楊德歡 顏夢秋 陸 地 顏榮濤 韋昌富 田慧會

(①桂林理工大學， 廣西巖土力學與工程重點實驗室， 桂林 541004， 中國) (②中國科學院武漢巖土力學研究所， 巖土力學與工程國家重點實驗室， 武漢 430071， 中國)

0 引 言

天然氣水合物(以下稱水合物，俗稱“可燃冰”)由于其儲量大，分布廣，儲能密度高，燃燒清潔等，被認為是21世紀主要的清潔能源(孔亮等， 2019)。2002～2020年，美國、日本、加拿大、中國等相繼在本國專屬經(jīng)濟區(qū)和國際海底區(qū)域內(nèi)成功地實現(xiàn)了水合物的試驗性試采(Zhang et al.，2018； 李守定等， 2019；Ye et al.，2020)。典型的水合物開采技術(包括降壓法、注熱法及注化學抑制劑法)均通過改變熱力學穩(wěn)定性條件，使沉積物孔隙中的固態(tài)水合物分解成氣體和水(劉昌嶺等， 2017)。在水合物開采過程中，水合物分解會降低充填和膠結作用，導致水合物賦存地層力學性能弱化(如強度降低、壓縮性增大等)； 此外，分解產(chǎn)生的大量氣體和水會增加超靜孔隙水壓力，降低有效應力，從而有可能引發(fā)大范圍的地層變形、坍塌、失穩(wěn)、滑坡等工程地質(zhì)問題，甚至引起次生災害(如海嘯、地震等)(Sultan et al.，2004； 王淑云等， 2009)。因此，開展含水合物沉積物(以下稱GHBS)的力學測試試驗，全面系統(tǒng)地掌握GHBS在水合物分解前后和分解過程中的力學行為響應，對水合物的開采戰(zhàn)略部署及開采實施設計具有重要作用，是水合物安全有效開采的重要保障。

鑒于原位保壓取芯及原位力學測試難度大、成本高等限制，除少數(shù)機構或研究團隊開展了天然GHBS的力學特性測試外，大多數(shù)GHBS的力學測試是通過研制相應的實驗裝置人工合成GHBS試樣而后開展力學試驗來實現(xiàn)(Lee et al.，2010； 石要紅等， 2015； Liu et al.，2017； Pinkert， 2017； Priest et al.，2019)。在這些力學試驗中，除了少數(shù)研究者采用側限壓縮試驗(Lee et al.，2010)和直剪試驗(Liu et al.，2017)來研究GHBS的變形和強度外，大部分研究人員均采用三軸試驗來分析GHBS的工程力學特性。這主要是因為三軸試驗具有應力狀態(tài)明確、測試的力學參數(shù)相對合理且能較好地模擬水合物賦存地層的地質(zhì)條件等優(yōu)點； 此外，三軸試驗獲取的試驗結果也是建立本構模型的數(shù)據(jù)基礎(李洋輝， 2013； 韋昌富等， 2020)。因此，研發(fā)設計出能有效測試GHBS力學性能的三軸試驗裝置，在很大程度上為GHBS力學特性的研究奠定基礎(王淑云等， 2009； 張旭輝等， 2010)。

起初，研究人員以常規(guī)土工三軸儀為基礎平臺，添加水合物生成所需的高壓和低溫模塊實現(xiàn)室內(nèi)制備GHBS試樣，并對其開展力學測試，故這些裝置的性能和測試精度都有所局限(Aoki et al.，2004； Hyodo et al.，2005； Masui et al.，2005； 張旭輝等， 2010； 李洋輝等， 2011； 李令東等， 2012； 顏榮濤等， 2012)。例如，日本山口大學早期(1996～2000年)設計的低溫高壓水合物三軸儀所能施加的最大圍壓僅為8 MPa，且不能控制孔隙壓力，即該裝置不能實現(xiàn)GHBS的原位生成與分解(Hyodo et al.，2005)； 中國科學院力學研究所研制的水合物沉積物合成分解及力學性質(zhì)試驗一體化裝置，最大圍壓為14 MPa，最大孔壓為10 MPa，控溫范圍為- 20～20 ℃，但未見設備體變測試的報道(張旭輝等， 2010)； 相類似的問題在中國科學院武漢巖土力學研究所改造的高壓低溫水合物三軸儀中也存在(顏榮濤等， 2012)。

