1. 서 론
해상에서 자켓 구조물 설치시 구조물의 기초로 활용되는 RCD 말뚝은 시공중 공벽붕괴 위험성을 내포하고 있다. 일반적인 경우 이러한 위험성 감소를 위해 그라우팅으로 지반을 보강하여 시공을 하거나 붕괴된 부분부터 다시 굴착하는 방법을 사용하고 있다. 하지만 이러한 방법은 공사 기간과 비용을 증가시켜 전체 공정에 문제가 발생하게 된다. 이러한 문제를 해결하고자 일부 현장에서는 안정액(Drilling Fluid)을 사용하여 공벽붕괴를 방지한다. 대표적으로 쓰이는 안정액에는 벤토나이트가 있다. 하지만 해상시공의 경우, 현장여건상 벤토나이트를 사용할 시 배합수를 해수로 사용하는데 이러한 경우 염분에 의해 열화반응이 발생하여 CMC(Critical Micelle Concentration)나 폴리머와 같은 증점효과를 높일 수 있는 첨가제를 넣거나 중정석 같이 비중을 증가시키는 재료를 첨가하여 안정액 성능을 향상시켜 공벽붕괴를 방지한다.
본 연구와 관련되어 선행된 연구로는 인천 LNG 현장의 지중 연속벽체에 적용되는 안정액의 최적 배합비를 연구한 Kwon et al.(1999)의 연구를 들 수 있으며 Han et al.(2014)은 해저 지반에 굴착용 안정액의 공학적 특성에 대한 연구를 수행하였다. 한편, Hong et al.(2006)은 지중연속벽 시공을 위한 트렌치 굴착시 지반변형에 관한 모형실험을 수행하여 트렌치 굴착면 내 안정액의 수위저하에 따른 굴착면 및 굴착 배면 지반의 변형 거동을 고찰하였다. Yoo et al.(2015)은 모형 토조를 이용하여 안정액의 배합설계에 따른 굴착 시 공벽유지 효과를 분석하였고 Fritze et al.(2002)은 슬러리 쉴드 TBM 터널 시공시 투수성이 높은 지반에서 벤토나이트 안정액의 배합에 관한 연구를 수행하였다. Lal(1999)은 셰일로 이루어진 지반에서 안정액과 셰일의 전단강도의 상호작용에 대한 연구를 수행하였으며 시추시 안정성 확보방안에 대한 내용을 제시하였다.
앞서 수행된 연구들은 이처럼 육상에서 사용되는 안정액에 대한 실험적 연구를 수행하였지만 해상과 같은 특수한 상황에 사용되는 안정액의 공벽유지 효과에 및 배합비에 대한 연구가 매우 미진한 실정이다. 따라서 본 연구에서는 해수를 사용하여 해상조건을 모사하였으며 배합비에 따른 공벽 붕괴 방지효과에 대한 실험적 연구를 수행하였다.
2. 모형 실험
2.1 모형실험 장치 구성
2.1.1 모형토조 및 실험 장치
모형실험에서는(길이 0.64m, 높이 0.64m, 폭 0.30m) 아크릴로 제작된 토조를 사용하였다(Fig. 1). 실제 시공과정은 3차원 조건이나 본 실험에서 사용한 토조는 2차원 평면변형률 상태를 구현하는 것으로서 실제 시공조건을 단순화 하여 실험 결과 또한 이에 따른 제한사항이 있다고 할 수 있다.
해상 시추 시에는 해저지반이 상부 해수로 인해 큰 수압을 받는다는 점에 착안하여 토조 상판을 설치하여 밀폐할 수 있는 구조로 제작하고 주입구를 통해 공압을 작용시키는 방법으로 해저지반 수압작용을 모사하였다. 이 때 토조가 모형지반에 의한 토압과 작용 공압 작용 시 배부름 현상이 발생하지 않도록 두께 20mm의 아크릴을 이용하여 제작하였다.
해상시추에 대한 실험에서 안정액 주입에 대한 모델링은 필수적이다. 따라서 본 연구에서는 시추공 내부로 안정액을 주입할 수 있도록 상판에 안정액 주입구를 설치하고 주입펌프를 이용하여 안정액을 자동적으로 주입할 수 있도록 하였다.
