서 론

21세기 에너지자원 시장에서 가장 큰 화두는 셰일가스의 개발이다. 셰일가스는 전통적 천연가스와 비교하여 부존형태에서 많은 차이가 있고 개발과정에서도 새로운 기술을 필 요로 한다. 셰일은 점토 기원의 입자크기가 작은 암석으로 매우 낮은 투수성을 가지고 있다. 셰일의 낮은 투수성으로 인해 전통적인 천연가스 추출법을 통해서는 소량의 천연가스만 추출이 가능하였기 때문에 셰일가스는 최근까지도 활발하게 개발되지 못하였다. 그러나 연구자들은 셰일의 매우 낮은 투수성을 보완하기 위한 많은 연구를 수행하였고, 그 결과로 개발된 수평시추법과 수압파쇄법이 셰일가스의 생산성 향상에 가장 널리 사용되고 있다. 수평시추법은 수평방향으로 연장성이 큰 셰일층을 따라 시추를 하는 공법으로, 시추공이 지속적으로 저류층을 통과하는 장점이 있다. 수압 파쇄법은 매우 낮은 투수성을 가지는 셰일층에 인공적인 균열을 발생시켜 천연가스가 추출될 수 있는 통로를 생성하기 때문에 더욱 많은 천연가스 추출을 가능하게 한다. 그러므로 수평시추법과 수압 파쇄법은 셰일가스 개발을 위한 가장 중요한 공법이 되었으며(Perry and Lee, 2007), 이 공법들을 이용하여 1990년대부터 북아메리카 대륙을 중심으로 활발한 셰일가스 개발이 실시되고 있다.

수압파쇄법은 지질공학 분야에서 원위치응력(in-situ stress)측정에 널리 사용되어 왔다. 시추공 내부로 주입된 유체가 일정 압력에 도달하면 균열이 발생하고, 그 때의 압력과 균열의 방향을 통해 시추공에 작용하는 응력상태를 파악할 수 있다. 원위치응력 측정을 위한 수압파쇄법은 단순한 균열발생 압력과 방향만을 측정하지만, 셰일가스 개발을 위한 수 압파쇄법에서는 균열의 형태, 길이, 방향 등의 정보가 세일 가스 생산량에 직접적으로 영향을 미치기 때문에 최적의 수압파쇄법을 위한 연구는 현재까지도 지속적으로 진행되고 있다. 그러나 현장에서 실시된 수압파쇄법의 실질적인 파쇄 효과를 관찰하는 것은 매우 어렵기 때문에 미소지진(microseismicity)모니터링 등의 간접적인 방법이 파쇄효과의 검증에 사용되고 있다(Goncalves et al., 2015). 그러므로 많은 연구자들은 현장상황을 재현할 수 있는 실내규모의 수압파쇄시험을 실시하여 균열의 성장을 관찰해 왔다. 균열의 성장 방향을 관찰하기 위해 가장 널리 사용되는 방법은 시료 내 외부에서 육안으로 관찰하는 방법이 있으며(Chitrala et al., 2013; Hou et al., 2014; Xu et al., 2015), 실제 주입유체가 침투한 영역을 확인하기 위해 염료를 포함한 주입유체가 사용되기도 하였다(Ali et al., 2015; Chen et al., 2015). 균열을 관찰하는 비파괴적인 방법으로 미소파괴음(Acoustic Emission; AE)신호를 측정하여 발생위치를 추적하는 AE 위치표정 방법을 적용하거나(Stanchits et al., 2012; Zhang and Fan, 2014; Molenda et al., 2015), 산업용 CT 스캐너를 사용하여 균열의 위치를 3차원으로 분석 하기도 하였다(Bohloli and Pater, 2006; Stroisz et al., 2013; Guo et al., 2014; Ito and Nagano, 2015).

수압파쇄 거동에 영향을 미치는 주된 요인으로는 시추공에 작용하는 응력상태, 주입속도, 주입액의 점성도, 자연균열 등이 있다(Guo et al., 2014). 시추공에 수직방향으로 작용하는 두 응력의 차이는 편차응력(differential stress)으로 정의되며 수압파쇄로 발생되는 균열의 성장방향에 큰 영향을 미치게 되는데, 자연균열을 포함된 암반에서 편차응력이 작을 경우에는 수압파쇄 균열이 최대주응력 방향이 아닌 자연균열을 따라 성장하기도 한다(Guo et al., 2014; Ali et al., 2015; Xu et al., 2015).