針對早期GHBS三軸儀存在的問題和不足，研究人員開始大力研制開發(fā)GHBS力學特性的測試設備。據(jù)文獻報道(Winters et al.，2007)，美國地質(zhì)調(diào)查局和國家能源技術實驗室聯(lián)合研發(fā)了一套天然氣水合物與沉積物模擬測試系統(tǒng)(GHASTLI)，其集成了聲波、強度、滲透率和電阻測試等模塊，能較好地測量水合物分解前后和分解過程中的物理特性變化。日本山口大學Hyodo et al.(2013)優(yōu)化并完善了GHBS的溫控高壓水合物三軸試驗裝置的性能，其壓力室最高可承受壓力為30 MPa，可通過流體循環(huán)來控制溫度，控溫范圍在- 35～50 ℃，采用雙壓力室技術來測試體積變化，氣體流量計測試水合物分解產(chǎn)生的氣體量而后計算水合物飽和度。大連理工大學宋永臣團隊研制的一套水合物三軸儀(DDW-600)，能夠?qū)崿F(xiàn)沉積物中水合物的原位生成和分解，可模擬多種工況下GHBS的力學行為(Song et al.，2014)。中國科學院武漢巖土力學研究所研制了一套多功能水合物沉積物三軸試驗系統(tǒng)，實現(xiàn)了圍壓自動跟蹤氣壓做出調(diào)整，有效地避免了水合物生成過程中氣體消耗可能造成力學試驗初始條件發(fā)生改變的問題，并拓展了多種應力加載模式(周家作等， 2020)。此外，加拿大卡爾加里大學(Ghiassian et al.，2013)、英國赫瑞瓦特大學(Yang et al.，2019)等也自行裝備了GHBS合成與力學性能一體化三軸實驗裝置。

圖 1 實驗裝置示意圖Fig. 1 Schematic diagram for experimental apparatusG1. 氣瓶, G2. 壓力室; S. 試樣； L1. 圍壓泵, L2. 軸壓泵, L3. 反壓泵, L4. 回壓泵； B1. 真空泵, B2. 回壓閥； W1～W2. 恒溫水浴槽； C1. 儲氣罐, C2～C3. 活塞容器, C4～C5. 高壓容器； D1. 干燥罐, D2. 氣液分離器, D3. 數(shù)據(jù)采集器； E. 承載板； M. 計算機

總的來說，各類三軸裝置不同之處主要在于水合物含量的確定和試樣體變的測量方法上，這些是GHBS三軸試驗的難點(韋昌富等， 2020)。水合物含量的確定大體有3類： (1)根據(jù)真實氣體狀態(tài)方程確定水合物生成反應所消耗的氣體物質(zhì)的量計算(Yang et al.，2019)； (2)假定事先調(diào)配濕土樣內(nèi)的水完全轉(zhuǎn)化為水合物(Madhusudhan et al.，2019)； (3)通過試驗后收集水合物分解釋放的氣體量反算(Ghiassian et al.，2013; Hyodo et al.，2013)。試樣體變測定方法大致分為3類： (1)根據(jù)雙壓力室中內(nèi)壓力室里液壓油的體積變化測定(Hyodo et al.，2013；Song et al.，2014)； (2)通過徑向位移測量間接獲得試樣體變(Aoki et al.，2004)； (3)利用恒定圍壓時，圍壓泵量測壓力室內(nèi)液體的體積變化測定(Luo et al.，2020)。