실험과정에서 지반 시추과정은 단순화하여 시추공 내부에 철제 봉을 설치하고 시추공의 수직도 및 시추 속도를 조절하기 위해 제작된 기어 형태의 스크류 레버를 이용하여 자동으로 하강시키는 방법을 적용하였다(Fig. 2).
한편, 모형지반을 포화시키는 과정에서 배수를 원활하게하기 위해 Fig. 2(a)와 같이 두 개소에 배수구를 설치하였으며 여기에 흙과 해수의 유입을 최소화하기 위해 높이 5cm 직경 10cm의 철제 파이프를 설치하였다. 굴착 깊이는 48cm이며 굴착 전에 2cm 높이의 물을 채워 총 50cm길이에 대해서 굴착을 수행하였다.
2.1.2 조성 지반 특성 및 재료
모형지반으로는 화강풍화토 및 모래(주문진 표준사)를 고려 하여 지반종류에 따른 다양한 배합비를 갖는 안정액의 공벽 붕괴 방지 성능을 검토하였다. 특히 화강풍화토는 모래와의 차별화를 위해 #200체 통과 세립분을 20%까지 인위적으로 증가시켜 사용하였다. Fig. 3은 화강풍화토와 모래에 대한 입도분포 곡선을 보여주고 있다. 흙은 통일분류법(USCS)에 근거하여 분류한 결과, 화강풍화토와 모래 지반은 각각 SM과 SP로 분류되었다. Table 1은 입도분포 특성 지수를 보여주고 있으며 모형지반 조성 시 해상 시추에 불리한 지반조건을 모사하기 위해 느슨한 상태(상대밀도 35%)로 조성하였다. 모래지반의 경우 실험 전 강사기법(Sand Rainer Method)에 근거하여 상대밀도 35%에 대한 강사높이를 산정하고 이를 적용하여 느슨한 상태(상대밀도 35%)를 확보되도록 조성하였다. 화강풍화토의 경우 A 다짐방법을 토대로 다짐도 70%가 확보되도록 하였다. Fig. 4은 화강풍화토와 모래에 대해 모형지반과 동일한 상태로 조성된 시편에 대한 삼축압축 시험결과(파괴 포락선)를 보여주고 있다. 화강풍화토의 경우 점착력 19.70kPa, 내부마찰각 20°이며 모래의 경우 내부마찰각 30°인 것으로 확인되었다.Table 2는 포화된 모형지반의 전단강도 정수와 투수계수를 정리하고 있으며 투수계수의 경우 0.0097~0.041cm/sec의 범위를 나타냈다.
본 연구에서는 벤토나이트에 폴리머, 유동제 및 CMC 등을 첨가하여 안정액을 제조하였다. Table 3은 벤토나이트, 폴리머, 유동제 및 CMC의 특성을 정리․요약하고 있다.
2.2 실험 방법
본 모형실험에서는 실험과정에서 해상시추 환경을 충실히 구현할 수 있도록 실험방법을 수립하였다. 모형실험은 [지반조성(포화포함)] ⇒ [공압을 통한 해수압 조건 구현] ⇒ [시추 및 안정액 투입]으로 이루어지는 일련의 과정을 포함하였으며 Fig. 5과 같이 6cm 마다 1단계굴착으로 하여 실험을 수행하였다. 지반 조성 시에는 모래지반의 경우 강사를 이용하고 화강풍화토 지반의 경우에는 정적 다짐 방법을 통해 모형지반을 조성하였다. 토조에 모형지반을 조성한 후에는 토조에 인공해수를 지속적으로 유입시키고 토조 하부에 설치된 배수구릍 통해 자연 배수되도록 하여 포화지반을 구현하였다. 이후 배수구를 폐쇄하고 해저면 상부에 수심을 5cm 유지한 상태에서 상판 덮개 조립 후 시추공 내부 및 해수면에 50kPa의 공압을 작용시켜 일정 수두 하에서의 시추조건을 모사하였다. 이때 작용 공압 50kPa는 토조가 저항할 수 있는 최대압력을 고려하여 설정하였다.
아울러 해수는 Table 4에 제시된 일반적인 해수 성분을 고려하여 실제 해수 성분에 근접하도록 인공 해수를 제조하여 실험에 활용하였다. 인공해수 제조 시 청수 1L 당 35‰의 해수염을 첨가하여 하루 정도 교반 시킨 후 Mud balance를 이용하여 인공 해수의 비중 1.025 확보 여부를 확인 후 실험에 사용하였다.
