含甲烷水合物松散沉积物的力学特性

李彦龙,刘昌岭,刘乐乐,陈 强,胡高伟

(1.青岛海洋地质研究所国土资源部天然气水合物重点实验室,山东青岛266071;2.海洋国家实验室海洋矿产资源评价与探测技术功能实验室,山东青岛266071)

含甲烷水合物松散沉积物的力学特性

李彦龙1,2,刘昌岭1,2,刘乐乐1,2,陈 强1,2,胡高伟1,2

(1.青岛海洋地质研究所国土资源部天然气水合物重点实验室,山东青岛266071;2.海洋国家实验室海洋矿产资源评价与探测技术功能实验室,山东青岛266071)

通过含甲烷水合物松散沉积物三轴测试,首次基于临界状态原理探讨水合物沉积物发生应变软化、硬化破坏形式的机制,重点分析各强度参数变化规律及其对破坏模式的敏感性。结果表明:三轴剪切试验过程中沉积物破坏模式受有效围压、水合物饱和度等因素共同控制;破坏模式对峰值强度、起始屈服强度、起始屈服模量、内聚力、内摩擦角等参数的影响较小;不同破坏模式条件下水合物沉积物切线模量、峰值剪切模量等参数变化规律完全不同,其计算模型须在不同破坏模式框架内分别分析,而不能忽略破坏模式的影响建立笼统的水合物沉积物强度参数计算模型。

松散沉积物;甲烷水合物;三轴试验;应变软化;应变硬化

中国南海北部海域蕴含丰富的天然气水合物资源[1],目前已着手海域天然气水合物资源试采准备工作。由于海洋天然气水合物储层多属于非固结储层[2],水合物对储层的充填和胶结作用随其分解而逐渐降低。水合物完全分解后储层颗粒处于松散状态,可能引起严重出砂、井壁坍塌等工程问题[3]。准确预测含水合物储层的力学性质,揭示含水合物沉积物的变形规律,可以有效避免工程灾害的发生,为天然气水合物的有效安全开发提供保障[4]。三轴剪切试验是获取水合物沉积物力学参数最直接有效的手段之一。Winters[5-6]、Hyodo[7-8]、Masui[9-10]、Priest[11]、Yun[12]等学者分别针对不同类型的人工合成样及部分现场保压取心样进行了大量系统试验。鲁晓兵[13]、张旭辉[14]、刘芳[15]、李洋辉[16-17]、颜荣涛[18-19]、李令东[20-21]、石要红[22-23]等研究者基于各自的试验条件和测试方法进行了大量试验,这些研究促使含水合物沉积物三轴剪切测试方法、测试条件控制等取得了较大进展。但由于缺乏统一的水合物沉积物三轴剪切试验标准和方法,不同研究者测试过程中主控因素和试验条件各异[4],为大型数据分析和强度参数建模带来困难;现有研究对水合物沉积物体变规律的报道较少;虽然不同研究者的测试结果表明不同试验条件下水合物沉积物可能发生应变硬化、应变软化两种破坏模式,但目前对破坏模式产生的机制阐述不足,这也是导致目前部分强度参数计算模型预测结果误差大、通用性差的主要因素。为此,笔者采用经去泥质处理的天然海滩砂,用原位合成法制备水合物沉积物试样并进行不同有效围压、水合物饱和度条件下的三轴剪切试验,基于临界状态理论探讨水合物沉积物剪切过程中发生软化、硬化两种不同破坏模式的机制,分析不同强度参数的变化及应力-应变曲线的软、硬化类型对强度参数建模过程的影响程度。

1 试验设备与方法

1.1 试验仪器及试验材料

本试验采用TSZ-2型三轴仪(图1)完成,该装置主要由压力室、围压加载、温度控制、流体供给和TDR测量等模块组成,能原位合成水合物沉积物试样[24];试样规格:Φ39.1 mm×120 mm;通过压力室内蒸馏水传递加载围压,围压加载上限为15 MPa;轴向荷载上限为50 kN;温度控制在-20～40℃;压力室内布置精度为±0.1℃的T型热电偶温度探头以测量试样温度变化,测温-10～100℃;压力传感器由上海天沐公司生产,测压0～15 MPa,精度为±0.1%FS。剪切过程中可实时测量水合物沉积物的体积应变和轴向应变数据。

