深海能源土含氣儲層力學特性三軸試驗研究

孔凡玲，王 瀅，張 糧，高 盟，吳 迪

（1.山東科技大學 山東省土木工程防災減災重點實驗室，山東 青島 266590；2.山東科技大學 土木工程與建筑學院，山東 青島 266590；3.蘇州科技大學 土木工程學院，江蘇 蘇州 215129）

中國是世界上最大的能源生產國和消費國之一，擁有豐富的化石能源。然而，中國的人均能源擁有量較低，且能源安全供給及環境污染問題日趨嚴峻，急需開發環境友好的新型能源產品［1］。天然氣水合物作為一種新型清潔能源，具有分布廣、埋藏深、無污染、能量密度高等特點，其開發前景極為廣闊［2-5］。然而，深海能源土（含天然氣水合物的海底沉積物）開采所帶來的生態環境問題是當前各國亟需解決的難題。因此，研究深海能源土含氣儲層的力學特性關系到深海能源的安全開采，對新型能源的發展具有十分重要的理論和指導意義。

當前對深海能源土的研究主要是固相穩定狀態下的靜力反應特性研究，如Waite等［6］通過實驗室合成多晶甲烷水合物進行單軸壓縮試驗，推導出了水合物的基本力學參數。Winters 等［7-8］通過試驗對比密歇根三角洲現場樣品與人工合成的渥太華沙水合物試樣的強度，證明了水合物的存在對沉積物抵抗變形的能力起積極作用，并在此基礎上制備不同粒度的天然氣水合物沉積物樣品，對比發現，粒度較大的沉積物樣品在剪切過程中孔隙水壓力的變化規律同粒度較小的相反。張旭輝等［9-11］基于自主研發的深海能源土沉積物合成及剪切一體裝置，以粉砂為介質，分別對冰粉、四氫呋喃（THF）、CO2及甲烷4種水合物進行了三軸試驗研究，研究發現水合物沉積物均以塑性破壞為失穩形式，且沉積物穩定性受圍壓及水合物類型的影響顯著。李洋輝等［12］將可燃冰同高嶺土混合以模擬深海能源土原樣，研究圍壓及高嶺土含量對深海能源土土層力學性質的影響。以上研究大多為對固態能源土儲層的力學強度進行討論，而對于水合物分解后所形成的含氣儲層試驗研究卻鮮有報道。

深海能源土的相平衡狀態在負壓開采過程中極易被打破，此時天然氣水合物會分解為甲烷氣體并以氣泡的形式游離于土層中。因此，對深海能源土含氣儲層的研究可看作對含氣土的研究。當前關于含氣土的研究大多為小尺寸游離氣泡土的研究，He［13］采用生物制氣法和外接輸氣管法進行含氣土樣的制備，通過對比不同密實度影響下含氣土的固結不排水試驗結果，得到了含氣量對含氣土體承載能力的影響。Sobkowicz和Morgenstern［14］、Grozic等［15］基于CO2與水的相溶性原理，向飽和試樣中充入CO2飽和水，然后通過逐級減壓的方式令孔隙水中的CO2脫溶，以此方法制備含氣土試樣?？琢恋龋?6］通過改進GDS非飽和土三軸儀，提出一種充氣管法進行含氣土試樣的制備，探究了常剪應力路徑下含氣砂土的力學性能。陳楷文等［17］基于壓力板儀，通過對比分析3 種SWCC 模型同儲氣砂土—水特征曲線的關系，得出了儲氣砂土的持水特性。韓珠峰等［18-19］基于沸石微孔吸附特性，通過沸石吸收氣體進行含氣軟黏土的制備，并通過數據對比，驗證了含氣軟黏土制備方法的可行性。然而，關于含氣土的試驗研究還存在許多不足，尤其是實驗室含氣土樣的制備方面，當前還沒有一種能夠有效控制氣泡大小及含氣量的方法。

因此，基于含氣土賦存理論，提出一種新的含氣土制樣方法，以解決氣泡尺寸及含氣量不能有效控制的問題，利用GDS 標準應力路徑三軸試驗系統，開展負壓開采過程中深海能源土含氣儲層的力學反應特性研究。該研究可為深海能源土的安全開采提供行之有效的安全設計方案，為降低能源開采所造成的環境風險提供相應的理論支持。