本文基于前人研究成果，充分考慮GHBS的物理力學特性，搭建了一套含天然氣水合物土水-力特性聯(lián)合測試裝置。該裝置可以實現(xiàn)GHBS試樣的人工合成、并且可以進行滲透試驗、等向壓縮試驗和多因素及多路徑影響的三軸剪切試驗。此外，該裝置操作簡單，智能控制化程度高，功能完善、性能穩(wěn)定，結果可重復性好。在本文中，首先按組成模塊及功能介紹了搭建的實驗裝置； 然后，開展了含水合物砂土的滲透性測試、等向壓縮、多種工況下的三軸剪切和降壓分解試驗，對該試驗裝置的性能和功能進行了評價和驗證。

1 實驗裝置的組成及功能介紹

為評估開采過程中含天然氣水合物地層的力學穩(wěn)定性，揭示不同工況下GHBS試樣的力學特性，本項目團隊基于前人研究工作，搭建了一套含天然氣水合物土水-力特性聯(lián)合測試裝置，其結構主要包括壓力室、壓力控制系統(tǒng)，注/除氣系統(tǒng)，溫度控制系統(tǒng)，數(shù)據(jù)采集及人機交互管理平臺，如圖 1。下面詳細介紹各系統(tǒng)的功能及參數(shù)。

1.1 壓力室

壓力室(G2)采用304不銹鋼制成，最大承受壓力為35 MPa。壓力室上部與軸壓加載腔連接，壓力室底座與試樣底帽之間采用嵌入式(徑向密封)連接，可快速安裝。試樣底帽和試樣頂帽的尺寸可根據(jù)試驗需求方便變換。此外，試樣底帽可以嵌入高進氣值陶瓷板，實現(xiàn)吸力控制，可開展不同吸力條件下GHBS力學測試或持水性測試。在試驗過程中，G2整體浸泡于恒溫槽(W2)中，實現(xiàn)控溫。

1.2 壓力控制系統(tǒng)

4個獨立可控的高精度伺服系統(tǒng)注射泵(L1～L4，傳感器最大壓力30 MPa，精度為0.1% F.S.)分別為實驗裝置提供圍壓、軸壓、反壓及回壓。具體如下：

(1)圍壓控制系統(tǒng)：具有恒壓加載、跟蹤加載(圍壓隨孔壓自動調(diào)節(jié))、線性梯度加載(輸出液壓隨時間線性變化)3種模式； 圍壓注射泵(L1)監(jiān)測圍壓室內(nèi)液體的體積變化，可測定試樣的體變。

(2)軸壓控制系統(tǒng)：具有恒壓(指施加的外部軸向壓力)加載，應力式加載和應變式加載3種模式。軸壓加載系統(tǒng)裝配有自平衡技術(周家作等， 2020)，可有效抵消掉圍壓液對軸壓桿產(chǎn)生的影響，即軸壓荷載直接與偏應力相關。主要技術參數(shù)為：應變加載可控速率為0.06～6 mm · min-1； 應力加載可控速率為0.01～0.6 MPa·min-1。

(3)反壓控制系統(tǒng)：雙缸注射泵(L3)與活塞容器(C3)和高壓容器(C4)相連，可施加壓力梯度實現(xiàn)流體(氣體和液體)在試樣內(nèi)部滲流飽和試樣或者維持試驗過程中試樣內(nèi)孔隙壓力恒定。L3具有恒流和恒壓兩種加載模式。

(4)回壓控制系統(tǒng)：回壓注射泵(L4)聯(lián)合回壓閥(B2)，控制試樣出口端壓力。L4具有恒壓、線性梯度(控制速率為0.01～0.6 MPa·min-1)兩種加載模式。系統(tǒng)還包含有氣液分離裝置，可測量水合物分解釋放的氣體體積和水的質(zhì)量。