图1 试验装置示意图Fig.1 Sketch map of triaxial shear apparatus

采用纯度为99.9%的甲烷气体合成水合物。为了尽可能避免泥质含量、矿物类型等不确定因素对试验结果的影响[25],本文中采用经过去泥质处理的天然海滩砂模拟水合物赋存介质。天然海滩砂中粗粒砂(0.85～0.5 mm)含量约3%,中细砂(0.50～0.1 mm)含量达93%,粗粉砂(0.1～0.05 mm)含量约4%,不含细粉砂和泥质成分(图2)。

图2 试验砂样的粒度分布Fig.2 Size distribution of experimental sand particle

1.2 制样方法及试验步骤

水合物沉积物原位制样法具体方法如下:①称量192 g经烘干处理的砂样,分别加入8、16、24 mL质量分数0.03%的SDS溶液搅拌,使两者充分混合(制备水合物饱和度为0%的试样,无须加入SDS溶液);②分4次将砂样装入橡胶桶,分层压实;③安装反应釜,施加0.5 MPa围压,从下进气管路缓慢通入甲烷气体,上进气管路敞开,排除试样及管路中的空气;④连接上进气管路,上下进气管路同时通入甲烷,逐步增大围压至5.5 MPa,孔压4.5 MPa;⑤启动恒温控制系统,设定系统温度0.5℃(±0.2℃),降温合成水合物沉积物;⑥维持上述温压条件48～60h,制样完成。

去泥质处理后中细砂堆积形成的孔隙尺寸较大,在恒定温压、气过量条件下毛细效应不显著,气体与液体可以充分混合,再加上SDS溶液的促进作用,假设沉积物中的液体全部形成水合物,进而根据质量守恒定律换算出沉积物中的水合物饱和度,计算公式为

式中,mw和mh分别为SDS溶液和水合物的质量,g;ρw和ρh分别为SDS溶液和水合物的密度,ρw=1.02 g/cm3、ρh=0.91 g/cm3;Vw和Vh分别为SDS溶液和水合物体积,cm3;Vφ为孔隙体积,根据橡胶桶体积(144 cm3)、骨架密度(2.78 g/cm3)及砂总重(192 g)计算,Vφ=77.9 cm3;Mc和Mw分别为甲烷和水的摩尔质量,Mc=16 g/mol、Mw=18 g/mol;n为水合数,n=5.75。根据上述方法可得初始含液量8、16和24 mL时的水合物饱和度分别为13.3%、26.6%和40.0%。

试验中尝试将192 g砂与28 mL SDS溶液混合以制得更高水合物饱和度的沉积物,但两者混合后无法全部加入橡胶桶。由于砂量的变化可能导致孔隙总体积的变化,造成饱和度计算误差。为尽量减小误差,更高水合物饱和度沉积物三轴试验在后续改进水合物饱和度测量方法以后进行。

制样结束后,在有效围压分别为1、2和4 MPa,剪切速率为0.9 mm/min条件下进行剪切试验,每隔5 s记录应变、应力数据并在采集界面上实时显示,试验过程中维持系统温度0.5℃(±0.2℃),保证剪切过程中水合物不分解。若剪切过程中试样呈应变硬化规律,则当试样轴向应变为12%～15%时停止剪切;若试样剪切过程中出现应变软化现象,则当试样应力趋于稳定时停止剪切。

2 应力-应变曲线及软-硬化机制

2.1 典型应力-应变曲线

在水合物饱和度0%、13.3%、26.6%、40.0%,有效围压1、2和4 MPa条件下进行试验。图3为有效围压为1MPa和水合物饱和度为26.6%条件下的应力-应变关系曲线。

图3 含水合物松散沉积物典型应力-应变关系Fig.3 Typical stress-strain of unconsolidated hydrate-bearing sands

由图3(a)可知,在相同有效围压(1 MPa)下,高水合物饱和度条件下沉积物达到峰值强度之前塑性变形较小,呈明显的脆性破坏,随着含水合物饱和度的降低,达到峰值强度之前的塑性变形量增大,塑性破坏趋势增强。随着水合物饱和度的增大,沉积物应力-应变呈由应变硬化向应变软化转化的趋势,当水合物饱和度为13.3%时,应力-应变曲线已无明显的峰值点

由图3(b)可知,在相同的水合物饱和度(26.6%)条件下,当有效围压为2 MPa时,应力-应变曲线无明显的峰值点,破坏后呈近似理想塑性变形状态,当有效围压为1和4 MPa时,应力-应变曲线分别呈现出明显的应变软化和应变硬化规律。可以推断,相同水合物饱和度条件下,随着有效围压的增大,沉积物的应力-应变呈由应变软化向应变硬化转化的趋势。