2.3 안정액 배합비 선정
모형실험에서는 화강풍화토 및 모래지반을 대상으로 안정액 배합을 고려하였다. 이 때, 해상시추에서는 안정액의 비중을 1.05정도로 유지한다는 점에 착안하고 벤토나이트 및 내염성점토의 혼입률에 따른 비중 변화 경향을 고려하여 벤토나이트와 내염성점토의 혼입률을 8%로 고정하였으며 아울러 점성 요구조건을 고려하여 폴리머의 혼입률은 최대 0.4%로 제한하였다. 따라서 각 지반종류별로 (1) 벤토나이트 안정액, (2) 내염성점토 안정액, (3) 벤토나이트+폴리머 안정액, (4) 내염성점토 + 폴리머 안정액 (5) 내염성점토+폴리머+유동제 안정액, (6) 내염성점토+CMC 안정액 여섯 가지 배합의 안정액에 대한 실험을 수행하였다(Table 5 참조). 이러한 배합비는 일본품질기준(JBAS 1977)과 미국 API(American Petrolium Institute) 기준(API 2010)을 참조하여 산정된 최적 배합비 관련 연구결과(Kwon et al., 1999; Yoo and Choi, 2014)를 참조하여 설정하였다. 한편, 안정액의 성능은 안정액 투입량과 굴착 깊이 두 가지를 종합적으로 분석하여 평가하였다.
3. 결과 분석 및 고찰
3.1 단일안정액의 공벽유지 효과
Table 6은 벤토나이트와 내염성점토에 대한 실험결과를 나타낸 것이다. 내염성점토 단일 안정액의 경우 안정액으로서의 기능이 충분히 확보되지 않아 해수로 인해 열화된 벤토나이트와 안정액 성능에 있어 크게 차이가 없는 것으로 검토되었다. 따라서 벤토나이트만으로 제조된 단일 안정액을 해상 시추에 적용할 경우 굳이 벤토나이트를 고가의 내염성점토로 대체할 필요가 없는 것으로 판단된다.
3.2 폴리머 혼합 안정액의 공벽유지 효과
벤토나이트와 내염성점토가 혼입률 8%의 단일안정액으로 사용될 경우 굴착단계별 투입량이나 최대시추깊이 등의 성능지표에 있어 별다른 차이를 보이지 않아 해상 시추환경에서 내염성점토의 벤토나이트 대체 효과는 미미한 것으로 검토되었다. 이에 벤토나이트 혹은 내염성점토에 폴리머를 첨가한 혼합안정액을 이용하여 해상시추 환경에서 내염성점토의 벤토나이트 대체 효과를 검토하였다.
Table 7에서는 지반조건별로 폴리머가 0.2% 혼입된 두 혼합안정액(벤토나이트 vs. 내염성점토)의 성능지표를 제시하고 있다. 정리된 바와 같이 화강풍화토 및 모래지반의 굴착단계별 안정액 투입량에 있어서는 큰 차이가 없으나 최대 시추 깊이는 내염성점토 혼합안정액 사용 시 벤토나이트 혼합안정액 사용 시 대비 10~20%정도 증가하는 것으로 나타났다. Fig. 6에서 모래지반의 시추 조건에서 동일한 폴리머 혼입류(0.2%)를 갖는 벤토나이트 혼합안정액(B8P0.2)과 내염성점토 혼합안정액(A8P0.2)에 대한 최종시추 단계를 보여주고 있는데, 보이는 바와 같이 벤토나이트 혼합안정액은 시추깊이가 29cm에 달할 때 시추공 붕괴가 발생하였으나 내염성 점토의 경우 최대 50cm 깊이까지 붕괴 없이 시추가 가능한 것으로 검토되어 내염성점토 혼합 안정액이 해상 시추 환경에서는 우수한 공벽유지 효과를 발휘하는 것으로 검토되었다.
