含天然气水合物土水-力特性联合测试装置及应用*

杨德欢 颜梦秋 陆 地 颜荣涛 韦昌富 田慧会

(①桂林理工大学， 广西岩土力学与工程重点实验室， 桂林 541004， 中国) (②中国科学院武汉岩土力学研究所， 岩土力学与工程国家重点实验室， 武汉 430071， 中国)

0 引 言

天然气水合物(以下称水合物，俗称“可燃冰”)由于其储量大，分布广，储能密度高，燃烧清洁等，被认为是21世纪主要的清洁能源(孔亮等， 2019)。2002～2020年，美国、日本、加拿大、中国等相继在本国专属经济区和国际海底区域内成功地实现了水合物的试验性试采(Zhang et al.，2018； 李守定等， 2019；Ye et al.，2020)。典型的水合物开采技术(包括降压法、注热法及注化学抑制剂法)均通过改变热力学稳定性条件，使沉积物孔隙中的固态水合物分解成气体和水(刘昌岭等， 2017)。在水合物开采过程中，水合物分解会降低充填和胶结作用，导致水合物赋存地层力学性能弱化(如强度降低、压缩性增大等)； 此外，分解产生的大量气体和水会增加超静孔隙水压力，降低有效应力，从而有可能引发大范围的地层变形、坍塌、失稳、滑坡等工程地质问题，甚至引起次生灾害(如海啸、地震等)(Sultan et al.，2004； 王淑云等， 2009)。因此，开展含水合物沉积物(以下称GHBS)的力学测试试验，全面系统地掌握GHBS在水合物分解前后和分解过程中的力学行为响应，对水合物的开采战略部署及开采实施设计具有重要作用，是水合物安全有效开采的重要保障。

鉴于原位保压取芯及原位力学测试难度大、成本高等限制，除少数机构或研究团队开展了天然GHBS的力学特性测试外，大多数GHBS的力学测试是通过研制相应的实验装置人工合成GHBS试样而后开展力学试验来实现(Lee et al.，2010； 石要红等， 2015； Liu et al.，2017； Pinkert， 2017； Priest et al.，2019)。在这些力学试验中，除了少数研究者采用侧限压缩试验(Lee et al.，2010)和直剪试验(Liu et al.，2017)来研究GHBS的变形和强度外，大部分研究人员均采用三轴试验来分析GHBS的工程力学特性。这主要是因为三轴试验具有应力状态明确、测试的力学参数相对合理且能较好地模拟水合物赋存地层的地质条件等优点； 此外，三轴试验获取的试验结果也是建立本构模型的数据基础(李洋辉， 2013； 韦昌富等， 2020)。因此，研发设计出能有效测试GHBS力学性能的三轴试验装置，在很大程度上为GHBS力学特性的研究奠定基础(王淑云等， 2009； 张旭辉等， 2010)。

起初，研究人员以常规土工三轴仪为基础平台，添加水合物生成所需的高压和低温模块实现室内制备GHBS试样，并对其开展力学测试，故这些装置的性能和测试精度都有所局限(Aoki et al.，2004； Hyodo et al.，2005； Masui et al.，2005； 张旭辉等， 2010； 李洋辉等， 2011； 李令东等， 2012； 颜荣涛等， 2012)。例如，日本山口大学早期(1996～2000年)设计的低温高压水合物三轴仪所能施加的最大围压仅为8 MPa，且不能控制孔隙压力，即该装置不能实现GHBS的原位生成与分解(Hyodo et al.，2005)； 中国科学院力学研究所研制的水合物沉积物合成分解及力学性质试验一体化装置，最大围压为14 MPa，最大孔压为10 MPa，控温范围为- 20～20 ℃，但未见设备体变测试的报道(张旭辉等， 2010)； 相类似的问题在中国科学院武汉岩土力学研究所改造的高压低温水合物三轴仪中也存在(颜荣涛等， 2012)。

