 측정자료 검토

Fig. 10은 남원 화강암 지역 심부 시추공에서 수행한 정압주입시험 결과로써, 지표 주입 압력(surface injection pressure), 공내 측정 압력(downhole pressure), 패커 팽창 압력(packer pressure), 주입 유량(flow rate) 변화 특성이 모두 나타나 있다. 싱글 패커에 적용된 팽창압에 관한 실시간 모니터링 결과, 가압과 안정화 이후 시험 종료 시 까지 패커 팽창압은 26~29 bar 범위로 큰 변동 없이 안정적으로 유지되었다(Fig. 10a).

Fig. 10.

Total pressure and flow rate measured at test interval (462.0~471.2 m) in Namwon granite area

주입 기간 동안(0~30분), 공내 측정(순주입) 압력은 3.1 bar의 값을 계속 유지하였고, 거의 변동이 없이 안정적인 정압 형성과 유지 결과를 보였다(Fig. 10b). 시험 시작 직후, 주입 유량은 1.0 L/min 까지 급격히 상승했다가, 정압 조건이 형성되면서 빠르게 감소한 후 0.013 L/min 수준에서 안정화되어 주입이 끝날 때까지 같은 유량 값을 유지하였다. 가압 후 큰 시간 지연 없이 주입 압력이 바로 정압 수준(3.1 bar)까지 상승하였고, 증가한 주입 유량도 빠른 정압 형성과 함께 급격히 감소하였다. 다시 말해, 초반 주입 후 정압이 형성되는 과정에서 불규칙한 압력이나 유량의 변동 특성을 보이지 않았고, 이러한 압력과 유량의 안정적인 변화 양상을 종합해 볼 때, 본 시험 구간의 시추공벽 근접 지역의 스킨 효과의 영향이 크지 않다는 것을 알 수 있었다.

스킨 효과는 시추공 주변에서 투수성이 국부적으로 변화되는 현상을 의미하는데, 특히 암반 시추공에서 많이 발생하는 음(-)의 스킨 효과는 공벽 인접 영역의 투수성 증가를 나타낸다(Follin et al., 2011). 음의 스킨 효과가 발생하는 것은, 시추 시 드릴 비트의 회전 및 굴진에 의해 시추공벽이 교란되면서 인위적인 균열이 발생하거나 기존에 시추공벽면 분포하는 암반 균열들의 확장 및 연결성이 증가되는 것이 그 원인이 된다. 음의 스킨 효과가 나타나는 시추공벽 조건에서는 시추 시 교란으로 인해 확장된 공간으로의 국부적인 투수성(수리연결성)이 증가하는 것이기 때문에, 가압 시작 후 초기 정압 상태에 도달하는 과정에서 유량이 불규칙하게 변동하면서 주입되는 형태로 나타날 수 있다(Bae et al., 2021). 따라서 주입 초기에 수리적 교란으로 인해 유량의 불규칙한 변동이 관찰되는 자료의 경우, 이러한 스킨 효과를 고려하는 인자의 반영 여부에 따라 여러 해석법 사이에 도출되는 수리전도도의 차이가 생길 수 있다.

주입 시작 후 30분이 경과했을 때, 최종 유량 안정화 상태에서 가압을 중단하면서 정압주입시험의 첫 번째 단계인 주입 단계가 종료되었다(그래프상 시간 기준 0~30분 사이). 더 이상 시추공 내부로 압력이 공급되지 않기 때문에, 이 시점부터 상승했던 공내 압력은 시간에 따라 서서히 감소하게 된다. 이 압력 회복 기간이 정압주입시험의 두 번째 단계인 회복 단계이다. 회복 단계에서의 자료 측정은 주입 단계와 비슷한 시간인 30분 동안 수행되었다.

정리해보면 화강암 시추공에서 정압주입시험은 총 60분 동안 진행되었고, 앞선 0~30분까지의 시험 기간이 주입 단계였으며 중후반부인 30~60분까지 시험 기간이 회복 단계로 구성되었다. 주입 단계에서는 시간에 따라 변하는 유량 자료가 수리전도도 도출을 위한 해석에 사용되었고, 회복 단계에서는 가압이 중단된 후에 시간에 따라 변하는 공내 압력 자료가 수리전도도 평가에 활용되었다.