주입액의 점성도가 1차 파쇄압력(initial breakdown pressure)에 미치는 영향에 대해서는 서로 상반된 선행연구 결과가 보고되었다. 초기연구에서는 주입액의 점성도 변화 에 따른 1차 파쇄압력은 항상 일정하며 그 차이가 없다고 보고되었으나(Ishida et al., 2004; Bohloli and Pater, 2006), 추후 다른 연구자들은 주입액의 점성도가 증가할수록 1차 파쇄압력 또한 높게 측정된다고 주장하여(Stanchits et al., 2012; Chitrala et al., 2012; Heo, 2014), 주입액의 점성도와 1차 파쇄압력과의 관계는 공통된 결론을 내지 못 하고 있다. 이렇듯 수압파쇄시험과 관련하여 많은 선행연구들이 진행되었으나, 일부 연구자들은 정확한 원위치응력을 재현하지 못한 환경에서 수압파쇄시험을 수행하였고, 각 연구에서 사용된 시료의 형상 및 물성의 차이가 존재해 수압 파쇄에 관련한 정확한 결론을 내지 못하고 있다. 그러므로 정확한 수압파쇄시험을 실시할 수 있는 장비와 수압파쇄거동을 관찰할 수 있는 방법을 통해 수압파쇄 메커니즘을 이해하는 연구가 필요하다.

이 연구에서는 수압파쇄에 영향을 미치는 여러 가지 요인 중에서 주입액의 점성도와 원위치 응력이 수압파쇄 균열 의 발달에 미치는 영향을 실내실험을 통하여 분석하였다. 수압파쇄 시험에 사용된 시료는 콘크리트 몰탈을 사용하여 제작되어 모든 시료가 일정한 물리적역학적 특성을 가지며, 원 위치 응력은 3방향의 독립적인 가압시스템을 가지고 있는 진삼축압축장치를 사용하여 지하의 암반 상태를 재현하였다. 주입액의 점성도에 따른 1차 파쇄압력의 변화는 주입액의 시간 -압력의 곡선을 통하여 연구되었으며, 원위치 응력에 따른 균열 발달의 변화는 시료에 발달한 균열에 대한 육안관찰, AE 위치표정 등을 통하여 분석되었다.

시험방법

콘크리트 몰탈 시료 및 주입액 제작

실내규모의 수압파쇄시험을 실시하기 위해 사용된 시료는 시멘트 모르타르를 사용하여 제작되었으며, 가로, 세로, 높이가 모두 200 mm인 정육면체 형상이다. 시멘트 모르타르 시료는 자연암석 시료에 비해 구조적으로 균질한 특성을 가지고 있어서 시료들의 물성이 비교적 일정하다는 장점이 있다. 제작된 시료는 30일 동안 수중양생을 통해 최대의 강도를 발휘하도록 하였다. Table 1은 실내시험으로 측정된 콘크리트 몰탈 시료들의 평균 물성들을 보여주며, 제작된 콘크리트 몰탈 시료들은 자연암석인 셰일과 비교하여 밀도와 탄성계수는 다소 낮지만 일축압축강도와 인장강도는 유사하다(Simpson et al., 2014).

수압파쇄시험에 사용된 주입액은 정제수에 CMC를 첨가하여 제작하였다. CMC란 카르복시메틸 셀룰로오스(carboxymethyl cellulose)의 약어로써 다방면에 사용되는 증점제이다. 주입액의 점성도를 변화시키며 수압파쇄시험을 실시하기 위해 총 5종류(1, 100, 200, 350, 500 cSt)의동 점성계수(kinematic viscosity)를 갖는 주입액을 제작하였다.

원위치응력 및 시추환경 재현

수압파쇄시험에 사용되는 시료에 대한 원위치응력을 재현하기 위해 에이스원테크에서 제작된 진삼축압축장치(true triaxial compressive machine)를 사용하였다. 진삼축압축장치는 x, y, z 방향으로 각각 독립적인 가압이 가능하며, 원위 치응력의 구성요소인 수직응력, 최대수평주응력, 최소수평주 응력을 모두 재현할 수 있다. 장비의 각 방향별 최대 압축 용량은 1098 kN이며, 한 변이 200 mm인 정육면체 시료를 사용하면 각 방향별로 최대 25 MPa의 응력까지 구현할 수 있다(Fig. 1a, b). 또한, 이 장비에는 시료를 가압하여 지중 응력이 재현된 상태에서 수압파쇄를 위한 소구경(12 mm)시 추공을 천공할 수 있는 천공장치가 장착되어 있다(Fig. 1c).

일반적으로 수직응력은 심도 약 1 km 이하에서 수평응력 보다 작은 값을 가지며, 측압계수로 정의되는 수직응력과 평균수평응력의 비율을 통해 그 응력상태를 표현한다(Goodman, 1989). 대부분의 지반에서 심도 1 km 이상에서 는 측압계수가 1에 수렴하는 값을 보이지만, 천부에서는 약 1~3의 범위이다(Brown and Hoek, 1978). 이 연구에서는 시료에 7 MPa의 수직응력(σ_v), 15 MPa의 최대수평주응력(σ_H)그리고 10 MPa의 최소수평주응력(σ_h)을 가압하여 지하 약 300 m의 지중응력 상태를 구현하였다(Table 2).