上述破坏过程与石要红等[22]的试验结果完全不同,含水合物的黏土沉积物剪切过程中会出现明显的“平台期”,而中细砂松散沉积物则无明显“平台期”。李令东等[20]通过烧结岩样制备试样,将水合物沉积物的应力-应变曲线划分为压密段、弹性增长段、塑性屈服段、破坏段。但由图3可知,含水合物中细砂松散沉积物不存在明显的压密段,随着水合物饱和度的降低和有效围压增大,弹性增长阶段缩短,塑性屈服段变长。这是由于沉积物粒度分布规律、骨架本身固结程度的巨大差异造成的。这说明沉积物粒度分布规律、骨架本身固结程度等试验控制条件的差异可能导致应力应变出现非常大的差异,因此目前亟须建立统一的测试标准和方法,增强不同研究成果间的可对比性。

2.2 典型体积应变规律

图4为有效围压1 MPa和水合物饱和度26.6%条件下体积应变-轴向应变间的关系曲线。其中体积应变为正表示剪缩,为负表示剪胀。

图4 含水合物松散沉积物典型体积应变-轴向应变关系曲线Fig.4 Typical volumetric strain vs axial strain curves of unconsolidated hydrate-bearing sands

由图4可知,在相同的有效围压(1 MPa)条件下,随着轴向应变的增大,高水合物饱和度的沉积物体积先轻微减小,之后很快发生改变,体积开始增大;低含水合物饱和度的沉积物体积逐渐减小,最终趋于稳定。这说明随着水合物饱和度的增大,沉积物剪缩性降低,剪胀性增强;当水合物饱和度相同(26.6%)时,低围压下沉积物体积先轻微减小,之后很快发生改变,体积开始增大;高围压条件下沉积物体积逐渐减小,最终趋于稳定。这说明随着有效围压的增大,水合物沉积物剪缩性增大,剪胀性降低。上述体积应变规律与2.1节得到的结论具有对应关系:有效围压越高,水合物饱和度越低,沉积物剪缩性越显著,应力-应变曲线表现为应变硬化破坏规律,反之亦然。

2.3 沉积物软-硬化机制

共进行含水合物松散沉积物三轴剪切试验12组,不同试验条件下沉积物破坏模式如表1所示。

表1 不同试验条件下沉积物破坏模式Table 1 Failure mode of unconsolidated hydrate-bearing sands

根据砂土的临界状态理论,在临界孔隙比-平均有效正应力平面(e-p′平面)内,沉积物临界状态线右上方为松面,左下方为紧面(图5)。沉积物剪切过程中,无论其初始状态如何,都趋于向临界状态线发展[26]。因而初始状态处于紧面的沉积物在轴向有效应力作用下向“接近松面”发展,导致沉积物表现出较强的剪胀特性,应力-应变曲线表现为应变软化特性;而初始状态处于松面的沉积物在轴向有效应力的作用下向“接近紧面”发展,导致沉积物表现出较强的剪缩特性,应力-应变曲线表现为应变硬化特性。

图5 水合物沉积物在e-p′平面内的路径趋势Fig.5 Stress path of unconsolidated hydrate-bearing sands in e-p′plane

由于沉积物中水合物以固相形态充填在多孔介质中,可以认为是骨架的一部分,因而水合物的存在必然会降低沉积物的有效孔隙比。对于相同的骨架颗粒,水合物饱和度相同意味着沉积物初始有效孔隙比(e0)相同,如果有效围压较小,则沉积物初始状态在e-p′平面内可能处于紧面(A点),剪切过程中随着有效应力的增大必然向右发展,表现为剪胀特性,应力-应变曲线为应变软化型;如果有效围压较大,则沉积物初始状态在e-p′平面内可能处于松面(C点),剪切过程中向左发展,表现为剪缩,应力-应变曲线为应变硬化型。当有效围压相同(即初始有效应力p′0相同)时,由于以固相存在的水合物会导致沉积物有效孔隙比降低,水合物饱和度越高,初始有效孔隙比越低,沉积物初始状态在e-p′平面内可能处于紧面(D点),剪切过程中向右发展表现为剪胀特性;水合物饱和度越低,则初始有效孔隙比越大,沉积物初始状态在e-p′平面内可能处于松面(B点),剪切过程中沉积物表现出一定的剪缩特性,反映在应力-应变曲线上就表现为应变硬化型。这就是含水合物松散沉积物随有效围压、水合物饱和度的变化表现出不同的变形特性的根本原因。