5.1.2 주입 단계(injection phase) 수리전도도

Fig. 11은 남원 화강암 시추공에서 수행된 정압주입시험 중, 주입 단계의 유량 변화 자료(blue square symbol)를 비정상류 해석법을 적용한 표준곡선(red solid line)에 매칭시킨 결과 그래프를 나타낸다. 일반적으로 정압주입시험 수행 시 시간 경과에 따라 유량이 감소하는 비정상류 흐름 형태를 보인다. 이 때 유량의 변동성이 너무 커서 측정 유량 자료와 표준곡선의 매칭이 잘 이뤄지지 않는 경우라면, 시험 초기 시추공 주변의 불규칙한 유입 특성 영향을 배제시키고 암반매질 본래의 수리특성을 반영할 수 있는 시험 중기와 후기 시간대의 유량 곡선 자료 매칭에 주안점을 둔다. 주입 단계에서는 Jacob and Lohman(1952)법, Barker(1988)가 제안한 GRFM법 및 Hurst-Clark-Brauer(1969)법 모두 유량 곡선 자료와 표준곡선의 매칭 적합도가 매우 높게 나타났다(Fig. 11). 주입 극 초반부(0~3분)에 나타나는 초기 유량의 변동 부분은 전체적인 매칭 과정과 해석 결과에 영향을 미치지 않았다.

Table 2는 주입 단계에서 3가지 다른 비정상류 해석법을 이용해 도출한 수리전도도를 나타낸다. Barker(1988)법을 이용한 해석에서는 바로 수리전도도가 도출되나, Jacob and Lohman(1952)법과 Hurst-Clark-Brauer(1969)법에서는 투수특성이 투수량계수(T, Transmissivity)로 도출된다. 이 투수량계수를 실제 시험이 수행된 구간의 길이로 나눠주면 수리전도도를 구할 수 있다. 주입 단계의 유량 자료를 활용해 도출한 본 시험 구간의 수리전도도는 5.53×10^-10 m/s로써, 3가지 해석 모두 일치하는 결과를 보였다. 이는 본 시험 구간이 이상적인 방사상 흐름(radial flow) 특성을 가지고 있고, 교란이 크지 않은 매우 안정적인 지하수 유동 양상을 나타내는 것을 의미한다. 대부분의 비정상류 해석법들은 실제 자연 대수층에서 가장 많이 존재하는 2차원의 방사상 흐름을 기본 전제로 하여 확립되고 발전되었기 때문에, 이러한 유동 조건의 경우에는 해석법들 사이 도출한 수리전도도 결과 차이가 적다. 또한 Barker(1988)법과 Hurst-Clark-Brauer(1969)법은 주입 단계 초기에 일시적으로 투수성이 변동하는 수리적 교란 영향을 스킨 인자(skin factor)라는 개념의 조절 변수를 사용하여 해석에 반영함으로써 표준곡선의 매칭 적합도를 향상시키는 반면에, Jacob and Lohman(1952)법은 이러한 수리적 교란 영향을 해석에 반영하지 못한다(Enachescu and Rham, 2007, Kuusela-Lahtinen and Poteri, 2010, Follin et al., 2011). 그럼에도 해석법 간 수리전도도 차이가 발생하지 않고 모두 일치하는 결과를 통해, 시추공벽 인접 영역의 수리적 교란(스킨 효과)이 본 시험 구간 내 지하수 흐름과 수리특성에 큰 영향을 미치지 않는 것으로 판단할 수 있다.

남원 화강암 시추공 내 주입 단계에서 3가지 다른 비정상류 해석법으로 수행한 표준곡선중첩(type curve matching) 분석에서 공통적으로 높은 매칭의 적합도(정확도)를 보였고, 도출한 수리전도도가 해석법 간 일치하는 결과를 나타냈다. 여러 비정상류 해석법 간 결과비교를 통해, 본 시험 구간 주입 단계에서 산정된 수리전도도의 신뢰도가 높은 것으로 판단되며, 5.53×10^-10 m/s를 본 시험 구간의 주입 단계에서 도출한 대표 수리전도도 값으로 제시할 수 있다.