Fig. 1.

Photographs of (a) the triaxial compressive apparatus used in this study, (b) three hydraulic pumping systems, and (c) drill and rails.

수압파쇄시험으로 생성되는 균열은 일반적으로 단일의 인장균열이며, 성장 방향은 시추공에 수직인 평면에 작용하고 있는 응력성분 중에서 가장 큰 방향과 평행하게 성장한다고 알려져 있다(Hubbert and Willis, 1957). 시추공에 수직인 평면을 따라 작용하는 두 응력성분의 크기 차이를 편차응력 라고 하며, 균열의 성장방향 및 형태에 영향을 미치게 된다. 실제로 수압파쇄가 실시되는 현장의 원위치응력 크기는 인위적으로 조절할 수 없지만, 시추방향은 인위적으로 조절이 가능하다. 그러므로 응력조건이 수압파쇄에 미치는 영향을 분석하기 위해 동일한 크기의 원위치응력하에서 시추방향을 최대수평주응력(σ_H)과 최소수평주응력(σ_h)방향으로 구분하여 응력조건을 변화시켰다(Fig. 2). 최대수평주응력 방향으로 시추를 실시하였을 때, 시추공에 수직인 면을 따라 작용하는 응력 성분들은 각각 수직응력(σ_v, 7 MPa)과 최소 수평주응력(σ_h, 10 MPa)이며 편차응력은 3 MPa이 된다. 반면에 최소수평주응력 방향으로 시추를 실시하였을 때에는 시추공에 수직인 평면에 작용하는 응력 성분들은 각각 수직 응력(σ_v, 7 MPa)과 최대수평주응력(σ_H, 15 MPa)이며 편차응력은 8 MPa이 된다.

수압파쇄시험 및 AE 측정

Fig. 2.

Schematic diagram showing in situ principal stresses and the expected hydraulic fracturing plane. (a) Borehole drilled along the maximum horizontal stress orientation, producing a differential stress of 3 MPa. (b) Borehole drilled along the minimum horizontal stress orientation, producing a differential stress of 8 MPa.

수압파쇄시험을 위한 장치는 수압파쇄 프로브(probe), 호스, 압축실린더, 유체주입펌프, 서보컨트롤러가 장착된 압축 시험기 등으로 구성되어 있다. 주입액이 채워진 압축실린더 를 압축시험기를 통해 일정 변위가 발생하도록 가압하여 주입속도를 조절하며, 압축실린더와 직접적으로 연결된 수압 파쇄 프로브가 시추공 내부로 삽입되어 유체를 주입한다. 압축시험기는 에이스원테크에서 제작한 일축압축장비로써 최대압축하중은 196 kN으로, 서보컨트롤러가 장착되어 있어 수압파쇄시험을 위한 일정한 변위속도를 정밀하게 제어할 수 있다(Fig. 3a). 시추공 내부에 삽입되는 수압파쇄 프로브의 직경은 12 mm이며, 부식방지 및 내구성을 위해스테인 레스 재질로 제작되었다. 프로브의 삽입부 끝지점에는 유체주입을 위한 구멍이 120o 간격의 3방향으로 존재하며, 유체가 유출되는 것을 방지하기 위한 오링(O-ring)이 3열로 설치되어 있다(Fig. 3b). 수압파쇄시험에서 시료 내부에 실질적으로 수압이 작용하는 영역은 시료의 중앙에 천공되는 시추공 끝 지점으로부터 6 cm 지점까지로 설정하였다. 이를 위해 시료 표면으로부터 13 cm 깊이까지 시추하였으며, 또한 패커(packer)역할을 하는 오링은 시추공 내부 7 cm 깊이부터 0.5 cm 간격으로 3개를 위치시켜 주입액의 유출을 방지하였다(Fig. 4).

수압파쇄시험과정에서 시료내부에서 발생하는 미소파괴음은 미국 Physical Acoustic Corporation (PAC)사의 μDisp 시스템을 이용하여 측정하였다. μDisp 시스템은 시료 내부 에서 미세균열이 생성될 때 발생되는 미소파괴음(AE)을 전기적 신호로 변환하여 저장하며, 재생 및 분석이 가능한 디지털 방식의 시스템이다. μDisp 시스템은 AE 센서와 전치 증폭기, 케이블, AD 변환기, PC 본체 등으로 구성되어있다. 획득된 AE 자료분석을 위해서는 동일사의 AE win 소프트웨어를 사용하였다.