所有注射泵(L1～L4)的開啟與關閉均可通過遠程控制軟件操作氣動電磁閥來完成，實現(xiàn)了控制智能化。試驗過程中各模式之間可無脈沖式切換。

1.3 注/除氣系統(tǒng)

儲氣瓶(G1)為水合物生成提供氣源。通過氣體流量計控制注氣速率，從試樣兩端勻速注氣，有效地防止注氣過快導致試樣水分遷移。注射泵L3配合活塞容器C2，可實現(xiàn)水合物在恒容或者恒壓條件下生成。真空泵(B1)可抽除管路、試樣及高壓容器中的空氣，排出雜異氣體。

1.4 溫度控制系統(tǒng)

恒溫水浴槽W1(范圍- 15～+30 ℃，精度為±0.1 ℃)用于維持儲氣罐C1內(nèi)氣體溫度恒定，以便于通過真實氣體狀態(tài)方程計算試驗中水合物生成所消耗氣體的量?？删幊淌胶銣厮2(范圍- 25～+50 ℃，精度為±0.1 ℃)用于控制和維持壓力室G2內(nèi)試樣的溫度?？稍O定不同升/降溫速率，范圍為0.01～1 ℃·min-1。W2的上升/下降是通過氣壓驅(qū)動承載板E上下移動來實現(xiàn)的。

1.5 數(shù)據(jù)采集及人機交互管理平臺

兩支Pt100型電阻溫度傳感器(精度±0.1 ℃)分別安置于儲氣罐(C1)和G2內(nèi)試樣附近，用于量測試驗過程中氣體溫度和試樣溫度。軸向位移由光柵尺傳感器(精度為1 μm)量測。壓力傳感器用于監(jiān)測各組件的壓力變化(精度為0.1% F.S.)。所有傳感器監(jiān)測的數(shù)據(jù)被計算機收集。人機交互管理平臺可以用于實地或遠程操作及查看試驗結果。

綜上所述，本文搭建的實驗裝置能夠再現(xiàn)天然沉積物中水合物生成的地質(zhì)條件，可實現(xiàn)不同條件下天然氣水合物的原位生成與分解和天然氣水合物飽和度有效控制； 試驗壓力由伺服泵獨立控制并自動調(diào)節(jié)，設置壓力變化模式，可維持試驗過程中有效圍壓和孔壓恒定，也可按設定速率線性降壓控制水合物分解。該裝置可執(zhí)行GHBS滲透性測試、等向壓縮試驗和不同因素影響下的三軸剪切試驗，可獲得水合物飽和度、有效圍壓、飽和條件、加載方式、加載速率、溫壓條件等因素對GHBS應力-應變曲線、強度、屈服應力、強度指標(摩擦角和黏聚力)、壓縮模量、泊松比等的影響； 此外，還可模擬常偏應力作用下，GHBS分解過程(降壓法或加熱法)中的變形情況。常偏應力的施加是根據(jù)圍壓泵監(jiān)測的試樣體積變化和光柵尺監(jiān)測的軸向位移反饋計算機，計算出試驗過程中試樣的橫截面(假定為圓柱體)。計算機根據(jù)橫截面積自動調(diào)整軸向壓力，以確保施加的偏應力為常數(shù)。

2 實驗裝置的應用

為了驗證該實驗裝置功能，作者以細砂為賦存介質(zhì)，采用富氣法(Excess gas method)制備GHBS試樣，而后通過一系列的滲透試驗、等向壓縮、三軸剪切和降壓分解試驗，研究了水合物飽和度、有效圍壓、飽和條件、加載方式、加載速率、溫壓條件和水合物分解對GHBS水-力特性的影響。通過與已有文獻的對比分析，對該實驗裝置的功能和性能進行了評價。