Fig. 11.

Type-curve matching of injection phase at test interval (462.0~471.2 m) in Namwon granite area : Jacob and Lohman (1952) / Barker (1988) / Hurst-Clark-Brauer (1969) methods

5.1.3 회복 단계(recovery phase) 수리전도도

Fig. 12는 남원 화강암 시추공에서 수행된 정압주입시험 중, 회복 단계의 압력 변화 자료(blue square symbol)를 비정상류 해석법을 적용한 표준곡선(red solid line)에 매칭시킨 결과 그래프를 나타낸다. 회복 단계에서는 Dougherty and Babu(1984)법, Papadopulos-Cooper(1967)법 및 Barker(1988)법 3가지 해석에서 동일한 형태의 표준곡선과 매칭 적합도를 나타냈다(Fig. 12a). Theis(1935)법을 이용한 해석에서만 다른 형태의 표준곡선이 나타났으며, 매칭 적합도(정확도)는 앞의 3가지 해석법에 비해 다소 낮게 나타났다(Fig. 12b).

Fig. 12.

Type-curve matching of recovery phase at test interval (462.0~471.2 m) in Namwon granite area : (a) Dougherty and Babu (1984) / Barker(1988) / Papadopulos-Cooper (1967) methods, (b) Theis (1935) method

회복 단계 초기에 관찰되는 압력 변화 자료와 표준곡선의 편차 및 해석법에 따른 표준곡선 형태의 차이는, 회복 초반부에 주로 작용하는 공내저류효과로 인해 발생한다. 공내저류효과는 시추공 내부의 압축성에 관련된 현상으로써, 앞선 주입 단계에서 가압 시 공내 지하수와 물 내부에 존재하는 공기(air bubble), 그리고 고무 패커들이 주입 압력에 의해 압축하였다가, 회복 단계에서 공내부 압축으로 인해 저장(저류)되었던 압력이 압축성이 낮아짐에 따라 서서히 감소(방출)하게 된다. 결론적으로 공내저류효과로 인해, 회복 단계 초기에 압력의 회복 시간이 지연되는 현상이 나타나게 된다. Dougherty and Babu(1984)법, Papadopulos-Cooper(1967)법 및 Barker(1988)법들은 해석해 내에 공내저류효과 영향 인자를 조절 변수로 사용하여 이를 수리전도도 도출에 반영하기 때문에, Fig. 12a에 나타나는 것처럼 초반 압력 회복이 서서히 진행되는 직선 형태의 표준곡선이 만들어진다. 반면에, Theis(1935)법은 이러한 공내저류효과를 고려하지 못하고 투수성 암반균열을 통해 외부로 압력이 바로 방출된다고 해석하기 때문에, Fig. 12b의 표준곡선처럼 초반에 급격하게 수리수두가 증가하면서 압력 회복이 빠르게 발생하는 형태가 나오게 된다.

Table 3은 회복 단계에서 4가지 다른 비정상류 해석법을 이용해 도출한 수리전도도를 나타낸다. 회복 단계의 압력 자료를 Dougherty and Babu(1984)법, Papadopulos-Cooper(1967)법 및 Barker(1988)법에 적용하여 도출한 본 시험 구간의 수리전도도는 4.37×10^-10 m/s로써, 모두 일치하는 결과를 보였다. Theis(1935)법을 이용해 구한 수리전도도는 3.92×10^-10 m/s 로서 앞의 3가지 해석법과 약 10% 정도 차이를 나타냈다. 이러한 값의 차이는 앞선 표준곡선 매칭 분석 결과에서 언급한 것처럼, 수리전도도 해석에 있어서 공내저류효과의 반영 유무로 인해 발생하는 것이다. 공통적으로 가장 높은 매칭 적합도를 보이고 있는 3가지 해석법(Dougherty and Babu(1984)법/Papadopulos-Cooper(1967)법/Barker(1988)법)으로 구한 4.37×10^-10 m/s를 본 시험 구간의 회복 단계에서 도출한 대표 수리전도도 값으로 판단할 수 있다.