3 水合物沉积物强度参数分析

3.1 切线模量

切线模量等于应力-应变曲线上各点的切线斜率,可用于描述剪切过程中水合物沉积物变形模量的变化规律。图6为应变硬化、应变软化条件下部分沉积物切线模量随轴向应变的变化。在应变硬化条件下,随着轴向应变的增大,切线模量值逐渐降低,但当轴向应变值增大到一定程度时,切线模量下降幅度明显减小,切线模量趋于稳定时,即认为达到了峰值强度。在应变软化条件下,切线模量由正转负的临界点对应的横坐标即为峰值应变,对应的偏应力值即为峰值偏应力。随着轴向应变的进一步增大,切线模量达到最小值后有一定的抬升,最终稳定在零附近。

于锋等[17]证明了式(2)对描述粉沙质土水合物沉积物切线模量变化规律的可行性,

式中,E0和τmax分别为初始切线模量和抗剪强度,MPa;εa为轴向应变,%。

对比式(2)和图6的计算结果发现,式(2)不可能描述应变软化条件下峰值点后切线模量的变化规律(负值),因此含甲烷水合物松散沉积物切线模量计算模型的建立必须在应变硬化、应变软化框架内分别进行讨论,式(2)对应变软化条件下剪切模量的适应性值得商榷。

图6 含水合物松散沉积物切线模量变化Fig.6 Tangent modulus of unconsolidated hydrate-bearing sands

3.2 偏应力峰值强度及峰值剪切模量

偏应力峰值强度代表三轴剪切过程中沉积物发生屈服的极限强度。对应变软化型曲线,可直接取偏应力峰值作为峰值强度;对应变硬化型曲线,本文中取轴向应变为12%所对应的偏应力值作为峰值强度。图7为含水合物松散沉积物峰值强度随水合物饱和度、有效围压的变化。由图7可知,无论应力-应变曲线发生应变硬化还是应变软化,随着有效围压的增大,峰值强度基本呈线性增大;随着含水合物饱和度增大,峰值强度呈非线性逐渐增大,但增大幅度较小。

峰值强度对应的沉积物轴向应变为剪切破坏极限应变,峰值强度与极限破坏应变的比值表示沉积物发生破坏时的变形模量,定义为峰值剪切模量。图8为不同有效围压条件下峰值剪切模量随水合物饱和度的变化。

对比表1和图8可知,在应变硬化范围内,峰值剪切模量随水合物饱和度和有效围压的增大而缓慢增大。应力-应变曲线由应变硬化向应变软化转化过程中峰值剪切模量会出现大幅跃升,因而应变软化和应变硬化范围内峰值剪切模量不能用统一的计算模型进行简单拟合得到。峰值剪切模量建模必须在明确水合物沉积物应变软-硬化转化临界条件的前提下进行。

3.3 起始屈服强度及起始屈服模量

含甲烷水合物松散沉积物切线模量随轴向应变的增大先迅速下降,然后趋于稳定,取轴向应变-切线模量曲线斜率开始发生明显变化时对应的偏应力值为起始屈服强度。图9为含水合物松散沉积物起始屈服强度随水合物饱和度、有效围压的变化。由图9可知,随水合物饱和度和有效围压的增大,起始屈服强度增大。

图7 含水合物松散沉积物峰值强度随饱和度、有效围压的变化Fig.7 Variation of peak strength of unconsolidated hydrate-bearing sands with effective confining pressure and hydrate saturation

图8 含水合物松散沉积物峰值剪切模量Fig.8 Peak modulus of unconsolidated hydrate-bearing sands

起始屈服强度对应的轴向应变定义为起始屈服应变,起始屈服强度与起始屈服应变的比值即为起始屈服模量[21]。图10为不同有效围压、水合物饱和度条件下沉积物起始屈服模量的变化。由图10可知,在相同水合物饱和度条件下,沉积物起始屈服模量随有效围压的增大先增大然后趋于稳定。在相同有效围压条件下,水合物饱和度对沉积物起始屈服模量的影响存在临界值,在临界值以下,起始屈服模量随水合物饱和度的增大缓慢增大;超过该临界值以后,起始屈服模量随水合物饱和度的增大迅速上升。

图9 含水合物松散沉积物起始屈服强度变化Fig.9 Variation of initial yielding strength with hydrate saturation and effective confining pressure

图10 含水合物松散沉积物起始屈服模量变化Fig.10 Variation of initial yielding modulus with hydrate saturation and effective confining pressure

由图9～10的计算结果可知,起始屈服强度和起始屈服模量受应力-应变曲线破坏类型(软化或硬化)的影响较小,可以在全部水合物饱和度、有效围压范围内建立起始屈服强度、起始屈服模量的统一计算模型。