AE 이벤트(event)는 하나의 미세균열이 생성될 때 4~8개의 AE 센서에서 수집된 AE 신호로부터 계산된 미세균열의 발생정보를 의미한다. 이 연구에서는 수압파쇄 과정에서 미 세균열의 발달특성을 분석하기 위하여 AE 신호 측정 시 AE 이벤트 발생 순간의 수압을 동시에 수집/저장하였으며, AE 이벤트의 발생위치를 찾는 방법으로는 지진의 발생위치를 추적하는 방법과 동일한 도달시간차법(time difference method)를 사용하였다.

이 연구에서는 두 가지 편차응력(3 MPa, 8 MPa)과 다섯 가지의 주입액 점성도(1, 100, 200, 350, 500 cSt)조건으로 총 10회의 수압파쇄시험을 실시하였다(Table 3). 시험의 변수인 주입액의 점성도와 편차응력 조건을 제외한 다른 시험 조건들은 모든 시료에 대해서 동일하게 적용하였다.

시험결과

수압파쇄 시간⋅압력 곡선

Fig. 3.

(a) Hydraulic cylinder subjected to uniaxial compression, used to pump water into the borehole at a constant flow rate, and (b) hydraulic fracturing probe.

Fig. 4.

Schematic diagram of drilling depth and location of Orings.

Fig. 5는 1번 시료에서 측정된 시간 -압력의 관계와 누적 AE 이벤트 곡선으로 편차응력은 8 MPa이고 주입액의 점성는 1 cSt이다. 시추공에 물을 주입하면 주입 압력이 증가 하다가 약 750초 지점에서 급격하게 압력이 하강하여, 이 지점에서 시료 내부에 균열이 발생하였음을 나타내고, 이때의 압력이 1차 파쇄압력(initial breakdown pressure, Pb)이다. AE 이벤트는 1차파쇄압력에 도달할 때까지 거의 발생하지 않다가, 주입 압력이 1차 파쇄압력에 도달하는 순간에 대부분의 AE 이벤트가 발생하였다.

Fig. 5.

Time-pressure and cumulative AE event curves.

Hubbert and Willis (1957)는 수압파쇄에 의해 균열이 생성되는 순간을 해석하기 위한 탄성모델을 발표하였으며, 1차 파쇄압력은 식 (1)과 같다.

  (1)

여기서 σ_max, σ_min은 각각 시추공에 수직한 방향으로 작용하는 최대 주응력과 최소 주응력, P_p는 공극수압, T는 암석의 인장강도이며, 균열은 σ_max에 평행한 방향으로 발생한다. 탄성모델은 점성도를 고려하지 않고 응력조건만을 사용하기 때문에 동일한 응력조건에서는 항상 일정한 1차 파쇄압력이 계산된다.

수압파쇄 시간⋅압력 곡선에서 측정된 1차 파쇄압력은 점성도에 따라 지수의 형태로 증가하였다(Table 3, Fig. 6). 1차 파쇄압력은 약 100 cSt 이하에서는 점성도 변화에 따라 큰 폭으로 증가하다가, 100 cSt 이상에서는 증가속도가 현저하게 감소하고, 이후 약 350 cSt 이상에서는 주입액의 점성도가 증가하여도 1차 파쇄압력이 거의 증가하지 않았다. 위의 결과에 따라 점성도 증가에 따른 1차 파쇄압력은 급격하게 증가하는 구간(100 cSt 이하), 완만하게 증가하는 구간(100~350 cSt)그리고 거의 증가하지 않는 구간(350 cSt 이상)으로 구분할 수 있으나, 이 연구에서 사용한 CMC를 혼합한 유체에 대해서만 적용할 수 있을 것으로 생각되며 다른 증점제를 혼합한 주입액에 대해서는 추가적인 연구가 필요할 것으로 판단된다. 이 연구에서 적용된 원위치 응력 조건에서 이론적으로 계산된 1차 파쇄압력은 편차응력이 8 MPa일 때에는 10.73 MPa이고 편차응력이 3 MPa일 때에는 15.73 MPa이다. 그러나 주입액의 점성도가 500 cSt 일 때에 는 편차응력이 8 MPa 인 시료의 1차 파쇄압력은 약 26 MPa인 반면에, 3 MPa인 시료에서는 22 MPa로 4 MPa가 낮다. 그러나 두 시료 모두에서 이론적인 1차 파쇄압력과 차이는 약 10 MPa로 거의 일정하여 편차응력 차이에 의한 1차 파쇄압력의 변화는 없을 것으로 판단된다.

Fig. 6.

Relationship between initial breakdown pressures and fluid viscosities at differential stress of (a) 8 MPa and (b) 3 MPa.