요약하자면 남원 화강암 심부 시추공 시험 구간(심도 462.0~471.2 m)에서 수행된 정압주입시험에서, 먼저 주입 단계의 유량 변화 자료를 활용해 5.53×10^-10 m/s의 수리전도도를 도출하였다. 주입이 중단된 후, 회복 단계의 압력(수리수두) 변화 자료를 이용해 4.37×10^-10 m/s의 수리전도도를 도출하였다. 주입 단계의 수리전도도가 회복 단계의 수리전도도에 비해 약 27% 정도 높게 나타났는데, 이는 각 시험 단계 초반에 주로 발생하는 수리적 교란(공내저류효과)의 영향을 회복 단계에서 더 크게 받기 때문으로 판단된다. 이처럼 주입과 회복 단계의 수리전도도가 약간의 편차를 보이는 결과는, 회복 단계 수리전도도의 평균값이 일반적으로 주입 단계의 수리전도도보다 1.5~2배 이내 범위에서 낮게 산출된다는 Andersson and Persson(1985)의 연구 결과와 부합한다.

결론적으로 정압주입시험의 주입과 회복 단계에서 각각 도출한 수리전도도가 1 order 차이 이내 범위에서 서로 높은 유사성을 보이는 것을 확인하였다. 주입과 회복 각 단계 내에서 여러 해석법 사이의 결과 비교를 통해서 1차적으로 수리전도도의 일치성을 확인하고, 2차적으로 주입과 회복 기간 사이에 단계별 수리전도도 비교분석을 통해, 궁극적으로 단일 특정시험 구간 내에서 획득하는 수리전도도 정보의 정확도와 신뢰도 평가 및 향상에 도움이 될 수 있다. 남원 화강암 심부 시추공 시험 구간(심도 462.0~471.2 m)은 각 단계에서 모두 높은 표준곡선 매칭 적합도와 수리전도도의 일치성을 보였고, 단계별 비교에서도 주입과 회복 사이에 수리전도도의 유사성을 나타냄으로써, 이 시험 구간 내 정압주입시험을 통해 최종적으로 산정된 수리전도도 값의 신뢰도가 매우 높은 것으로 확인되었다.

수리특성 분석결과, 이 시험 구간은 4.37×10^-10~5.53×10^-10 m/s 범위의 매우 낮은 수리전도도를 가지는 저투수성 암반 환경으로 판단된다. 처음 구간 선정 시, 암석 코어 관찰을 통해 다수의 암반 균열이 분포하는 파쇄대로 예측되었으나, 수리시험 결과 본 시험 구간에 분포하는 암반 절리들은 낮은 투수성을 가지는 동시에 외부 지하수계와 유입 및 유출이 제한적인 것으로 확인되었다. 이러한 미약한 수리연결성과 저투수성 조건은, 동일한 시험 구간에서 지화학 연구를 위한 지하수 채수를 수행했을 때 며칠 간 수집되는 물의 양이 너무 적어 결국 채수가 제대로 이뤄지지 않았던 작업 내용과도 잘 부합하는 결과이다(KIGAM, 2023).

5.2 화산암(영암) 지역 시험 결과

5.2.1 화산암 현장 측정자료 검토

Fig. 13은 영암 화산암 지역 심부 시추공에서 수행한 정압주입시험의 압력-유량 결과 자료이다. 더블 패커에 적용된 팽창압에 관한 실시간 모니터링 결과, 가압과 안정화 이후 시험 종료 시 까지 패커 팽창압은 24~26 bar 범위로 큰 변동 없이 안정적으로 유지되었다(Fig. 13a). 처음 가압 시 펌프 조절 오류로 인해 압력이 목표치보다 높게 상승하였으므로, 감압 후 다시 가압하여 시험을 수행하였고, 그 이후에는 주입 단계가 끝날 때까지 1.8 bar의 공내 측정(순주입) 압력을 유지하였다. 앞선 남원 화강암 시험의 경우와는 달리, 해당 시험 구간에서는 정압 조건이 형성되기 전에 주입 유량이 약간 불규칙하게 변동하면서 증가하는 음(-)의 스킨 효과가 일부 관찰되었다(Fig. 13b). 주입 유량은 시험이 시작된 후, 0.45 L/min까지 상승하였다가 정압 조건이 형성되면서 감소하여 0.093 L/min에서 최종 안정화되었다.