针对早期GHBS三轴仪存在的问题和不足，研究人员开始大力研制开发GHBS力学特性的测试设备。据文献报道(Winters et al.，2007)，美国地质调查局和国家能源技术实验室联合研发了一套天然气水合物与沉积物模拟测试系统(GHASTLI)，其集成了声波、强度、渗透率和电阻测试等模块，能较好地测量水合物分解前后和分解过程中的物理特性变化。日本山口大学Hyodo et al.(2013)优化并完善了GHBS的温控高压水合物三轴试验装置的性能，其压力室最高可承受压力为30 MPa，可通过流体循环来控制温度，控温范围在- 35～50 ℃，采用双压力室技术来测试体积变化，气体流量计测试水合物分解产生的气体量而后计算水合物饱和度。大连理工大学宋永臣团队研制的一套水合物三轴仪(DDW-600)，能够实现沉积物中水合物的原位生成和分解，可模拟多种工况下GHBS的力学行为(Song et al.，2014)。中国科学院武汉岩土力学研究所研制了一套多功能水合物沉积物三轴试验系统，实现了围压自动跟踪气压做出调整，有效地避免了水合物生成过程中气体消耗可能造成力学试验初始条件发生改变的问题，并拓展了多种应力加载模式(周家作等， 2020)。此外，加拿大卡尔加里大学(Ghiassian et al.，2013)、英国赫瑞瓦特大学(Yang et al.，2019)等也自行装备了GHBS合成与力学性能一体化三轴实验装置。

图 1 实验装置示意图Fig. 1 Schematic diagram for experimental apparatusG1. 气瓶, G2. 压力室; S. 试样； L1. 围压泵, L2. 轴压泵, L3. 反压泵, L4. 回压泵； B1. 真空泵, B2. 回压阀； W1～W2. 恒温水浴槽； C1. 储气罐, C2～C3. 活塞容器, C4～C5. 高压容器； D1. 干燥罐, D2. 气液分离器, D3. 数据采集器； E. 承载板； M. 计算机

总的来说，各类三轴装置不同之处主要在于水合物含量的确定和试样体变的测量方法上，这些是GHBS三轴试验的难点(韦昌富等， 2020)。水合物含量的确定大体有3类： (1)根据真实气体状态方程确定水合物生成反应所消耗的气体物质的量计算(Yang et al.，2019)； (2)假定事先调配湿土样内的水完全转化为水合物(Madhusudhan et al.，2019)； (3)通过试验后收集水合物分解释放的气体量反算(Ghiassian et al.，2013; Hyodo et al.，2013)。试样体变测定方法大致分为3类： (1)根据双压力室中内压力室里液压油的体积变化测定(Hyodo et al.，2013；Song et al.，2014)； (2)通过径向位移测量间接获得试样体变(Aoki et al.，2004)； (3)利用恒定围压时，围压泵量测压力室内液体的体积变化测定(Luo et al.，2020)。

本文基于前人研究成果，充分考虑GHBS的物理力学特性，搭建了一套含天然气水合物土水-力特性联合测试装置。该装置可以实现GHBS试样的人工合成、并且可以进行渗透试验、等向压缩试验和多因素及多路径影响的三轴剪切试验。此外，该装置操作简单，智能控制化程度高，功能完善、性能稳定，结果可重复性好。在本文中，首先按组成模块及功能介绍了搭建的实验装置； 然后，开展了含水合物砂土的渗透性测试、等向压缩、多种工况下的三轴剪切和降压分解试验，对该试验装置的性能和功能进行了评价和验证。

1 实验装置的组成及功能介绍

为评估开采过程中含天然气水合物地层的力学稳定性，揭示不同工况下GHBS试样的力学特性，本项目团队基于前人研究工作，搭建了一套含天然气水合物土水-力特性联合测试装置，其结构主要包括压力室、压力控制系统，注/除气系统，温度控制系统，数据采集及人机交互管理平台，如图 1。下面详细介绍各系统的功能及参数。