1 試驗方法與方案設計

1.1 試驗材料準備

為探究中國南海能源土含氣儲層的力學特性，需選取合適的材料進行配比以模擬深海能源土含氣儲層原樣。研究發現，中國南海能源土為泥質粉砂型（含少量黏土礦物及膠結物的粉砂巖）水合物儲層，因此，試驗選用顆粒直徑為2 mm以下的黃海海域海砂，海砂顆粒級配曲線如圖1所示。

圖1 顆粒級配曲線Fig.1 Particle grading curve

朱一銘［1］通過試驗對比海洋黏土與高嶺土的力學響應規律，驗證了高嶺土代替海洋黏土的可行性?；诖?，選用山東寧陽高嶺土［20］代替海洋土中的黏粒部分，并依據儲層組分差異對海砂和高嶺土進行配比以制備試驗用樣，制備完成后海洋土的基本物理力學參數指標如表1所示。

表1 海洋土土樣基本物理力學指標Tab.1 Basic physical and mechanical indexes of marine soil samples

1.2 試樣制備

負壓開采條件下，深海能源土含氣儲層由含氣土及周圍飽和土兩部分構成，因此，需分別對飽和試樣和含氣試樣進行相關試驗，以全面探究其力學性能。為方便研究，將儲層工況近似分為5 種，各工況儲層黏土含量（質量百分數）分別為3%、10%、20%、30%、35%，配比完成的海洋土土樣如圖2（a）所示。

圖2 深海能源土試樣制備Fig.2 Preparation of deep-sea energy soil samples

選取配比完成后的土樣，采用分層搗實法［21-22］制備38 mm×76 mm 的圓柱試樣，試樣成型如圖2（b）所示。為消除試樣內多余氣體的影響，試樣安裝完成后依次進行CO2飽和、水頭飽和和反壓飽和［23］。其中，CO2飽和是通過氣壓控制器施加10 kPa壓力，從試樣底部通入CO2，通氣時長約為2 h，此時通過設置周圍壓力使試樣有效圍壓控制為20 kPa，以確保土骨架不受破壞；水頭飽和是通過反壓控制器施加10 kPa 壓力，從試樣底部通入無氣水，待試樣上端出水口滴水速率穩定后完成水頭飽和，有效圍壓仍舊控制為20 kPa；最后，對試樣施加差值為20 kPa 的圍壓和反壓，分5 級逐級加載，最終圍壓值為120 kPa，反壓值為100 kPa。待反壓控制器排水體積不再變化后，進行B值檢測，反壓保持不變，圍壓增加30 kPa，觀察孔壓增量與圍壓增量之比是否大于0.97，若大于便可認為試樣飽和。

含氣土是一種特殊的非飽和土，飽和度較高（一般飽和度Sr＞85%），且所含孔隙氣體以封閉氣泡的形式存在，與大氣相隔絕，如圖3所示為含氣土的兩種賦存形式，文中僅對圖3（b）類型離散大氣泡進行相關研究。對于含氣土的制備，已有研究大多采用生物制氣法［13］、水氣置換法［14-16］及沸石吸附法［18-19］，雖然能夠制備出含氣土，但對于土樣內的含氣量及氣泡大小的控制效果不理想。

圖3 含氣土氣泡賦存形式Fig.3 Occurrence form of air bubbles in air-bearing soil

為解決以上問題，提出一種新的含氣土制樣方法，以水晶氣泡（高壓聚乙烯：柔性材料，無毒、無味，相對體積質量為0.95，密度在25 ℃下為0.962 g/ml）作為氣體的載體，在氣泡制作過程中采用充入氣體的方式完成水晶氣泡的制作。由于氣泡尺寸大小可控，且氣泡為封閉狀態，因此，在試驗中可根據實際情況進行氣泡尺寸的設計，以達到對試樣含氣量的有效控制。含氣土中氣體多為甲烷、乙烷、硫化氫等易燃、易爆、有毒氣體，絕大多數學者出于安全考慮以及為突出研究重點，采用空氣、CO2或N2代替甲烷等氣體［24］來進行相關試驗研究。深海下能源土氣泡通常呈扁柱形結構，在荷載作用下氣泡會被壓縮，氣泡內部壓力隨之增大［25］，為此，采用空氣作為填充氣體，以厚度為0.01 mm、半徑為2.5 mm、高度為2 mm 的圓柱形水晶氣泡作為空氣載體來模擬真實的能源土氣泡。此外，考慮到能源土在不同賦存區域內的儲量各不相同，且可燃冰在海洋土中大多不連續，故以含氣量為指標，依據飽和度選擇向海洋土中加入不同數量的水晶氣泡來制備含氣土樣，具體制樣原理如圖4所示。