Fig. 13.

Total pressure and flow rate measured at test interval (727.4~730.6 m) in Yeongam volcanic rock area

주입 시작 후 12분이 경과했을 때, 최종 유량 안정화 상태에서 가압을 중단하면서 정압주입시험의 첫 번째 단계인 주입 단계가 종료되었다(그래프상 시간 기준 26~38분 사이). 더 이상 시추공 내부로 압력이 공급되지 않기 때문에, 이 시점부터 상승했던 공내 압력은 시간에 따라 서서히 감소하게 된다. 이 압력 회복 기간이 정압주입시험의 두 번째 단계인 회복 단계이다. 회복 단계에서의 자료 측정은 주입 단계와 비슷한 시간인 11분 동안 수행되었다.

정리해보면 화산암 시추공에서 정압주입시험은 총 23분 동안 진행되었고, 앞선 26~38분까지의 시험 기간이 주입 단계였으며 중후반부인 38~49분까지 시험 기간이 회복 단계로 구성되었다. 주입 단계에서는 시간에 따라 변하는 유량 자료가 수리전도도 도출을 위한 해석에 사용되었고, 회복 단계에서는 가압이 중단된 후에 시간에 따라 변하는 공내 압력 자료가 수리전도도 평가에 활용되었다.

5.2.2 주입 단계(injection phase) 수리전도도

Fig. 14는 영암 화산암 시추공에서 수행된 정압주입시험 중, 주입 단계의 유량 변화 자료(blue square symbol)를 비정상류 해석법을 적용한 표준곡선(red solid line)에 매칭시킨 결과 그래프를 나타낸다. 주입 초기 부분에 유량 곡선의 편차와 불규칙성이 크기 때문에, 상대적으로 균열암반의 수리특성을 온전히 반영할 수 있는 안정화된 주입 중기~후기 유량 자료 부분에 매칭 주안점을 두었다. 주입 단계에서는 Jacob and Lohman(1952)법, Barker(1988)가 제안한 GRFM법 및 Hurst-Clark-Brauer(1969)법 모두 안정화된 중반 이후 유량 곡선 자료와 표준곡선의 매칭 적합도가 매우 높게 나타났다. 그러나 Barker(1998)와 Hurst-Clark-Brauer(1969) 해석법의 표준곡선이 기울기와 형태가 거의 일치하는데 비해, Jacob and Lohman(1952)법에서 최종 매칭된 표준곡선의 기울기는 앞의 2가지 해석법보다 약간 완만한 형태를 보이는 차이를 보였다.

Fig. 14.

Type-curve matching of recovery phase at test interval (727.4~730.6 m) in Yeongam volcanic rock area : (a) Barker (1988) / Hurst-Clark-Brauer (1969) methods, (b) Jacob and Lohman (1952) method