1.1 压力室

压力室(G2)采用304不锈钢制成，最大承受压力为35 MPa。压力室上部与轴压加载腔连接，压力室底座与试样底帽之间采用嵌入式(径向密封)连接，可快速安装。试样底帽和试样顶帽的尺寸可根据试验需求方便变换。此外，试样底帽可以嵌入高进气值陶瓷板，实现吸力控制，可开展不同吸力条件下GHBS力学测试或持水性测试。在试验过程中，G2整体浸泡于恒温槽(W2)中，实现控温。

1.2 压力控制系统

4个独立可控的高精度伺服系统注射泵(L1～L4，传感器最大压力30 MPa，精度为0.1% F.S.)分别为实验装置提供围压、轴压、反压及回压。具体如下：

(1)围压控制系统：具有恒压加载、跟踪加载(围压随孔压自动调节)、线性梯度加载(输出液压随时间线性变化)3种模式； 围压注射泵(L1)监测围压室内液体的体积变化，可测定试样的体变。

(2)轴压控制系统：具有恒压(指施加的外部轴向压力)加载，应力式加载和应变式加载3种模式。轴压加载系统装配有自平衡技术(周家作等， 2020)，可有效抵消掉围压液对轴压杆产生的影响，即轴压荷载直接与偏应力相关。主要技术参数为：应变加载可控速率为0.06～6 mm · min-1； 应力加载可控速率为0.01～0.6 MPa·min-1。

(3)反压控制系统：双缸注射泵(L3)与活塞容器(C3)和高压容器(C4)相连，可施加压力梯度实现流体(气体和液体)在试样内部渗流饱和试样或者维持试验过程中试样内孔隙压力恒定。L3具有恒流和恒压两种加载模式。

(4)回压控制系统：回压注射泵(L4)联合回压阀(B2)，控制试样出口端压力。L4具有恒压、线性梯度(控制速率为0.01～0.6 MPa·min-1)两种加载模式。系统还包含有气液分离装置，可测量水合物分解释放的气体体积和水的质量。

所有注射泵(L1～L4)的开启与关闭均可通过远程控制软件操作气动电磁阀来完成，实现了控制智能化。试验过程中各模式之间可无脉冲式切换。

1.3 注/除气系统

储气瓶(G1)为水合物生成提供气源。通过气体流量计控制注气速率，从试样两端匀速注气，有效地防止注气过快导致试样水分迁移。注射泵L3配合活塞容器C2，可实现水合物在恒容或者恒压条件下生成。真空泵(B1)可抽除管路、试样及高压容器中的空气，排出杂异气体。

1.4 温度控制系统

恒温水浴槽W1(范围- 15～+30 ℃，精度为±0.1 ℃)用于维持储气罐C1内气体温度恒定，以便于通过真实气体状态方程计算试验中水合物生成所消耗气体的量。可编程式恒温水浴W2(范围- 25～+50 ℃，精度为±0.1 ℃)用于控制和维持压力室G2内试样的温度。可设定不同升/降温速率，范围为0.01～1 ℃·min-1。W2的上升/下降是通过气压驱动承载板E上下移动来实现的。

1.5 数据采集及人机交互管理平台

两支Pt100型电阻温度传感器(精度±0.1 ℃)分别安置于储气罐(C1)和G2内试样附近，用于量测试验过程中气体温度和试样温度。轴向位移由光栅尺传感器(精度为1 μm)量测。压力传感器用于监测各组件的压力变化(精度为0.1% F.S.)。所有传感器监测的数据被计算机收集。人机交互管理平台可以用于实地或远程操作及查看试验结果。