주입액의 점성도에 따른 1차 파쇄압력의 변화를 분석하기 위하여 균열이 최초로 생성되는 순간에 주입액이 균열에 침투되는 정도를 예측하여 모식도로 나타내었다(Fig. 7). 점성도가 높은 유체가 균열내로 침투하기 위해서는 균열의 폭이 비교적 커야하는 반면에, 점성도가 낮은 유체는 균열의 폭이 비교적 작더라도 충분히 침투가 가능하다. 수압 파쇄시험 과정에서 시추공 벽면에 균열이 최초로 발생할 때의 균열 폭은 매우 작지만, 점성도가 낮은 주입액은 침투가 가능할 것이고 균열 내부로 침투한 유체는 균열벽면에 인장응력 을 작용하여 균열을 빠르게 성장시킬 것이다. 그러나 점성도가 높은 주입액은 균열의 폭이 비교적 커질 때까지 균열 내로 침투할 수 없을 것이다(Ishida et al., 1997; Zobak and Pollard, 1978). 선행 연구에서도 주입액의 점성도를 변화시키며 수압파쇄시험을 실시한 결과 점성도가 높을 때보다 폭이 넓은 균열이 발생하는 것으로 확인되었다(Stanchits et al., 2012). 위의 사실은 수압파쇄시험에서 점성도가 높은 주입액을 사용할 경우에는 균열의 폭이 충분히 넓어질 때까지 유체가 균열 내로 침투할 수가 없고, 이에 따라 균열은 더 높은 압력에서 생성된다는 것을 의미한다. 따라서 수압 파쇄를 통한 원위치응력 측정에서는 점성도가 1 cSt인 물과 유사한 주입액을 사용하는 것이 가장 적절하며, 점성도가 증가할수록 잘못된 원위치응력을 측정할 가능성이 높을 것임 을 지시한다.

주입액의 점성도에 따른 유체의 주입특성

Fig. 7.

Schematic diagram showing the initial hydraulic fractures and fluids that infiltrate the fracture plane.

주입액의 점성도에 따라 1차 파쇄압력에 도달할 때까지의 유체의 주입특성을 파악하기 위하여 동일한 편차응력 조건에서 실시된 시험결과들을 시간⋅압력 곡선 형태로 Fig. 8과 같이 하나의 그래프에 나타내었다. 모든 시험에서 주입 압력이 초기에는 지수형태의 곡선으로 천천히 증가하지만, 일정 시간 이후에는 직선에 가까운 형태로 증가하였다. 점성도가 100 cSt 이상인 주입액을 사용한 시험에서는 약 100초를 전후로 주입 압력이 급격하게 증가하고, 600초 이전에 1차 파쇄압력에 도달하였다. 그러나 점성도가 1 cSt인 시험에서는 가장 느린 속도로 주입압력이 증가하는 경향을 보였으며, 약 600초가 지난 후에야 본격적으로 주입 압력이 증가하였다. 투수계수(permeability, K)는 암석 혹은 토양시료에서 유체가 투과되는 정도를 나타내며, 식 (2)와 같이 정의 된다.

  (2)

여기서 k는 고유 투수계수(intrinsic permeability)로 암석 혹은 토양시료가 갖는 고유한 특성이며, γ와 μ는 각각 시료의 단위중량(volumetric weight)과 유체의 동점성도(dynamic viscosity)이다. 만약 고유 투수계수와 단위중량이 동일하다면, 시료의 투수계수는 유체의 점성도에 반비례한다. 이 연구에서 사용된 시료는 동일한 과정을 통해 제작되었으므로 고유투수계수와 단위중량은 동일한 것으로 가정할 수 있다.

그러므로 점성도가 1 cSt인 유체가 흐를 때 이 시료의 투수 계수는 100 cSt인 유체가 흐를 때에 비하여 100배 높다. 점성도가 1 cSt인 주입액을 사용하면 높은 투수계수로 인하여 주입된 유체의 많은 부분이 시료 내부의 공극을 통하여 지속적인 유출되므로, 시추공내의 압력은 서서히 축적되어 점성도가 높은 주입액을 사용할 때보다 더 많은 시간이 지난 후에 압력이 증가한다. 그러나 점성도가 100 cSt 이상일 때 에는 이미 투수계수가 상당히 낮아서 점성도가 증가하여도 압력이 증가하는 시간에는 큰 차이를 보이지 않는다.

육안관찰을 통한 균열형태 분석

Fig. 8.

Time-pressure curves obtained from hydraulic fracturing tests with differential stresses of 8 MPa (a) and 3 MPa (b).