圖4 含氣土制備示意Fig.4 Preparation diagram of aerated soil

水晶氣泡加入的數量依據下式進行計算：

式中：Vg為含氣土中氣體的體積；e0為初始孔隙比；Vt為試樣總體積；Sr為試樣飽和度，且Sr大于0（深海能源土通常為濕土）；Vc為水晶氣泡體積；n為水晶氣泡加入數量。

由于文中選用的水晶氣泡為封閉式氣泡，故在含氣土試驗過程中也需對試樣進行飽和步驟，以消除試樣中其他游離氣泡的影響。待試樣孔隙中的氣體僅為水晶氣泡后，再進行一系列的固結排水、不排水試驗研究。值得注意的是，試樣進行剪切時，水晶氣泡所受外力逐漸增大，此時水晶氣泡側壁會發生微弱形變，氣泡形狀變為近圓形或橢圓形，但水晶氣泡與真實氣泡仍存在一定差異，在后續研究中應著力解決氣泡材質和形狀問題。

如圖5所示，為驗證文中含氣土制樣方法的準確性，參考Hong等［26］建立的細粒含氣土彈塑性本構模型，采用高嶺土作為含氣土土體介質，進行飽和度Sr=90%，有效平均主應力p'=200 kPa，孔隙水壓力u=0、50、300 kPa 的等p'三軸剪切不排水試驗，結果表明：含氣土制樣方法所得試驗結果同理論解具有相同的應力應變趨勢，且峰值強度、峰值應變等力學參數基本一致，這表明文中所提出的含氣土制樣方法具有較高的準確性和有效性。

圖5 理論解與試驗結果對比Fig.5 Comparison between theoretical solution and experimental results

1.3 試驗方案設計

試驗采用GDS標準應力路徑三軸儀對深海能源土含氣儲層力學性能展開研究，主要用到飽和固結及標準三軸試驗模塊。對于深海能源土在可燃冰緩慢分解下的力學行為，可看作為固結排水剪切試驗（CD）［27］。由于深海壓強可達1 000 MPa，實驗室難以滿足，且壓強過大會導致試樣本身體積發生巨大變化。此外，文章旨在探究深海能源土含氣儲層的靜定力學特性，并根據試驗數據獲得相關力學參數，有效圍壓大小的選擇不起決定性作用。因此，為了保證試驗的準確性及安全性，文中對圍壓大小的選取不做特別深究，試驗方案設計如下：

1）飽和試樣固結排水試驗：設置有效圍壓σ3為100、300、450 kPa，分別對3%、10%、20%、30%、35%黏土含量（質量百分數）的飽和試樣進行常規三軸壓縮試驗。

2）含氣試樣固結排水試驗：由于篇幅限制，含氣土試驗僅展示黏土含量為3%的試驗。取黏土含量為3%的土樣作為試驗用土，設置有效圍壓為100、300、450 kPa，分別對3%、6%、9%、12%、15%含氣量（體積百分數）的含氣試樣進行常規三軸壓縮試驗。

試驗采用應變式加載控制，根據《土工試驗方法標準》（GB/T 50123—2019）［28］，固結排水剪切試驗（CD）的剪切速率取0.012%/min，在軸向應變達18%時停止試驗。

2 深海能源土周圍飽和土體力學響應分析

2.1 應力—應變關系

圖6為不同黏土含量下飽和土層的固結排水試驗結果，由圖可知，黏土含量為3%、10%時其應力應變曲線均出現明顯應變軟化現象，且最終進入強度穩定狀態，黏土含量為20%時應力應變曲線出現弱應變軟化現象，黏土含量為30%、35%時曲線為明顯的應變硬化型曲線，這說明黏土含量的變化導致其應力應變曲線趨勢產生顯著差異，隨黏土含量的增加應變軟化效應逐漸降低，在達到某一值后，應變軟化效應消失，曲線變為應變硬化型曲線。這主要是因為黏土顆粒的增加使得試樣本身的力學特性發生變化，土骨架中的黏土顆粒占比逐漸增高，而黏土顆粒在沉積或固結后更具靈活性，更容易填充在砂?？紫秲?，在剪切過程中，增大了骨架的體縮量，使得偏應力持續增加。

