含气岩石的强度特性及脆性评价研究

李文璞，赵洪宝，范翔宇，张千贵

(1.太原理工大学 安全与应急管理工程学院，山西 太原 030024； 2.山西省绿色矿山工程技术研究中心，山西 太原 030024；3.河南省瓦斯地质与瓦斯治理重点实验室——省部共建国家重点实验室培育基地 河南理工大学，河南 焦作 454001；4.中国矿业大学(北京) 能源与矿业学院，北京 100083； 5.油气藏地质及开发工程国家重点实验室 西南石油大学，四川 成都 610500)

储层岩石的强度特性与脆性特征是薄互层煤层气(瓦斯)合采中井壁稳定性及压裂效果评价的重要指标[1]。由于煤层气储层复杂的形成过程和地质作用的综合影响，薄互层常具有层理交错、夹矸、强各向异性、高瓦斯含量和低渗透性等复杂特征，使得工程实践中经常出现成孔难、护孔难、有效气源保持难等技术问题，极大影响了煤与煤层气的安全高效合采。因此，研究含气页岩的强度特性与脆性特征对薄互层煤层气的安全高效合采具有重要的指导意义。

目前，国内外学者对储层岩石的强度特性与脆性特征进行了大量研究。李庆辉等[2]采用室内试验和测井分析相结合的方法，分析了页岩脆性破坏特征及影响因素，提出了一种利用岩石弹性参数和矿物组成综合评价页岩脆性的方法。尹光志等[3]通过试验研究了不同中间主应力、气体压力、交变频率和幅值、应变率条件下层状复合煤岩体复合动力灾害的显现特征，探讨了动静载荷条件下复合动力灾害的发生条件。赵洪宝等[4]通过理论分析对受三向应力非静水压力条件下的巷道围岩偏应力场与应变能密度分布规律进行了深入研究，探究巷道围岩破坏规律，得出巷道塑性区分布。范翔宇等[5]建立了储气层煤岩蠕变模型，利用三轴岩石力学测试系统对储气层煤岩开展了单轴压缩试验对模型进行验证，并探讨了蠕变阶段的变形特征与长期强度。王登科等[6]利用分离式霍普金森压杆(SHPB)试验系统进行了不同冲击载荷条件下苇町矿煤样的动态冲击试验，分析确定了强度型统计损伤本构模型的合理性。蒋长宝等[7]进行了不同含水状态下的含瓦斯煤加卸载试验研究，并分析了含水率对承载强度、残余强度的影响。文志杰等[8]基于应变能密度理论建立了非均质岩石损伤本构模型，通过试验研究验证了模型的准确性并分析了岩石的应力—应变与脆性破坏特征。刘清泉[9]开展了多重应力路径下煤样的力学及渗透性演化试验，分析了煤的力学特性、损伤扩容规律和渗透率演化的内在力学机制。李波波等[10]研究了三轴应力条件下煤岩的变形破坏特征及损伤过程中的能量演化机制。李铭辉[11]利用自主研制的多功能真三轴流固耦合试验系统，开展了真三轴应力条件下砂岩、页岩和煤的力学特性试验研究，分析了最小主应力和中间主应力对储层岩石抗压强度的影响规律。文献[12]研究了不同加卸载条件和不同开采条件对煤岩强度特征的影响。刘晓辉等[13]探讨了不同围压条件对煤岩的强度及变形特征的影响。闫伟城等[14]通过煤样的单三轴压缩实验，提出了一种基于峰前弹性模量和峰后模量的脆性指标，分析了温度、围压、瓦斯对煤样强度和脆性指标的影响。综上所述，学者对储层岩石的强度特征与脆性评价的研究取得了一定成果，还需要进一步完善含气岩石的强度与脆性特征的研究。因此，有必要开展含气页岩的强度特性及脆性评价的试验研究，该研究对薄互层煤层气(瓦斯)安全高效合采具有重要的指导意义。

1 试验方案

以重庆龙马溪组页岩为研究对象，加工成直径为50 mm、高为100 mm的标准圆柱体页岩试件，试件的端面平整度控制在0.05 mm内。分级逐步施加轴压和围压，设定目标静水压力条件分别为σ1=σ3=10、15、20、25 MPa(σ1为轴压；σ3为围压)，瓦斯压力P分别为0和2 MPa。特别地，当瓦斯压力为2 MPa时，当轴压和围压达到目标静水压力水平后，充入瓦斯气体并保持气体压力一定进行充气直至试件吸附平衡。最后以位移控制的方式(0.1 mm/min的速度)对煤样进行加载，直至页岩试件的残余强度保持基本稳定。试验过程中围压保持不变。