Table 4는 주입 단계에서 3가지 다른 비정상류 해석법을 이용해 도출한 수리전도도를 나타낸다. 주입 단계의 유량 자료를 활용해 도출한 본 시험 구간의 수리전도도는 1.42×10^-8~2.02×10^-8 m/s로써, 3가지 해석에서 비슷한 범주의 결과를 보였다. 자세히 살펴보면, Barker(1998)법과 Hurst-Clark-Brauer(1969)법의 수리전도도 결과는 각각 1.42×10^-8 m/s, 1.49×10^-8 m/s로 거의 일치하였고, Jacob and Lohman(1952)해석법의 수리전도도는 2.02×10^-8 m/s로 앞의 값들에 비해 35% 정도 큰 값이 나타났다. 이처럼 해석법 간에 도출된 수리전도도가 약간의 차이를 보이는 것은, 본 시험 주입 단계 초반에 발생하는 스킨 효과의 반영 여부가 그 원인으로 판단된다. 음(-)의 스킨효과가 발생하게 되면, 주입 초기 시추공벽 인접 지역에 교란으로 인해 확장된 공간들로 시험수가 추가 주입된다. 이러한 시추공 부근 지역 내 국부적인 주입 유량 증가로 인한 일시적인 투수성 증가 현상이 균열암반 본래의 수리특성인 전체 수리전도도의 증가를 야기한다. 따라서 본 시험 구간처럼 정압 형성 과정에서 주입 유량의 불규칙한 증가와 변동이 발생하는 스킨 효과가 관찰되는 경우(Fig. 13b), 이 영향이 고려되지 있지 않은 Jacob and Lohman(1952)법에서 도출한 수리전도도 값은 실제 균열암반의 원래 수리전도도보다 크게 산정되는 과대평가(overestimation)가 발생할 수 있다.

영암 화산암 시추공 내 주입 단계에서 3가지 다른 비정상류 해석법으로 수행한 표준곡선중첩(type curve matching) 분석에서 공통적으로 높은 매칭의 적합도(정확도)를 보였으나, 시추공벽 인접 영역의 수리적 교란으로 인한 투수성 변동 영향인 스킨 효과의 반영 유무에 따라 해석법 간 도출한 수리전도도가 비슷한 범주 내에서 약간의 차이를 보이는 결과를 나타냈다. 여러 비정상류 해석법 간 결과비교를 통해, 본 시험 구간 주입 단계에서 산정된 수리전도도는 높은 신뢰도를 가지는 것으로 판단되며, 스킨 효과를 반영해 도출한 1.42×10^-8~1.49×10^-8 m/s를 본 시험 구간의 주입 단계에서 도출한 대표 수리전도도 값으로 제시할 수 있다.

5.2.3 회복 단계(recovery phase) 수리전도도

Fig. 15는 영암 화산암 시추공에서 수행된 정압주입시험 중, 회복 단계의 압력 변화 자료(blue square symbol)를 비정상류 해석법을 적용한 표준곡선(red solid line)에 매칭시킨 결과 그래프를 나타낸다. 회복 단계에서는 Dougherty and Babu(1984)법, Papadopulos-Cooper(1967)법 및 Barker(1988)법 3가지 해석에서 동일한 형태의 표준곡선과 매칭 적합도를 나타냈다(Fig. 15a). Theis(1935)법을 이용한 해석에서만 다른 형태의 표준곡선이 나타났으며, 매칭 적합도(정확도)는 앞의 3가지 해석법에 비해 낮게 나타났다. 회복 단계 초기에 관찰되는 압력 변화 자료와 표준곡선의 편차 및 해석법에 따른 표준곡선 형태의 차이는, 회복 초반부에 주로 작용하는 공내저류효과로 인해 발생한다. 이는 앞선 5.1.3장에서 기술된 남원 화강암 시추공의 회복 단계에서 나타났던 표준곡선 형태 차이 및 분석 결과와 유사하다.

Fig. 15.

Type-curve matching of recovery phase at test interval (462.0~471.2 m) in Namwon granite area :(a) Dougherty and Babu (1984) / Barker(1988) / Papadopulos-Cooper (1967) methods, (b) Theis (1935) method

Table 5는 회복 단계에서 4가지 다른 해석법을 이용해 도출한 수리전도도를 나타낸다. 회복 단계의 압력 자료를 Dougherty and Babu(1984)법, Papadopulos-Cooper(1967)법 및 Barker(1988)법에 적용하여 도출한 본 시험 구간의 수리전도도는 1.37×10^-8 m/s로써, 모두 일치하는 결과를 보였다. Theis(1935)법을 이용해 구한 수리전도도는 7.94×10^-9 m/s 로서 앞의 3가지 해석법과 약 70% 정도 값 차이를 나타냈다. 이러한 값의 차이는 앞선 표준곡선 매칭 분석 결과에서 언급한 것처럼, 수리전도도 해석에 있어서 공내저류효과의 반영 유무로 인해 발생하는 것으로 추정된다. 공통적으로 가장 높은 매칭 적합도를 보이고 있는 3가지 해석법(Dougherty and Babu(1984)법/Papadopulos-Cooper(1967)법/Barker(1988)법)으로 구한 1.37×10^-8 m/s를 본 시험 구간의 회복 단계에서 도출한 대표 수리전도도 값으로 판단할 수 있다.