수압파쇄시험 완료 후, 시료의 외부 표면을 육안으로 관찰하여 균열의 성장 형태를 분석하였다(Fig. 9, Fig. 10). Hubbert and Willis(1957)가 제안한 탄성모델에 의하면 시추공과 직각인 면에서 발달하는 균열은 시추공의 중심을 지나는 최대 주응력 방향선과 시추공벽이 만나는 지점(Fig. 9a 및 10a의 A와 A’지점)에서 성장하기 시작하여, 최대 주응력 방향을 따라서 발달하여야 한다. 그러나 이 연구에서 수압 파쇄시험을 통해 생성된 균열들은 편차응력의 크기에 따라 탄성모델과 일치하거나 또는 차이가 났다.

Fig. 9.

Patterns of fracture propagation in the vertical plane (a), and in the plane parallel to the borehole (b). The measured differential stress was 3 MPa; eight samples were tested.

Fig. 10.

Patterns of fracture propagation in the vertical plane (a), and in the plane parallel to the borehole (b). The measured differential stress was 8 MPa; seven samples were tested.

편차응력이 3 MPa인 응력상태에서 균열은 A 지점에서 발생하지 않았고, 균열 발달이 시작된 이 후에도 시추공벽 인근에서는 최대 주응력과 방향에 경사지게 발달하다가, 균열이 계속 성장함에 따라 균열의 방향은 최대 주응력 방향과 일치하였다. A’지점에서 발달하기 시작한 균열 또한 초기의 시추공벽 인근에서는 최대 주응력 방향과 차이를 보이지만 균열이 계속 성장함에 따라 최대 주응력 방향과 일치하였다(Fig. 9a). 또한 이 시료에서는 시추공벽과 상당히 떨어진 지점에서 최대 주응력과 약간의 경사를 이루는 다른 균열이 발달하여 탄성모델과 상이한 결과를 보여준다(Fig. 9b). 시추공벽에서 성장하지 않은 균열은 시료 내부로 침투한 주입 액에 의하여 생성된 것으로 판단된다. 시추공과 평행한 벽면의 균열 또한 중간부분에서 최대 주응력 방향과 경사진 형태를 보여 3MPa 정도의 편차응력에서는 응력장이 균열의 방향을 완전하게 제어하지 못할 수도 있음을 지시한다.

그러나 편차응력이 8MPa인 응력상태에서 실시한 시험에서는 다른 결과를 보여주었다. 시료 표면에서 관찰된 균열은 최대 주응력 방향으로 일직선의 형태로 성장하였으며, 균열 의 성장 과정에서 다중균열을 발생하지 않았고, 단일 면의 균열만이 관찰되었다(Fig. 10). 선행 연구들에서도 자연균열을 포함한 수압파쇄 시험에서 편차응력의 크기가 작을 경우에 수압파쇄균열은 최대수평주응력 방향으로 성장하지 않고 자연균열을 따라 성장하는 경우가 많았고 비교적 편차응력의 크기가 클 경우에는 최대수평주응력 방향으로 균열이 성 장함을 보고하였다(Guo et al., 2014; Ali et al., 2015; Xu et al., 2015). 이 연구에서도 동일한 결과를 나타내고 있으며, 편차응력의 크기는 수압파쇄에 의하여 균열이 성장 하는 과정에서 그 방향뿐만 아니라 형태에도 영향을 미쳐서 낮은 편차응력 조건에서는 보다 복잡한 균열이 발생하였다.

CT 스캐너를 통한 균열형태 분석

수압파쇄시험을 실시한 시료를 대상으로 X-ray CT 스캐너를 사용하여 시료 내부에 발생한 균열의 형태를 분석하였다. CT 스캐너를 사용하면 시료를 파괴하지 않고 균열을 관찰할 수 있다. Fig. 11은 균열의 크기가 가장 큰 7번 시료의 실제 균열면을 육안으로 관찰한 결과와 CT 스캐너 분석 결과를 비교하여 보여준다. 시추공을 중심으로 균열이 성장 한 형상은 두 방법에서 모두 동일하나, 일부 구간의 경우에 육안으로 확인된 균열면이 CT 스캐너를 통해서는 관찰되지 않았다. 이러한 현상은 시료의 크기로 인해 엑스레이 전파가 시료내부로 침투하는 과정에서 감쇠가 발생하고 해상도 가하락하였기 때문으로 판단된다. 따라서 CT 스캐너는 시 료를 파괴하지 않고 균열의 위치를 파악하는 유용한 방법이 지만, CT 스캐너의 해상도보다 폭이 작은 균열은 관찰하지 못하는 단점이 확인되었다.

AE 분석을 이용한 수압파쇄 균열성장 분석

Fig. 11.

Fracture surface of sample 7 observed by the naked eye (a), and by CT scanner (b).