综上所述，本文搭建的实验装置能够再现天然沉积物中水合物生成的地质条件，可实现不同条件下天然气水合物的原位生成与分解和天然气水合物饱和度有效控制； 试验压力由伺服泵独立控制并自动调节，设置压力变化模式，可维持试验过程中有效围压和孔压恒定，也可按设定速率线性降压控制水合物分解。该装置可执行GHBS渗透性测试、等向压缩试验和不同因素影响下的三轴剪切试验，可获得水合物饱和度、有效围压、饱和条件、加载方式、加载速率、温压条件等因素对GHBS应力-应变曲线、强度、屈服应力、强度指标(摩擦角和黏聚力)、压缩模量、泊松比等的影响； 此外，还可模拟常偏应力作用下，GHBS分解过程(降压法或加热法)中的变形情况。常偏应力的施加是根据围压泵监测的试样体积变化和光栅尺监测的轴向位移反馈计算机，计算出试验过程中试样的横截面(假定为圆柱体)。计算机根据横截面积自动调整轴向压力，以确保施加的偏应力为常数。

2 实验装置的应用

为了验证该实验装置功能，作者以细砂为赋存介质，采用富气法(Excess gas method)制备GHBS试样，而后通过一系列的渗透试验、等向压缩、三轴剪切和降压分解试验，研究了水合物饱和度、有效围压、饱和条件、加载方式、加载速率、温压条件和水合物分解对GHBS水-力特性的影响。通过与已有文献的对比分析，对该实验装置的功能和性能进行了评价。

2.1 试验材料和试样制备

本次试验采用天然石英砂(粒径范围0.075～0.25 mm，Gs=2.65，d50=0.15 mm，Cc=0.92和Cu=1.66)作为水合物的赋存介质。石英砂取回后，经双氧水(H2O2)浸泡，后用蒸馏水洗涤、烘干、过筛。用于试验的甲烷气体由佛山华特气体有限公司提供，纯度为99.99%。试验用水为蒸馏水。甲烷气体和蒸馏水在合适的温度-压力条件下形成甲烷水合物，而后针对于含水合物砂土试样开展相应的试验。GHBS试样制备方法具体如下：

(1)根据预期的水合物饱和度，在自封袋中配制一定含水量的砂样，密封静置24 h。待水分迁移稳定后，复测含水率。而后根据设定干密度1.6g · cm-3(孔隙率40%)，称取相应质量的湿砂，分4层(每层土料质量相等)压实成样。每层压实后，将其表面刨毛，以保证各层间接触良好。试样直径为50 mm，高度为100 mm。

(2)试样从模具中顶出，套上两层厚度为0.5 mm的乳胶膜，嵌入压力室底座。为降低高压甲烷气体穿透乳胶膜的可能性，这里参考Ghiassian et al. (2013)的方法，在两层乳胶膜间嵌入薄层锡箔纸。压力室底座和压力室腔体合拢后，连接试验管路。压力室被水完全充填并浸泡在恒温水浴槽W2中，温度设定为20 ℃。

(3)在跟踪模式下，施加0.2 MPa的有效围压(围压与孔压之差)预压试样。而后开启真空泵，抽除试验管路和试样孔隙内的空气。保持有效围压为0.2 MPa，通过气体流量计，将储气罐C1中的甲烷气体以恒定流速(50 mL·min-1)从试样两端缓慢注入。静置8 h，诱导甲烷气体在孔隙水中溶解，同时检查甲烷气体是否泄漏。

(4)以0.1 ℃·min-1的降温速率，将试样从20 ℃降至2 ℃，促使水合物在细砂中生成。整个水合物生成过程，围压与孔隙压力的差值由围压泵跟踪气压自动调节，保持在0.2 MPa。如果8 h内气体压力变化小于0.01 MPa，则认为水合物生成完成。

2.2 水合物饱和度计算

正如引言所述，目前水合物饱和的确定方法可分为3类。本文采用气体状态方程计算水合物生成反应所消耗的甲烷气体摩尔数来确定试样中水合物的饱和度Sh，过程如下：

(1)

(2)