결론적으로 영암 화산암 심부 시추공 시험 구간(심도 727.4~730.6 m)에서 수행된 정압주입시험에서, 먼저 주입 단계의 유량 변화 자료를 활용해 1.42×10^-8 m/s의 수리전도도를 도출하였다. 주입이 중단된 후, 회복 단계의 압력(수리수두) 변화 자료를 이용해 1.37×10^-8 m/s의 수리전도도를 도출하였다. 주입 단계와 회복 단계의 수리전도도가 4% 이내 차이를 보이며, 높은 일치성을 나타냈다. 영암 화산암 심부 시추공 시험 구간(심도 727.4~730.6 m)은 각 단계에서 모두 높은 표준곡선 매칭 적합도와 수리전도도 값의 일치성을 보였고, 단계별 비교에서도 주입과 회복 사이에 수리전도도의 일치성을 나타냄으로써, 이 시험 구간 내 정압주입시험을 통해 최종적으로 산정된 수리전도도의 신뢰도가 매우 높은 것으로 확인되었다. 수리특성 분석결과, 이 시험 구간은 1.37×10^-8~1.42×10^-8 m/s 범위의 수리전도도를 가지는 고투수성 암반 환경으로 판단된다.

5.3 결과 비교 및 요약

본 연구에서 두 개의 다른 환경 조건(지역/암반/심도/인터벌/투수성)에서 정압주입시험을 수행하였고, 하나의 시험 사이클 내에 속하지만 독립적인 시점으로 구성되어 있는 주입 단계와 회복 단계에서 각각 대표 수리물성인 수리전도도를 도출하였다. 주입 단계에서는 시간에 따라 변화하는 유량 자료를 3가지 비정상류 해석법에 적용하여 수리전도도를 구하였고, 가압이 중단되어 주입 단계가 끝난 후에 곧바로 이어진 회복 단계에서는 시간에 따라 원래 상태로 회복되는 압력(수리수두) 자료를 4가지 비정상류 해석법에 적용하여 수리전도도를 산출하였다. 주입과 회복 각 단계에서 시험 초기 수리적 교란 영향을 반영한 다양한 해석법 간 비교를 통해, 높은 표준곡선 매칭 적합도(정확도)와 더불어 도출한 수리전도도의 일치성을 확인하였다. 이로써, 1차적으로 각 시험 단계 내에서 독립적인 방식을 통해 획득한 수리전도도 정보의 신뢰도가 상당히 높은 수준으로 나타났다.

2차적으로 주입 단계와 회복 단계에서 개별 분석을 통해 도출된 단계별 수리전도도 결과를 서로 비교 평가하였다(Table 6). 먼저 저투수성 화강암 지역에서 주입과 회복 단계에서 도출한 수리전도도는 각각 5.53×10^-10 m/s, 4.37×10^-10 m/s로 서로 간 27% 정도의 값 편차를 나타냈다. 고투수성인 화산암 지역에서 주입과 회복 단계의 수리전도도는 각각 1.42×10^-8 m/s, 1.37×10^-8 m/s로 4% 이내의 값 편차를 보이며 높은 일치성을 보였다. 주입과 회복 단계에서 발생하는 약간의 수리전도도 차이는 시험 초기에 주로 발생하는 수리적 반응이자 시추공 내 압축성과 관련된 현상인 공내저류효과로 인한 것으로 판단된다. 주입 단계에서는 강제적인 가압이 처음부터 지속적으로 이어지기 때문에 이러한 공내저류효과가 초반에 빠르게 발생했다 사라지면서 전체적인 투수특성에 큰 영향을 미치지 않지만, 회복 단계에서는 가압과 같은 따로 인위적인 외부 힘이 작용하지 않기 때문에 공내저류효과로 인해 회복 단계 초기에 압력 회복이 지연되면서 결과적으로 투수특성(수리전도도) 해석에도 영향을 미치게 된다. 향후 다양한 투수성 환경과 지하수 흐름 및 수리 경계 조건에서 주입-회복 연계 시험을 통해, 두 단계에서 도출된 수리특성의 상관성에 관한 보다 명확한 규명이 가능할 것으로 판단된다.