2 三轴压缩页岩的强度特征分析

2.1 页岩的主应力差—应变特征

不同围压条件下页岩的主应力差—应变曲线如图1所示。从图1中可以看出，当围压保持一定，含气页岩的峰值强度均低于不含气页岩的峰值强度和残余强度。说明孔隙瓦斯压力对页岩的承载强度有影响，且孔隙瓦斯对页岩的力学性质有劣化损伤作用。

图1 不同围压条件下页岩的主应力差—应变曲线Fig.1 Principal stress difference-strain curve of shale under different confining pressure conditions

页岩的峰值强度和残余强度与围压的关系分别如图2和图3所示。在图2和图3中，σp为页岩的峰值强度；σr为页岩的残余强度。从图2和图3中可以看出，随着围压的增加，含气页岩和不含气页岩的峰值强度和残余强度均表现出增加的趋势。当围压σ3从10 MPa分别增加到15、20、25 MPa时，不含气页岩的峰值强度分别增加了34.4%、39.0%和48.3%，含气页岩的峰值强度分别增加了31.7%、36.5%和43.8%。当围压σ3从10 MPa分别增加到15、20、25MPa时，不含气页岩的残余强度分别增加了31.5%、39.4%和48.5%，含气页岩的峰值强度分别增加了27.5%、36.9%和47.0%。

图2 页岩的峰值强度与围压的关系曲线Fig.2 Curves of relationship between peak strength and confining pressure of shale

图3 页岩的残余强度与围压的关系曲线Fig.3 Curves of relationship between residualstrength and confining pressure of shale

3 含气页岩的脆性评价分析

基于应力—应变特征的综合脆性指数参数取值如图4所示。

图4 基于应力—应变特征的综合脆性指数参数取值示意Fig.4 Sketch of value of comprehensive brittleness index parameters based on stress-strain characteristics

目前，关于储层岩石脆性评价的方法有多种，包括硬度测试、普氏冲击试验、应力—应变测试、抗压抗拉强度比值、莫尔圆、硬度和韧性测试、陶制材料的测试、贯入试验和矿物组成分析等。由于应力—应变测试的储层岩石力学性质能较好地表现脆性破坏的宏观和微观特征。因此，采用应力—应变测试方法来评价页岩的脆性特征。应力—应变测试法主要通过应力—应变曲线上的脆性破坏的表现评价脆性，用峰值应变反映脆性破坏的难易，峰值后曲线形态表示脆性强弱[1]。

周辉等[15-16]提出一种基于应力—应变曲线的岩石脆性特征评价方法，考虑岩石塑性屈服特性和应力状态影响的脆性指标，该指标由峰后相对应力降大小和应力降的速率2部分组成，相对应力降越大、速率越快，说明岩体脆性程度越大。岩石脆性指标Bd表达式为：

Bd=B1B2

(1)

(2)

(3)

式中，Bd为岩石的脆性指标，取值为0～1，该值越大说明脆性程度越高；B1为峰后应力降的相对大小，取值范围为0～1；B2为峰后应力降的绝对速率，取值为0～1；|kAB|的几何意义为从屈服起始点A到残余起始点B的连线斜率的绝对值，因为峰后该段的斜率恒为负值；εp为页岩试件破坏时对应的轴向应变；σr为页岩试件的残余强度；εr为页岩试件达到残余强度对应的轴向应变。

运用该脆性指标对含气页岩和不含气页岩在不同围压条件下的应力—应变曲线综合脆性指数参数进行分析，结果见表1。

表1 含气页岩和不含气页岩的三轴试验参数Tab.1 Triaxial test parameters of gas-infiltrated shale and non-gas shale

不同围压条件下含气页岩和不含气页岩的脆性指标如图5所示。

图5 不同围压条件下含气页岩和不含气页岩的脆性指标Fig.5 Brittleness index of gas-infiltrated shale and non-gas shale under different confining pressures

由图5可以看出，含气页岩和不含气页岩的脆性指标随着围压的增加而降低，该结论与文献[15]结论一致，证明了基于应力—应变曲线的岩石脆性特征评价方法的准确性。当围压相同时，含气页岩的脆性指标均高于不含气页岩的脆性指标，表现出与围压增加脆性指标增加相反的趋势。

4 结论

本文通过不同围压条件下含气页岩和不含气页岩的强度特征及脆性评价的试验研究，得出以下结论。

(1)当围压保持一定，含气页岩的峰值强度均低于不含气页岩的峰值强度和残余强度；随着围压的增加，含气页岩和不含气页岩的峰值强度和残余强度均表现出增加的趋势。

(2)含气页岩和不含气页岩的脆性指标随着围压的增加而降低；当围压相同时，含气页岩的脆性指标均高于不含气页岩的脆性指标。

(3)基于应力—应变曲线的岩石脆性特征评价方法，综合考虑了峰后相对应力降大小和应力降速率，具有较高的准确性。