式中： Δng为反应消耗的气体物质的量(mol)；Mh为甲烷水合物的摩尔质量，值为125.934 g·mol-1(水合数取6.1计算而得)(Uchida et al.，1999； Kumar et al.，2015)；ρh为甲烷水合物的质量密度(0.917g · cm-3)(Madhusudhan et al.，2019)；VV为试样孔隙体积(cm3)；P为气体压力(MPa)；T为温度(K)；R为普适气体常数(8.314 J · mol-1· K-1)；V为游离甲烷气体体积(cm3)；Z为气体压缩因子(可由Peng-Robinson’s方程计算)； 下标a、b和c分别代表储气罐C1、试验管路和试样S；i和t分别代表反应初始和结束时刻。

2.3 实验装置体变量测

该实验装置的体变测量是通过围压泵量测恒定有效围压时，压力室内液体体积的相对变化量来确定。这种量测方法假设围压液(如水)在高压时为不可压缩介质，但考虑到实验装置自身(即压力室、管路和乳胶膜等)在高压情况下的变形以及提供目标围压需向压力室注入的液体体积不可忽略，故需在试验前建立各级有效围压与围压液体积相对变化量的关系。具体操作如下：在相同试验条件(孔压为8 MPa，温度为2 ℃)下，用不锈钢试块(形状和尺寸与试样相同)替代试样，量测出不同有效围压条件下围压泵向压力室注入的液体的体积相对变化量，标定结果如图 2 所示。因压力室和管路中的液体处于高压状态，可认为液体为不可压缩介质，故试样体积变化等于围压泵体积变化量扣除相同条件下不锈钢试块校正的体积变化量。更详细地体积标定介绍可参见文献(颜荣涛等， 2018； 周家作等， 2020)。

图 2 实验装置体变测试标定试验Fig. 2 Calibration tests for measuring volumetric deformation of hydrate-bearing sediments

2.4 实验装置性能重复性评估

为验证实验装置测试的可重复性，本文进行了无水合物细砂(气饱和)和含水合物细砂(Sh=45.9%和Sh=45.5%，气饱和)的三轴压缩试验，结果如图 3 所示。由图可见，两组气饱和状态下无水合物细砂的应力-应变曲线基本重合。初始条件相近的两个试样合成后的水合物饱和度值相近，含水合物细砂的试验曲线也基本重合。这些试验结果说明了该实验装置具有较好的重复性。

图 3 实验装置测试重复性评估Fig. 3 Evaluation for the repeatability of experimental apparatus

2.5 渗透试验

含水合物沉积物的渗透性直接关系到储层的开采效率以及开采工艺的设计方案，因此测试含水合物沉积物的渗透特性，并且分析水合物含量对渗透性的影响显得至关重要。为检验实验装置测试渗透系数的功能，本试验以低温水为渗流介质，在恒定压差作用下进行了不同水合物饱和度试样的渗透试验，根据达西定律计算相应水合物饱和度下水在GHBS中的渗透系数，结果如图 4 所示。在试验之前，试样先通过水驱气进行试样饱和，在试样进水量等于出水量时认为试样饱和。

图 4 GHBS的渗透系数随水合物饱和度的变化Fig. 4 Change in permeability of GHBS with hydrate saturations

从图 4 中可看出，渗透系数随水合物饱和度增加而降低。这归因于水合物在砂土孔隙中形成减小了水的渗流通道，从而阻碍了水在土体内渗流。与图 4 中吴丹梅等(2017)报道的含水合物石英砂(平均粒径233.21 μm，孔隙率47.15%)的渗透率测试结果相比，本试验测试渗透系数偏低。这主要归咎于吴丹梅等(2017)试验采用的砂粒相对较粗，孔隙率更大。

值得说明的是，渗透试验必须要精准地测得试样两端的压力差和渗流水的流量，若配制精度较高的差压传感器来测试试样两端的压力差，无疑对于提高测试精度将有很大帮助。

2.6 等向压缩试验

本试验进行了3个水合物饱和度下的等向压缩试验(Sh=0、Sh=20.2%和Sh=36.2%)，如图 5 所示。为保证乳胶膜与试样接触良好，有效围压为0.05 MPa被选作为加载序列的初始点，而后逐级加压至有效围压20 MPa和卸压至有效围压0.5 MPa。试验中，试样孔隙采用气体饱和，并通过伺服泵L3使孔隙气体压力在整个测试中保持恒定值(8 MPa)。每级荷载变形稳定的判别标准为围压液体积变化量小于0.1 cm3·h-1。