2.1 試驗材料和試樣制備

本次試驗采用天然石英砂(粒徑范圍0.075～0.25 mm，Gs=2.65，d50=0.15 mm，Cc=0.92和Cu=1.66)作為水合物的賦存介質(zhì)。石英砂取回后，經(jīng)雙氧水(H2O2)浸泡，后用蒸餾水洗滌、烘干、過篩。用于試驗的甲烷氣體由佛山華特氣體有限公司提供，純度為99.99%。試驗用水為蒸餾水。甲烷氣體和蒸餾水在合適的溫度-壓力條件下形成甲烷水合物，而后針對于含水合物砂土試樣開展相應的試驗。GHBS試樣制備方法具體如下：

(1)根據(jù)預期的水合物飽和度，在自封袋中配制一定含水量的砂樣，密封靜置24 h。待水分遷移穩(wěn)定后，復測含水率。而后根據(jù)設定干密度1.6g · cm-3(孔隙率40%)，稱取相應質(zhì)量的濕砂，分4層(每層土料質(zhì)量相等)壓實成樣。每層壓實后，將其表面刨毛，以保證各層間接觸良好。試樣直徑為50 mm，高度為100 mm。

(2)試樣從模具中頂出，套上兩層厚度為0.5 mm的乳膠膜，嵌入壓力室底座。為降低高壓甲烷氣體穿透乳膠膜的可能性，這里參考Ghiassian et al. (2013)的方法，在兩層乳膠膜間嵌入薄層錫箔紙。壓力室底座和壓力室腔體合攏后，連接試驗管路。壓力室被水完全充填并浸泡在恒溫水浴槽W2中，溫度設定為20 ℃。

(3)在跟蹤模式下，施加0.2 MPa的有效圍壓(圍壓與孔壓之差)預壓試樣。而后開啟真空泵，抽除試驗管路和試樣孔隙內(nèi)的空氣。保持有效圍壓為0.2 MPa，通過氣體流量計，將儲氣罐C1中的甲烷氣體以恒定流速(50 mL·min-1)從試樣兩端緩慢注入。靜置8 h，誘導甲烷氣體在孔隙水中溶解，同時檢查甲烷氣體是否泄漏。

(4)以0.1 ℃·min-1的降溫速率，將試樣從20 ℃降至2 ℃，促使水合物在細砂中生成。整個水合物生成過程，圍壓與孔隙壓力的差值由圍壓泵跟蹤氣壓自動調(diào)節(jié)，保持在0.2 MPa。如果8 h內(nèi)氣體壓力變化小于0.01 MPa，則認為水合物生成完成。

2.2 水合物飽和度計算

正如引言所述，目前水合物飽和的確定方法可分為3類。本文采用氣體狀態(tài)方程計算水合物生成反應所消耗的甲烷氣體摩爾數(shù)來確定試樣中水合物的飽和度Sh，過程如下：

(1)

(2)

式中： Δng為反應消耗的氣體物質(zhì)的量(mol)；Mh為甲烷水合物的摩爾質(zhì)量，值為125.934 g·mol-1(水合數(shù)取6.1計算而得)(Uchida et al.，1999； Kumar et al.，2015)；ρh為甲烷水合物的質(zhì)量密度(0.917g · cm-3)(Madhusudhan et al.，2019)；VV為試樣孔隙體積(cm3)；P為氣體壓力(MPa)；T為溫度(K)；R為普適氣體常數(shù)(8.314 J · mol-1· K-1)；V為游離甲烷氣體體積(cm3)；Z為氣體壓縮因子(可由Peng-Robinson’s方程計算)； 下標a、b和c分別代表儲氣罐C1、試驗管路和試樣S；i和t分別代表反應初始和結束時刻。