圖6 不同黏土含量下飽和土層固結排水試驗結果Fig.6 Experimental results of consolidation and drainage of saturated soil layers with different clay contents

除此之外，圍壓對于同一黏土含量下飽和試樣固結排水試驗結果具有顯著的影響。圍壓越大，試樣在彈性階段時的強度值增加越快，其峰值強度及殘余強度值也越高，且峰值應變隨圍壓的增大而逐漸推后，這可能是圍壓的增大，使得土體骨架被壓縮的更為緊密，土骨架間的孔隙面積減少，進而導致土體顆粒間的接觸增大，孔隙水減少，試樣的抗剪強度值變高，試樣處于彈性變形階段時間越長，試樣越不容易發生剪切破壞，這一規律同土力學理論相統一。同時還可以觀察到，同一黏土含量下，圍壓變化對試樣的應力應變曲線趨勢幾乎沒有影響，曲線走勢主要受黏土含量的控制。這說明黏土含量是決定曲線變化趨勢的關鍵影響因素。

圖6（f）表示有效圍壓為450 kPa 時不同黏土含量下飽和試樣的固結排水試驗結果，由圖可知，同一條件下，黏土含量越高，試樣的峰值強度就越低，試樣越容易發生破壞。這主要是因為黏粒的存在降低了砂土顆粒間的接觸面積，使得顆粒間更容易產生滑動，從而降低了試樣抵抗變形的能力。

2.2 抗剪強度參數指標變化規律

根據飽和土固結排水試驗結果繪制應力摩爾圓。圖7分別為5種不同工況下的固結排水試驗結果。

圖7 飽和土固結排水試驗應力摩爾圓Fig.7 Stress Mohr circle of saturated soil consolidation drainage test

由圖7可知，黏土含量的變化對試樣抗剪強度指標有較為明顯的影響，尤其是對試樣內摩擦角φ的影響最為顯著。隨著黏土含量的增加，試樣的內摩擦角呈現逐漸減少的趨勢，這說明試樣的摩擦強度隨黏土含量的增加逐漸降低。此外，試樣黏聚力受黏土含量的影響表現出的規律不再呈單一變化，黏聚力的大小隨黏土含量的增加呈現先上升后減小的趨勢。3%黏土含量的試樣黏聚力為16.12 kPa，10%黏土含量的試樣黏聚力跟3%含量相比增大了0.01倍，20%、30%、35%黏土含量減小了0.03、0.35、0.35倍。由此可得，少量的黏土顆?？梢栽龃笤嚇拥酿ぞ蹚姸?，但從整體來看，黏土顆粒的存在對試樣強度呈現消極影響，黏土含量越高試樣的黏聚力和內摩擦角越小，試樣抵抗變形和破壞的能力更低，這與應力應變關系曲線分析所得結論一致。

3 深海能源含氣土力學響應分析

3.1 應力—應變關系

圖8 為不同含氣量下深海能源含氣土的固結排水試驗結果。由圖8 可知，圍壓對于含氣試樣固結排水試驗結果具有顯著的影響，圍壓越大，曲線處于彈性階段時的偏應力q增加越快，其強度峰值及殘余強度值也越高，這一點同飽和試樣排水試驗結果規律相同。除此之外，將圖8（a）～（e）同圖6（a）分別比較可知，同一圍壓下含氣試樣的峰值強度均低于飽和試樣的峰值強度，如3%含氣量時，100、300、450 kPa 有效圍壓下的峰值強度較飽和試樣相比分別下降了62.03、174.68、276.96 kPa，含氣試樣的峰值強度下降明顯，且峰值強度差值隨著圍壓及含氣量的增大而逐漸增大，這表明圍壓越大含氣試樣峰值強度降低幅度越明顯。除此之外，含氣試樣的應變軟化效應較飽和試樣相比存在明顯差異，飽和試樣在剪切后期均會出現強度穩定階段，而含氣試樣隨著含氣量的增加，強度穩定階段逐漸消失，曲線表現為偏應力持續下降的趨勢，這可能是因為試樣發生剪切破壞后，土體骨架出現斷裂面，孔隙排布發生變化，部分氣體出現逸散效應，氣泡尺寸發生改變，試樣本身難以維持一個穩定狀態，導致偏應力持續走低。