图 5 不同水合物饱和度下GHBS的等向压缩曲线Fig. 5 Isotropic compression curves of GHBS with various hydrate saturations

从图中可以看出，随有效围压的增加，试样孔隙比逐渐减小。水合物饱和度对沉积物的压缩特性影响显著，随着水合物饱和度的提高，含水合物沉积物的可压缩性逐渐减弱。这一试验结果与Luo et al. (2020)和Yoneda et al. (2019)开展的等向压缩试验的结果一致。这归因于水合物在沉积物孔隙中生成，增强了孔隙填充和颗粒间胶结效应，阻碍了颗粒间的相对移动，提升了试样的整体性，从而降低了可压缩性(Lei et al.，2019)。因此，该装置能有效地进行含水合物沉积物等向压缩试验。

2.7 三轴剪切试验

2.7.1 加载方式及速率对GHBS应力-应变曲线的影响

土工三轴测试的加载方式通常有两种，即应力控制式加载和应变控制式加载。为比较加载方式和加载速率对GHBS应力-应变曲线的影响，在相同净围压(3 MPa)下，对4个饱和度相近的试样进行了固结排水三轴剪切试验。应变加载速率设定为0.12%·min-1和1.0%·min-1； 应力加载速率设定为0.06 MPa·min-1和0.6 MPa·min-1。试验结果如图 6 所示。由图可见，不同加载方式及加载速率下，所有试样的应力-应变曲线均呈现为应变软化型； 加载速率越快，相应地峰值强度越高，其不依赖于加载方式。Hyodo et al. (2005)和李洋辉等(2012)报道了类似的试验现象。加载速率与峰值强度的相关性与GHBS中裂纹的扩展和消耗外力功有关，更详细的分析参见文献(李洋辉等， 2012)。

图 6 加载方式和加载速率对GHBS应力-应变曲线的影响Fig. 6 Effects of loading type and loading rate on the stress-strain curves for GHBS

2.7.2 水合物饱和度、有效围压和饱和条件对GHBS剪切行为的影响

GHBS的剪切行为与水合物饱和度、有效围压和饱和条件密切相关。为了说明试验装置对这些试验的适用性，采用应变控制式加载方式，对GHBS试样进行了固结排水条件下三轴剪切试验，并且分析了水合物饱和度、有效围压和饱和条件对GHBS力学行为的影响。试验剪切速率设定为 0.12%·min-1。 试验结果如图 7 所示。

图 7 有效围压、水合物饱和度和饱和条件对剪切行为的影响Fig. 7 Effects of effective confining pressure， hydrate saturation and saturation condition on the stress strain curves of GHBS

在图 7 中，比较1 MPa围压、气饱和情况下不同水合物饱和度对应GHBS试样的应力-应变曲线，可以发现随着水合物饱和度增加，GHBS试样的应力-应变曲线由应变硬化型(Sh=0)过渡为应变软化型，体变由剪缩转变为剪胀。此外，随着水合物饱和度的增加，GHBS的强度和刚度也逐渐增加。这里水合物赋存对GHBS的力学特性的影响趋势与前人的研究成果一致(Masui et al.，2005； Ghiassian et al.，2013； Deusner et al.，2019； Lijith et al.，2019)。这主要是因为水合物于孔隙中以胶结或填充模式生成，增强了砂颗粒间的结构性和整体性，致使其强度和刚度的增加。当试样被剪切时，水合物与砂颗粒间结构破碎或损伤，导致应变软化发生，破碎后的水合物颗粒与砂颗粒一起运动，相互翻转跨跃促使剪胀现象的出现。