지반조건별로 실험결과를 종합한 혼합안정액의 폴리머 혼입률에 따른 성능지표가 Table 8와 Table 9에 정리․요약되어 있다. 벤토나이트 및 내염성점토 혼합안정액의 폴리머 혼입률에 따른 성능지표 변화 경향 측면에서 전반적으로 굴착단계별 안정액 투입량에서는 큰 변화가 없으나 최대 굴착깊이는 폴리머 혼입률이 증가함에 따라 증가하다 0.2% 이상에서는 큰 차이를 보이지 않는 것으로 나타났다. 이러한 경향은 시추조건별 임계 폴리머 혼입률이 존재하는 것을 의미하며 본 연구에서 고려한 내염성점토 8% 혼합안정액에 대한 화강풍화토 및 모래지반의 최적 폴리머 혼입률은 0.2%로 검토되었다. 또한 0.2%이상의 폴리머가 투입될 경우에는 Fig. 7에서와 같이 재료분리 현상이 발생하여 젤(gel)화된 덩어리가 아래로 침전되고 분리수가 형성되는 경향이 관찰되었다. 이러한 현상은 현장에서 안정액 순환에 있어 문제가 발생할 수 있는 것으로 판단된다.
Table8. Effect of polymer on performance of Attapulgite based drilling fluid-Decomposed granitic soil |
위에 제시된 결과를 요약하면 결국 해상 시추환경에서 폴리머가 혼입된 혼압안정액의 경우에 내염성점토 혼합안정액이 벤토나이트 혼합안정액 보다 우수한 공벽붕괴 방지 성능을 가짐을 의미하는 것으로서 단일안정액의 경우에서는 관찰되지 못한 경향이라고 할 수 있다. 이러한 경향에 대해서는 보다 구체적인 연구가 필요하다. 벤토나이트와 폴리머 혼합시 해수의 염분으로 인한 열화반응이 단일안정액의 경우보다 저항성이 크기 때문으로 판단된다.
3.3 유동제 혼합 안정액의 공벽유지 효과
유동제의 경우 점성을 낮춰주는 역학을 하며 굴착 시 순환된 안정액은 순환 횟수가 증가 할수록 흙의 유입 등에 의해 점성이 높아지는데 이를 낮추기 위해 유동제를 사용한다. 따라서 본 절에서는 내염성점토에 폴리머를 첨가하는 혼합안정액을 해상시추 환경에서 유동제의 효과를 검토하였다. Table 10에서는 지반조건별로 폴리머가 0.4% 혼입된 안정액과 유동제 0.2%를 첨가한 혼합안정액의 성능지표를 제시하고 있다. 정리된 바와 같이 화강풍화토 및 모래지반 굴착단계별 안정액 투입량에 있어서는 큰 차이가 없으나 최대 시추깊이에서는 유동제를 첨가 시 굴착깊이가 감소하는 것으로 나타났다. 내염성점토+폴리머 혼합안정액은 시추깊이가 최대 50cm에 달할 때까지 공벽이 유지되었으나 유동제를 첨가한 경우 최대 42cm 깊이에서 붕괴가 발생하는 것으로 검토되었다.
지반조건별로 실험결과를 종합하여 혼합안정액의 유동제 혼입률에 따른 성능지표가 Table 11와 12에 정리․요약되어 있다. 실험결과를 종합하면 폴리머와 내염성점토 혼합안정액의 유동제 혼입률에 따른 성능지표 변화 경향 측면에서 전반적으로 굴착단계별 안정액 투입량에서는 큰 변화가 없으나 최대 굴착깊이는 유동제 혼입률이 증가함에 따라 감소하는 것으로 검토되었다. 이러한 경향은 시추조건별 임계 유동제 혼입률이 존재하는 것을 의미하며 본 연구에서 고려한 내염성점토 8%+폴리머 0.4% 혼입 안정액에 대한 화강풍화토 및 모래지반의 유동제는 각각 0.2% 그 이하로 검토되었다. 또한 0.2%이상의 유동제가 투입될 경우에는 점성이 낮아지는 현상이 발생하여 공벽유지 효과가 저하되는 등에 있어 문제가 발생할 수 있는 것으로 검토되었다.
Table 11. Effect of polymer on performance of Attapulgite based drilling fluid-Decomposed granitic soil |
위에 제시된 결과를 요약하면 결국 해상 시추환경에서 유동제가 혼입된 혼합안정액을 사용하는 것은 점성이 낮아짐을 의미하는 것으로 새로 혼합한 안정액에 혼입하는 것보다는 시공 중에 높아진 점성을 낮게 하거나 콘크리트 타설 전에 Slime 제거 시 사용하는 것을 권장한다.