2.3 實驗裝置體變量測

該實驗裝置的體變測量是通過圍壓泵量測恒定有效圍壓時，壓力室內(nèi)液體體積的相對變化量來確定。這種量測方法假設圍壓液(如水)在高壓時為不可壓縮介質(zhì)，但考慮到實驗裝置自身(即壓力室、管路和乳膠膜等)在高壓情況下的變形以及提供目標圍壓需向壓力室注入的液體體積不可忽略，故需在試驗前建立各級有效圍壓與圍壓液體積相對變化量的關系。具體操作如下：在相同試驗條件(孔壓為8 MPa，溫度為2 ℃)下，用不銹鋼試塊(形狀和尺寸與試樣相同)替代試樣，量測出不同有效圍壓條件下圍壓泵向壓力室注入的液體的體積相對變化量，標定結果如圖 2 所示。因壓力室和管路中的液體處于高壓狀態(tài)，可認為液體為不可壓縮介質(zhì)，故試樣體積變化等于圍壓泵體積變化量扣除相同條件下不銹鋼試塊校正的體積變化量。更詳細地體積標定介紹可參見文獻(顏榮濤等， 2018； 周家作等， 2020)。

圖 2 實驗裝置體變測試標定試驗Fig. 2 Calibration tests for measuring volumetric deformation of hydrate-bearing sediments

2.4 實驗裝置性能重復性評估

為驗證實驗裝置測試的可重復性，本文進行了無水合物細砂(氣飽和)和含水合物細砂(Sh=45.9%和Sh=45.5%，氣飽和)的三軸壓縮試驗，結果如圖 3 所示。由圖可見，兩組氣飽和狀態(tài)下無水合物細砂的應力-應變曲線基本重合。初始條件相近的兩個試樣合成后的水合物飽和度值相近，含水合物細砂的試驗曲線也基本重合。這些試驗結果說明了該實驗裝置具有較好的重復性。

圖 3 實驗裝置測試重復性評估Fig. 3 Evaluation for the repeatability of experimental apparatus

2.5 滲透試驗

含水合物沉積物的滲透性直接關系到儲層的開采效率以及開采工藝的設計方案，因此測試含水合物沉積物的滲透特性，并且分析水合物含量對滲透性的影響顯得至關重要。為檢驗實驗裝置測試滲透系數(shù)的功能，本試驗以低溫水為滲流介質(zhì)，在恒定壓差作用下進行了不同水合物飽和度試樣的滲透試驗，根據(jù)達西定律計算相應水合物飽和度下水在GHBS中的滲透系數(shù)，結果如圖 4 所示。在試驗之前，試樣先通過水驅(qū)氣進行試樣飽和，在試樣進水量等于出水量時認為試樣飽和。

圖 4 GHBS的滲透系數(shù)隨水合物飽和度的變化Fig. 4 Change in permeability of GHBS with hydrate saturations

從圖 4 中可看出，滲透系數(shù)隨水合物飽和度增加而降低。這歸因于水合物在砂土孔隙中形成減小了水的滲流通道，從而阻礙了水在土體內(nèi)滲流。與圖 4 中吳丹梅等(2017)報道的含水合物石英砂(平均粒徑233.21 μm，孔隙率47.15%)的滲透率測試結果相比，本試驗測試滲透系數(shù)偏低。這主要歸咎于吳丹梅等(2017)試驗采用的砂粒相對較粗，孔隙率更大。

值得說明的是，滲透試驗必須要精準地測得試樣兩端的壓力差和滲流水的流量，若配制精度較高的差壓傳感器來測試試樣兩端的壓力差，無疑對于提高測試精度將有很大幫助。

2.6 等向壓縮試驗

本試驗進行了3個水合物飽和度下的等向壓縮試驗(Sh=0、Sh=20.2%和Sh=36.2%)，如圖 5 所示。為保證乳膠膜與試樣接觸良好，有效圍壓為0.05 MPa被選作為加載序列的初始點，而后逐級加壓至有效圍壓20 MPa和卸壓至有效圍壓0.5 MPa。試驗中，試樣孔隙采用氣體飽和，并通過伺服泵L3使孔隙氣體壓力在整個測試中保持恒定值(8 MPa)。每級荷載變形穩(wěn)定的判別標準為圍壓液體積變化量小于0.1 cm3·h-1。