比较图 7 中气饱和条件、水合物饱和度为18.7%和18.6%的试样分别在1 MPa和5 MPa围压下的应力应变曲线，可以发现有效围压的增大不仅提高了GHBS的强度和刚度，而且抑制了GHBS试样的应变软化和剪胀效应。原因在于，当有效围压增大时，颗粒间相互作用力增大，在剪切作用下难以移动，故增大了强度和刚度。另外，这种相对较高的有效围压和剪切力可能破碎水合物颗粒，其充填于砂颗粒间的孔隙中，形成更为紧密的结构，故应力-应变曲线呈现为应变硬化和发生剪缩(颜荣涛等， 2012； Lijith et al.，2019)。

在图 7 中，比较水合物饱和度为19.6%和18.7%，有效围压都为1 MPa，分别在水饱和和气饱和条件下的GHBS试样的应力-应变曲线。可以看出，在水合物饱和度相近、有效围压相同的情况下，GHBS试样的强度、刚度在气饱和条件时要比其在水饱和条件时更高，应变软化和剪胀现象也更明显。Hyodo et al. (2013)也比较了气饱和与水饱和两种条件下GHBS的力学特性，得出了与本文一致的结果。对于上述试验现象，目前有两种可能的机制解释： 1)在水饱和条件下，对于较低的渗透性试验，剪切过程会由于水来不及排出而导致孔隙水压力上升，从而减小有效围压，导致较低强度和刚度(Ebinuma et al.，2005)； 2)水饱和过程溶解了GHBS试样中土颗粒接触面上的水合物，弱化了水合物的胶结效应(Hyodo et al.，2013)。在本次试验中，赋存介质为砂土，且试验水合物饱和度为19.6%和18.7%，试样的渗透性不会很低，因此第一种解释很难适用于本次试验； 本试验水合物形成采用富气法形成水合物，水合物赋存形成以胶结型为主，水饱和过程使水合物胶结效应减弱，从而出现了气饱和与水饱和不同的试验结果。

2.7.3 不同温压条件下GHBS的应力-应变曲线

降压法和升温法是开采天然气水合物的主要方法，分析温度和压力变化对GHBS力学特性的影响规律是非常重要的。本次试验分析了在水合物稳定温压范围内温度和压力对GHBS应力-应变曲线的影响。试验中有效围压为1 MPa，剪切速为0.12%·min-1。图 8呈现了3个不同温度压力条件下GHBS试样的应力-应变曲线(试样A，B和C)。GHBS试样的水合物饱和度相近(34.3%～35.1%)，试样A与试样B具有相近的温度，但孔隙压力不同； 试样A与试样C具有相同的孔隙压力，而温度相差4.7 K。试样A、B和C均处于水合物稳定区域内(见插图)，也就是说水合物尚未发生分解。

图 8 温度和孔压对GHBS应力-应变曲线的影响Fig. 8 Effects of temperature and pore pressure on stress-strain curves for GHBS

由图 8 可知，温压条件对GHBS试样的力学特性影响显著，即温度越低，压力越高，其对应试样的刚度和强度越高。在水合物饱和度和温度相近的情况下，具有较高孔压的试样A的强度比试样B高约27.3%； 而同样在8 MPa的孔压条件下，由于温度降低，试样A比试样C的强度高约21.4%。类似的试验现象在Hyodo et al. (2013)工作中也有报道。分析认为，GHBS对温度压力的依赖性可能主要源于赋存水合物自身受温度和压力的影响。在低温和高压的环境中，水合物将具有较高的强度和刚度(Song et al.，2010)。

根据以上分析，在升温或降压开采天然气水合物过程中，即使在水合物稳定条件内，升温或降压也会降低GHBS的强度和刚度，可能导致含水合物地层的沉降或失稳，因此温压条件对GHBS的力学特性的影响仍需要进一步深入研究。