3.4 CMC 혼합 안정액의 공벽유지 효과
화강풍화토 및 모래지반 굴착단계별 안정액 투입량에 있어서는 큰 차이가 없으나 최대 시추깊이는 내염성점토+폴리머 혼합안정액 사용시 내염성점토+CMC 혼합안정액 사용시 대비 10 ~20%정도 증가하는 것으로 나타났다. 내염성점토+CMC 혼합안정액은 시추깊이가 34cm에 달할 때 시추공 붕괴가 발생하였으나 내염성 점토+폴리머 혼합안정액의 경우 최대 50cm 깊이까시 붕괴 없이 시추가 가능한 것으로 검토되어 내염성점토+폴리머 혼합안정액이 해상 시추 환경에서는 우수한 공벽유지 효과를 발휘하는 것으로 검토되었다.
지반조건별로 실험결과를 종합하여 혼합안정액의 CMC 혼입률에 따른 성능지표가 Table 13과 14에 정리․요약되어 있다. 실험결과를 종합하면 내염성점토 혼합안정액의 CMC 혼입률에 따른 성능지표 변화 경향 측면에서 전반적으로 굴착단계별 안정액 투입량에서는 큰 변화가 없으나 최대 굴착 깊이는 폴리머 혼입률이 증가함에 따라 증가를 하나 혼입률 0.1~0.4%에서 큰 차이를 보이지 않는 것으로 나타났다.
위에 제시된 결과를 요약하면 결국 해상 시추환경에서 CMC가 혼입된 혼압안정액의 경우에는 굴착깊이가 증가하나 폴리머 혼합안정액 보다는 낮은 공벽붕괴 방지 성능을 가짐을 의미하는 것으로 판단된다.
본 절에서는 실험과정에서 확인된 다양한 파괴유형을 열거하고 각 파괴유형의 원인 및 대처방안 등을 제시하여 실제 현장에서 안정 시추를 위한 방안을 제시하였다.
3.5 해상시추 시 발생 가능 붕괴 유형
3.5.1 붕괴유형-1: 공내 과다 수두로 인한 케이싱 인접부 안정액 유출로 인한 붕괴
일반적으로 해저지반 상부는 구속압이 낮아 지반의 외부하중에 대해 취약하며 시추 상부지반의 안정성확보를 위해 케이싱을 설치한다. 이 때 초기 시추구간에서 시추공 내부에서의 안정액 수두가 너무 높아 과다 압력이 작용할 경우 케이싱/지반 접속부에서의 Piping이 발생하고 이에 따라 안정액이 시추공 외부로 유출되는 형태의 붕괴가 발생할 수 있다(Fig. 8). 이러한 형태의 붕괴를 피하기 위해서는 무엇보다도 초기 시추구간에서의 시추공 내부 수두조절이 필요한 것으로 검토되었다.
3.5.2 붕괴유형-2: 공내 안정액 수두부족으로 인한 케이싱 인접부 토사 및 해수 유입으로 인한 붕괴
시추 초기단계에서 공내 안정액 수위 관리에 실패하여 공내 수위가 하강할 경우 케이싱/지반 접속부로 토사 및 해수 유입으로 인한 붕괴가 발생할 수 있다(Fig. 9). 따라서 시추 초기단계에서 시추공내 안정액 수위 관리가 매우 중요하다고 할 수 있다. 한편, 폴리머 과다 혼입 시 재료분리 현상으로 인해 비중이 작은 분리수가 발생할 경우 이러한 형태의 붕괴가 발생할 가능성이 높아진다. 따라서 이러한 형태의 시추공 붕괴를 피하기 위해서는 시추 초기단계에서 적정 수위관리가 필요하며 폴리머 과다투입을 피하여 재료 분리 현상이 발생하지 않도록 하는 것이 중요하다.
3.5.3 붕괴유형-3: 공내 안정액 수압부족으로 인한 시추공벽 전단파괴
시추가 진행되는 과정에서 안정액 비중 관리 실패로 인해 시추공벽에 작용하는 압력이 안정성 확보에 필요한 압력에 미치지 못할 경우에는 공벽 주변 지반의 전단파괴로 인한 붕괴가 발생할 수 있다(Fig. 10). 이러한 붕괴를 방지하기 위해서는 이론적 접근방법에 근거하여 공벽 전단파괴 방지에 요구되는 안정액 압력을 산정하고 이를 근거로 소요 비중을 찾아 적용하는 과학적인 접근방법을 채택하여야 한다.