3.4 内摩擦角及内聚力

通过绘制莫尔圆强度包线得到不同试验条件下含甲烷水合物松散沉积物内聚力、内摩擦角的变化,如图11所示。由图11可知,随着水合物饱和度的增大,内聚力逐渐增大,但增大趋势逐渐变缓;内摩擦角基本不变。水合物饱和度越高,水合物对沉积物颗粒的接触和吸附能力就越强;水合物的存在对沉积物颗粒之间的表面摩擦产生的咬合力影响较小,因此水合物饱和度对内聚力的影响显著但对内摩擦角的影响非常有限。

图11 含水合物松散沉积物抗剪指标随饱和度的变化Fig.11 Variation of strength parameters of unconsolidated hydrate-bearing sands with hydrate saturation

综上所述,根据沉积物破坏模式对其强度参数的影响规律和影响程度,可将含甲烷水合物松散沉积物强度参数分为两类:第一类受破坏模式的影响较小或无影响,可以在全部水合物饱和度、有效围压范围内建立参数的统一计算模型,如峰值强度、起始屈服强度、起始屈服模量、内聚力、内摩擦角等;第二类强度参数直接受破坏模式的控制,如切线模量、峰值剪切模量等,这一类参数的建模必须在明确应力-应变曲线破坏模式的基础上,分别在硬化区间和软化区间建立计算模型,不能一概而论。

4 结 论

(1)随着水合物饱和度的增大和有效围压的减小,含水合物松散沉积物应力-应变曲线呈由应变硬化向应变软化转化的趋势,沉积物剪胀性增强,剪缩性降低。水合物沉积物初始状态在e-p′平面内所处的位置是控制其剪切过程中发生软化或硬化特征的根本因素。

(2)峰值强度、起始屈服强度、起始屈服模量、内聚力、内摩擦角等强度参数受沉积物破坏模式的影响较小,切线模量、峰值剪切模量等参数受沉积物破坏模式的控制,水合物沉积物强度参数计算模型须在明确沉积物破坏模式的基础上建立。

(3)由于目前试验数据较少,尚不能建立含水合物松散沉积物应力-应变曲线软化、硬化转化临界值的定量判断模型,无法对不同破坏模式条件下的强度参数演化规律做进一步的定量表述。

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(李志芬)

Mechanical properties of methane hydrate-bearing unconsolidated sediments

LI Yanlong1,2,LIU Changling1,2,LIU Lele1,2,CHEN Qiang1,2,HU Gaowei1,2
(1.The Key Laboratory of Gas Hydrate,Ministry of Land and Resources,Qingdao Institute of Marine Geology,Qingdao 266071,China;2.Qingdao National Laboratory for Marine Science and Technology,State Key Laboratory for Marine Mineral Resources,Qingdao 266071,China)

In this study,triaxial shear tests were carried out for the deformation and failure behaviors of unconsolidated sediments bearing with methane hydrate at different saturations.The principle of critical state theory was applied to explore the mechanisms of strain softening and hardening failures.The effects of confining pressure and hydrate saturation on the strength of the hydrate bearing sediment and their sensitivity on the failure mode were investigated.The results show that the failure mode of the sediment is mainly dependent on the effective confining pressure and hydrate saturation,while the effect of the failure mode on the peak strength,initial yielding strength,initial yielding modulus,cohesive force and internal friction angle is not important.However,the tangent modulus and peak shear modulus can be significantly affected by the failure mode.Therefore,the strength parameters of methane hydrate-bearing unconsolidated sediment should be modeled and calculated under the same failure mode.

unconsolidated hydrate-bearing sediment;methane hydrate;triaxial shear test;strain-softening;strain-hardening

P 744

:A

李彦龙,刘昌岭,刘乐乐,等.含甲烷水合物松散沉积物的力学特性[J].中国石油大学学报(自然科学版),2017,41(3):105-113.

LI Yanlong,LIU Changling,LIU Lele,et al.Mechanical properties of methane hydrate-bearing unconsolidated sediments[J].Journal of China University of Petroleum(Edition of Natural Science),2017,41(3):105-113.

1673-5005(2017)03-0105-09doi:10.3969/j.issn.1673-5005.2017.03.013

2016-07-14

国家自然科学基金项目(41606078,41376078);中国科学院天然气水合物重点实验室开放基金项目(Y607ke1001)

李彦龙(1989-),男,研究实习员,硕士,研究方向为水合物开采。E-mail:liyanlongupc@163.com。

刘昌岭(1966-),男,研究员,博士生导师,研究方向为天然气水合物模拟试验。E-mail:qdliuchangling@163.com。