2.7.4 恒定偏应力下水合物分解对GHBS变形的影响

在采气过程中水合物的分解将引起水合物储藏地层变形，威胁钻井平台和破坏开采井。为研究水合物分解对GHBS变形特性的影响，本节以降压法为例，对比分析了不同轴向荷载(图 9 插图)作用下试样在降压过程中的变形行为。具体过程如下，两个GHBS试样(Sh=31.5%和Sh=31.9%)在1 MPa的有效围压作用下完成等向固结后，施加轴向压力进行排水三轴压缩试验。这里施加的轴向压力是根据GHBS和无水合物细砂在相同围压下的强度值设定。当轴向荷载引起的变形趋于稳定后，在回压泵配合回压阀的控制下，以恒定速率(0.15MPa·min-1)降至目标压力(2 MPa)，如图 9 所示。降压过程中，围压跟踪孔压，保持有效围压为1 MPa不变，试样温度为2 ℃。

图 9 水合物分解诱导轴向应变、体变和孔压的变化曲线Fig. 9 Changes in axial strain， volumetric strain and pore pressure versus time for GHBS induced by hydrate dissociation

由图可见，孔隙压力按照设定的速率线性降低。当孔隙压力跨越试验温度对应的平衡压力(3.5 MPa)之前，两个试样的轴向应变很小，降压过程体变略有增加，这可能是由于孔压降低引起孔隙中部分水合物晶体自身结构强度的降低所致，这一点与降压引起GHBS强度降低类似。当孔隙压力跨越平衡压力后，高轴向荷载作用下的GHBS试样发生崩塌(轴向应变和体变急剧增加)，试样被剪切破坏； 而低轴向荷载作用下的试样轴向应变和体变略微增大后趋于平稳，试样并未破坏。这归因于胶结或填充于孔隙中的水合物发生分解，使得试样变形的抗力降低。7 MPa的荷载远高于有效围压1 MPa时无水合物细砂的强度值(2.91 MPa)，故降压过程中试样将产生较大的变形； 相反， 2 MPa的荷载作用是低于相同情况下无水合物细砂的强度值，进而水合物分解过程及完全分解并不会产生较大的变形。

2.8 实验装置性能和功能评价

本文搭建的实验装置在性能和功能上均有所改进和提升，实现了功能集成化、操作智能化。该装置由模块化组成，可变性和兼容性较好，可根据试验需求，方便改造。试验测试结果表明，该装置性能稳定、数据重复性好，成功率高，获得的试验规律与前人的文献报道类似，证实了其可靠性。值得说明的是，“宏微观相结合”的科学范式是当前乃至今后GHBS力学特性研究的主流。该装置在微细观察化方面存在不足； 另外，装置合成的GHBS试样的均匀性和模拟海底富水环境下水合物的赋存模式还有待开展进一步的试验研究对其验证。

3 结 论

(1)搭建的含天然气水合物土水-力学联合测试装置包括压力室、压力控制系统，注/除气系统，温度控制系统，数据采集及人机交互管理平台。通过系列含水合物细砂的试验测试，证实了该装置具备性能良好、功能完善、操作简便、智能化程度高等优点。

(2)压力控制系统由高精度伺服系统注射泵控制，可实现设定速率的线性化加/卸压； 根据采集系统反馈各部分压力自动跟踪，协同性良好。通过气体流量计按设定速率匀速注气，降低了注气过程对试样内部水分分布的扰动。

(3)加载速率越快相应地GHBS的峰值剪切强度越高，其不依赖于加载方式。水合物饱和度提高使得GHBS的应变软化行为和剪胀性增强； 增大有效围压在提升剪切强度的同时也可抑制剪胀趋势和应变软化的发生。相同试验条件下，气饱和试样的强度值高于水饱和试样。在水合物稳定区内降低压力或升高温度，GHBS的强度明显减小。在有效围压保持不变的情况下，通过降压法诱导水合物分解，试样是否发生剪切破坏与所施加的轴向荷载大小及分解对沉积物结构的扰动程度有关。