수압파쇄 시험과정에서 수집된 AE 자료는 수압파쇄에 의해 시료 내부에서 발생되는 균열의 발생 시간 및 위치, 발생 당시의 수압 등의 정보를 포함하고 있어 균열발달 과정의 분석에 유용하다(Molenda et al., 2015). AE 자료를 이용하여 균열이 성장하는 과정을 효과적으로 관찰하기 위해 수압파쇄 시험 과정을 세 구간으로 구분하였다. 첫 번째 구간은 시험 시작부터 균열개시압력(initiation pressure, Pi)까 지로, 균열개시압력이란 AE 신호가 발생하기 시작할 때의 압력이다(Fig. 12). 두 번째 구간은 균열개시압력부터 1차 파쇄압력까지이며, 세 번째 구간은 1차 파쇄압력에서 5초가지 난 시점까지이다(Fig. 12).

Fig. 12.

Time-pressure and cumulative AE event curves for sample 7, with each stage indicated.

Fig. 13과 Fig. 14는 수압파쇄시험 과정에서 발생한 미세 균열들의 발달 특성을 파악하기 위하여 7번과 8번 시료에 서 측정된 AE 이벤트들의 발생위치를 밀도도(density map)으로 나타낸 것이다. Fig. 13과 Fig. 14의(a), (b) 그리고 (c)는 각 구간별 누적 AE 이벤트 나타낸 것이고(d)는 시험 전 구간에서 발생된 AE 이벤트 모두 표시한 것이다. 균열 개시응력 전까지인 첫 번째 구간에서는 매우적은 AE 이벤트만이 발생하였으며, 1차 파쇄압력 전까지인 두 번째 구간 에서는 시추공 주변을 중심으로 AE 이벤트들이 다소 발생 하였다. 1차 파쇄압력 이후 구간이 세 번째 구간에서는 이 전 구간들에 비해 확연히 많은 AE 이벤트들이 발생하였고 AE 이벤트들의 밀집구간이 시추공을 중심으로 z축 방향으로 더 넓게 확장하는 양상을 보인다. 이러한 경향은 1차 파쇄압력 이전에는 시추공에 근접한 구간에서 미세균열이 조 금씩 증가하다가 1차 파쇄압력 직후부터 주 균열방향으로 매우 많은 균열들이 발생한다는 것을 보여준다. 7번과 8번 시료도 모두 시추공으로부터 z축 방향으로 균열이 성장하는 양상은 동일하나 세밀한 형태에서는 다소 차이를 보이고 있다. 편차응력이 3MPa 인 8번 시료는 AE 이벤트 밀도도에 서밀집지역이 시추공에서 멀어질수록 약간 굴절되어 균열 성장 방향이 다소 바뀌는 경향을 보이고 있다(Fig. 13). 그러나 편차응력이 8MPa인 7번 시료는 8번 시료에 비해 시 추공에서 멀리 떨러진 구간에서도 비교적 직선의 형태로 균열이 성장하였다(Fig. 14). 이러한 편차응력에 크기에 따른 균열발달 특성의 차이는 육안관찰 결과와도 잘 일치하고 있다(Fig. 9, Fig. 10). 그러나 AE 분석에서는 작은 편차응력 조건의 시험에 균열이 굴절되는 현상은 개략적으로 관찰할 수 있었으나 실제 발생된 다중균열 형태는 파악하지 못하였다. 이는 AE 측정 및 자료처리 정밀도가 충분하지 못하기 때문이며, 이러한 단점을 극복하기 위해서는 보다 많은 AE 센서와 좀 더 보완된 AE 이벤트 위치추적 알고리즘이 적용 되어야 할 것으로 판단된다.

Fig. 13.

Two orthogonal projections of cumulative AE events and a density map of sample 8 at the initiation pressure (P_i) (a), before the initial breakdown pressure (P_b) (b), before the initial breakdown pressure (P_b) + 5 s (c), and after the experiment (d).

Fig. 14.

Two orthogonal projections of cumulative AE events and a density map of sample 7 at initiation pressure (P_i) (a), before initial breakdown pressure (P_b) (b), before initial breakdown pressure (P_b) + 5 s (c), and after the experiment (d).

고찰 및 결론

이 연구에서는 주입액의 점성도 변화와 지중응력의 편차에 따른 수압파쇄 특성 및 균열발달 과정을 관찰하고자, 지중응력이 재현된 환경에서 실험실규모의 수압파쇄시험을 실시하였다. 주입액은 5가지 종류의 점성도(1, 100, 200, 350, 500 cSt)를 사용하였으며, 편차응력 차이에 따른 수압파쇄 균 열양상을 관찰하기 위해 최대수평주응력과 최소수평주응력 이 작용하는 방향으로 각각 시추를 실시하여 주입액의 점성도와 편차응력의 크기를 달리하는 총 10회의 수압파쇄시험 을 실시하였다.