본 연구에서는 이 같은 주입 및 회복 단계의 수리전도도 편차가 고투수성 환경(영암 화산암 지역)에서보다 저투수성 환경(남원 화강암 지역)에서 조금 더 크게 나타났다. 시험 구간의 투수성이 높은 환경 조건일 때 주입과 회복 단계 사이의 수리전도도 일치성이 더 높게 나타났으나, 전체적으로는 주입 단계와 회복 단계의 수리전도도가 같은 order 내 유사한 범위 안에서 모두 높은 일치성을 보이며 존재하는 것으로 확인되었다. 본 연구에서 수행한 주입과 회복 단계별 수리전도도 비교분석은, 각 단계에서 활용하는 자료와 해석 방식이 모두 다르게 독립적으로 진행되기 때문에, 단일 현장 수리시험을 통해 확보하게 되는 수리전도도의 타당성을 검증하는데 유용하게 활용될 수 있다.

6. 결론 및 제언

본 논문에서는 심부 균열암반의 수리특성평가 신뢰도 향상을 목적으로, 가장 대표적인 수리시험인 정압주입시험의 주입 및 회복 단계 특성과 각각 단계별 도출된 수리전도도 비교분석 연구를 수행하였다. 국내 화강암과 화산암 지역 내 위치한 심도 500 m 이하 시추공에서 자체 개발한 고성능 수리시험 장비를 활용해, 주입 단계에서 유량 변화 자료와 회복 단계에서 압력 변화 자료를 획득하였다. 현장 자료를 단계별로 나누어 다양한 비정상류 해석법에 적용해, 각 단계에서 수리전도도를 산정하였다. 독립적인 해석과정과 방식으로 획득한 주입 및 회복 단계의 각 수리전도도를 비교분석하여 검증함으로써, 정압주입시험을 통해 얻은 수리전도도 정보의 정확도와 신뢰도에 관해 평가하였다.

연구 결과, 투수성 환경 조건에 따라 약간의 편차가 발생했으나 전체적으로 주입 단계와 회복 단계의 수리전도도가 모두 높은 유사성을 보이는 것으로 확인되었다. 저투수성 환경 조건인 화강암 지역에서 주입과 회복 단계에서 도출한 수리전도도는 각각 5.53×10^-10 m/s, 4.37×10^-10 m/s로써 27% 이내 편차를 보였으며, 고투수성 환경 조건인 화산암 지역에서 주입과 회복 단계의 수리전도도는 각각 1.42×10^-8 m/s, 1.37×10^-8 m/s로 4% 이내 편차를 나타냈다. 1차적으로 주입과 회복 각 단계 내에서 여러 해석법 간 결과 비교를 수행하였고, 2차적으로 독립적인 두 단계 사이에 결과 교차검증을 통해 본 연구에서 최종적으로 산출한 수리전도도의 정확도와 신뢰도가 높은 수준으로 판단되었다.

이처럼 실제 국내 심부 균열암반 시추공에서 자체 개발 장비를 활용해 직접 현장 자료를 획득하고, 단일 수리시험 과정에서 독립적인 두 단계(주입/회복)의 수리전도도 특성을 비교분석한 본 연구 사례를 통해, 본질적으로 측정 결과의 검증 및 타당성 확보가 매우 어려운 원위치 현장시험 고유의 한계점을 보완하고, 궁극적으로 현지 수리지질특성 정보 도출의 신뢰도 향상에 기여할 수 있을 것으로 기대한다.