圖8 不同含氣量下深海能源含氣土固結排水試驗結果Fig.8 Experimental results of consolidation and drainage of deep-sea energy air-bearing soils with different gas contents

圖8（f）表示有效圍壓為450 kPa 時不同含氣量下含氣試樣的固結排水試驗結果，由圖可知，含氣量的變化并未影響曲線的變化形式，曲線均表現為應變軟化型曲線。除此之外，試樣抗剪強度峰值隨氣體含量的增加呈降低趨勢，從受力情況上來說，試樣的三相構成中氣體部分增加，氣體的承載能力遠遠低于孔隙水和土骨架本身，且氣體的存在會影響土顆粒間的膠結作用。因此，含氣量越高試樣抵抗變形及破壞的能力就越低。這表明試樣含氣量是含氣土體峰值強度的重要影響因素之一，同圍壓、黏土含量共同影響試樣的強度值。

深海能源含氣土同周圍飽和土體相比承載能力更低，且受含氣量的控制。然而，試樣發生剪切破壞后，含氣土的承載能力較飽和土體相比衰減程度更慢，在高圍壓作用下，含氣土更難到達強度穩定狀態。由于篇幅限制，文中僅展示3%黏土含量下含氣土的試驗結果，其他黏土含量下的含氣土變化規律同3%相比，除曲線變化趨勢及參數大小外基本一致，不再一一展示。

3.2 抗剪強度參數指標變化規律

根據含氣土固結排水試驗結果進行分析并繪制其相應的應力摩爾圓，繪制結果如圖9 所示。由圖9 可知，含氣量的變化對試樣抗剪強度參數具有顯著的影響，黏聚力與內摩擦角呈波動變化，但整體呈下降趨勢，表明試樣的整體抗剪強度降低，這一點同應力應變關系曲線所得結論一致。此外，同3%黏土含量的飽和試樣抗剪強度參數相比，其內摩擦角隨含氣量增加整體呈下降趨勢，而黏聚力則表現為先升高后降低的趨勢，這表明氣體的存在導致試樣本身的摩擦強度降低，但一定含量氣體的加入反而增加了試樣的黏聚強度。這主要是因為試樣在剪切過程中，水晶氣泡內部氣體被壓縮，氣泡內部氣壓增大，氣泡外壁需要更大的壓力與內部氣壓平衡，進而產生了吸力。因此，特定含量水晶氣泡的加入使試樣各組分之間的黏結更為緊密，進而增強了土體的黏聚力。

4 結 語

基于含氣土賦存理論，提出一種新的含氣土制樣方法，通過GDS標準應力路徑三軸試驗系統，探究了深海能源土含氣儲層在負壓開采條件下的力學性能，為中國南海能源土的保護及安全開采提供相應的理論參考。主要結論如下：

1）不同黏土含量（3%、10%、20%、30%、35%）下深海能源土周圍飽和土體的力學性能存在較大差異，黏土含量越高，試樣峰值強度就越低，但試樣抵抗應變軟化的能力變強，具體表現為：低黏土含量（3%、10%、20%）下試樣應力應變關系為應變軟化型，高黏土含量（30%、35%）下則變為應變硬化型。

2）圍壓對飽和土和含氣土的抗剪強度峰值作用效果顯著，峰值強度隨圍壓增大而呈上升趨勢，且同等條件下，含氣試樣同飽和試樣相比其強度降低幅值隨圍壓增大而逐漸增大。此外，圍壓還會直接影響試樣應變軟化效應，圍壓越大，試樣應變軟化現象越明顯。

3）深海能源含氣土的力學特性同周圍飽和土體相比有明顯差別，含氣土抵抗變形的能力更低，試樣發生破壞后，含氣土的承載能力較飽和土體相比衰減程度更慢。此外，含氣土試樣強度峰值隨含氣量的增加呈逐漸降低的趨勢，含氣量越高試樣抵抗變形及破壞的能力就越低。

4）黏土含量和含氣量是深海能源土含氣儲層抗剪強度指標的重要影響因素，具體表現為：黏土含量增加，土體的內摩擦角變低，黏聚力先增加后降低，但整體抗剪強度參數值減??；氣體的存在導致土體本身的摩擦強度降低，但特定含量氣體的加入反而增加了土體的黏聚強度，黏聚力與內摩擦角隨含氣量的增加呈波動式下降。