수압파쇄 시험에서 1차 파쇄압력(Pb)은 주입액의 점성도가 클수록 증가하는 비선형적으로 증가하는 경향을 보였다. 주입액의 점성도별 1차 파쇄압력은 100 cSt 이하의 점성도 에서는 증가폭이 크지만 100~350 cSt 범위의 점성도에서는 증가 폭이 줄어들고 350 cSt 이상의 점성도에서는 1차 파쇄 압력이 거의 증가하지 않는 지수형태의 변화를 보였다. 이는 수압파쇄에 의해 발생되는 초기 소규모 균열에서 주입액의 점성도에 따라 균열 내부로 침투하는 정도의 차이가 존재하고 이로 인한 균열 성장속도의 차이가 1차 파쇄압력에 영향을 미친 것으로 판단된다. 전반적으로 점성도가 1 cSt인 주입액을 사용한 시험에서 측정된 1차 파쇄압력이 이론적으로 계산된 값과 유사하였으나 점성도가 클 경우에는 이론 적으로 계산된 값보다 최대 1.7배까지 크게 측정되었다. 이러한 결과는 정확한 원위치응력 측정을 위해선 점성도가 1 cSt 인 물과 유사한 주입액을 사용하는 것이 가장 적절하며, 점성도가 증가할수록 잘못된 원위치응력을 측정할 가능성이 높아진다는 것을 보여준다. 또한 수압파쇄시험에서 유체의 주입속도(1 ml/min)가 같더라도 주입액의 점성도에 따라 수압파쇄 시간 -압력 곡선의 형태에서도 차이를 보였다. 점성도가 1 cSt인 일반적인 물을 주입액으로 사용한 시험에서는 주입압력이 천천히 증가하는 경향으로 보였다. 반면에 CMC를 첨가하여 점성도를 100~500 cSt까지 증가시킨 주입액을 사용한 시험에서는 상대적으로 빠른 속도로 주입압력이 증가하였다. 그러나 100 cSt 이상의 점성도에서는 점성도가 증가하더라도 주입압력 증가 속도는 의미 있는 차이를 보이지 않았다. 이는 낮은 점성도의 주입액은 시험과정에서 시료 내 부로 보다 많이 침투되어 주입의 증가가 둔화되지만 점성도가 큰 경우에는 주입액이 시료 내부로 침투되는 과정이 없어 상대적으로 주입압력이 빠르게 증가되기 때문인 것으로 판단된다.

수압파쇄시험에서 편차응력의 크기는 균열 형태에 영향을 미치는 것으로 관찰되었다. 편차응력이 8 MPa일 때의 시험 에서는 최대주응력 방향과 거의 유사한 방향으로 단일면상 의 균열이 발생을 하였다. 그러나 편차응력이 3 MPa일 때 의 시험에서는 균열이 최대주응력 방향에서 상당한 차이를 보이며 성장하다가 다시 최대주응력 방향으로 바뀌는 현상 이 관찰되었으며, 그 과정에서 하나의 균열이 아닌 다중균 열로 성장하는 경향도 관찰되었다. AE 측정을 통한 미세균열 발달특성 분석에서도 편차응력이 큰 시험에서는 AE 이 벤트의 밀집 구간이 최대주응력 방향과 일치하고 직선형으로 분포하였으나, 편차응력이 작은 시험에서는 AE 이벤트 발생위치가 직선형으로 나타나지 않고 균열 성장 방향이 바뀌는 경향을 보였다. 셰일가스 개발을 위한 수압파쇄시험 시 파쇄효과는 보다 광범위한 지역에 균열을 발생 시키는 것이 유리하다. AE 이벤트는 암반 내에서 균열이 발생되는 지점을 나타내기 때문에, AE 이벤트가 보다 넓은 형태로 분포 할 때 높은 파쇄효과를 기대할 수 있다. 현장에서 수압파쇄에 의해 자극받은 영역의 부피(Stimulated Reservior Volume; SRV)는 수압파쇄효과를 판별하는 유용한 자료가 되며, 보다 높은 SRV 는 셰일가스 생산성의 증대로 이어진다(Cipolla et al, 2010). 편차응력이 작은 시험에서의 AE 이벤트는 편차응력이 큰 시험의 경우보다 광범위하게 분포하고 있으며 시료 전반에 걸쳐 균열이 발생하였다. 그러므로 편차응력이 작은 방향으로 시추를 실시할 때 높은 SRV를 얻을 수 있고, 셰일가스의 생산성이 향상될 것으로 판단된다.