4. 결 론
본 논문에서는 해상에서 지반 시추 시 공벽붕괴 방지를 위해 적용되는 안정액의 다양한 배합설계에 따른 공벽붕괴 방지 효과를 비교하였다. 이를 위해 지반굴착과 안정액 투입을 간략히 모사하는 토조 장치를 구축한 후 해수를 이용한 다양한 배합으로 조성된 안정액에 대한 실험을 수행하고 안정액 투입량, 굴착가능 깊이 등을 측정하여 화강풍화토 및 모래지반을 대상으로 해상시추 시 공벽 붕괴 방지성능에 대한 연구를 수행하였다. 그 결과를 요약하면 다음과 같다.
(1)해상 시추조건에서 화강풍화토나 모래지반은 동일한 혼입률의 벤토나이트 및 내염성점토 단일안정액은 굴착 단계별 안정액 주입량이나 최대 시추 깊이 등 성능지표에서 큰 차이가 보이지 않는 것으로 확인되었다. 이러한 경향은 내염성점토 단일 안정액의 경우 안정액으로서의 기능이 충분히 확보되지 않았으며 해수에 의해 열화된 벤토나이트 안정액과 안정액 성능에서 큰 차이를 미치지 않기 때문으로 판단된다. 따라서 해상 시추 시 다른 첨가제 없이 단일 안정액을 사용할 경우에는 벤토나이트와 내염성점토의 성능적 차이가 미미한 것으로 검토되었다.
(2)해상 시추환경에서 벤토나이트 및 내염성점토 안정액에 일정량의 폴리머를 혼입한 혼합안정액의 공벽 유지 효과를 검토한 결과 굴착단계별 안정액 투입량에 있어서는 큰 차이가 없으나 내염성점토+폴리머 혼합안정액 사용 시 벤토나이트+폴리머 혼합안정액 사용시 대비 최대 시추 깊이가 10~20% 정도 증가하는 것으로 검토되었다. 이는 내염성점토+폴리머 혼합안정액의 경우 해수에 의한 열화현상이 미미하나 벤토나이트+폴리머 혼합안정액은 해수로 인한 열화현상으로 벤토나이트의 공벽 유지성능감소를 방지할 수 있음을 의미하는 것으로서 이에 근거할 때 해수 환경에서는 내염성점토를 사용하는 것이 바람직한 것으로 검토되었다.
(3)유동제 혼입에 따른 내염성점토+폴리머 혼합안정액의 성능 변화를 검토한 결과 화강풍화토 및 모래지반 굴착단계별 안정액 투입량에 있어서는 큰 차이가 없으나 최대 굴착 깊이가 감소하는 것으로 나타나 성능 저하가 발생하는 것으로 검토되었다. 이러한 결과는 결국 해상 시추환경에서 혼합 안정액의 유동성을 향상시키기 위해 유동제를 혼입할 경우 점성 저하로 인해 안정액의 공벽유지효과를 저하시킬 수 있음을 의미하는 것으로서 유동제 혼입 시에는 이러한 위험적 요인을 고려하여 유동제 혼입율을 설정하여야 할 것으로 판단다.
(4)안정액 성능향상(점성증진)을 위한 첨가제로서 CMC의 효과 검토를 위해 내염성점토에 CMC를 첨가할 경우 폴리머 혼입 시 대비 공벽유지 효과를 검토한 결과 화강풍화토 및 모래지반 굴착단계별 안정액 투입량에 있어서는 큰 차이가 없으나 최대 시추 깊이가 폴리머 혼입 시 보다 현저히 작게 나타나 증점제로서의 성능은 폴리머에 비해 낮은 것으로 검토되었다.
(5)실험과정에서 세 가지 시추공 붕괴 유형을 확인할 수 있었으며 특히 시추 초기단계에서의 시추공내부 안정액에 의한 수압 관리에 실패할 경우 케이싱과 지반 접속부에서 안정액 유출 혹은 토사/해수 유입으로 인한 시추공 붕괴가 발생할 수 있는 것으로 검토되었다.