圖 5 不同水合物飽和度下GHBS的等向壓縮曲線Fig. 5 Isotropic compression curves of GHBS with various hydrate saturations

從圖中可以看出，隨有效圍壓的增加，試樣孔隙比逐漸減小。水合物飽和度對沉積物的壓縮特性影響顯著，隨著水合物飽和度的提高，含水合物沉積物的可壓縮性逐漸減弱。這一試驗結果與Luo et al. (2020)和Yoneda et al. (2019)開展的等向壓縮試驗的結果一致。這歸因于水合物在沉積物孔隙中生成，增強了孔隙填充和顆粒間膠結效應，阻礙了顆粒間的相對移動，提升了試樣的整體性，從而降低了可壓縮性(Lei et al.，2019)。因此，該裝置能有效地進行含水合物沉積物等向壓縮試驗。

2.7 三軸剪切試驗

2.7.1 加載方式及速率對GHBS應力-應變曲線的影響

土工三軸測試的加載方式通常有兩種，即應力控制式加載和應變控制式加載。為比較加載方式和加載速率對GHBS應力-應變曲線的影響，在相同凈圍壓(3 MPa)下，對4個飽和度相近的試樣進行了固結排水三軸剪切試驗。應變加載速率設定為0.12%·min-1和1.0%·min-1； 應力加載速率設定為0.06 MPa·min-1和0.6 MPa·min-1。試驗結果如圖 6 所示。由圖可見，不同加載方式及加載速率下，所有試樣的應力-應變曲線均呈現(xiàn)為應變軟化型； 加載速率越快，相應地峰值強度越高，其不依賴于加載方式。Hyodo et al. (2005)和李洋輝等(2012)報道了類似的試驗現(xiàn)象。加載速率與峰值強度的相關性與GHBS中裂紋的擴展和消耗外力功有關，更詳細的分析參見文獻(李洋輝等， 2012)。

圖 6 加載方式和加載速率對GHBS應力-應變曲線的影響Fig. 6 Effects of loading type and loading rate on the stress-strain curves for GHBS

2.7.2 水合物飽和度、有效圍壓和飽和條件對GHBS剪切行為的影響

GHBS的剪切行為與水合物飽和度、有效圍壓和飽和條件密切相關。為了說明試驗裝置對這些試驗的適用性，采用應變控制式加載方式，對GHBS試樣進行了固結排水條件下三軸剪切試驗，并且分析了水合物飽和度、有效圍壓和飽和條件對GHBS力學行為的影響。試驗剪切速率設定為 0.12%·min-1。 試驗結果如圖 7 所示。

圖 7 有效圍壓、水合物飽和度和飽和條件對剪切行為的影響Fig. 7 Effects of effective confining pressure， hydrate saturation and saturation condition on the stress strain curves of GHBS

在圖 7 中，比較1 MPa圍壓、氣飽和情況下不同水合物飽和度對應GHBS試樣的應力-應變曲線，可以發(fā)現(xiàn)隨著水合物飽和度增加，GHBS試樣的應力-應變曲線由應變硬化型(Sh=0)過渡為應變軟化型，體變由剪縮轉(zhuǎn)變?yōu)榧裘?。此外，隨著水合物飽和度的增加，GHBS的強度和剛度也逐漸增加。這里水合物賦存對GHBS的力學特性的影響趨勢與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)。這主要是因為水合物于孔隙中以膠結或填充模式生成，增強了砂顆粒間的結構性和整體性，致使其強度和剛度的增加。當試樣被剪切時，水合物與砂顆粒間結構破碎或損傷，導致應變軟化發(fā)生，破碎后的水合物顆粒與砂顆粒一起運動，相互翻轉(zhuǎn)跨躍促使剪脹現(xiàn)象的出現(xiàn)。

比較圖 7 中氣飽和條件、水合物飽和度為18.7%和18.6%的試樣分別在1 MPa和5 MPa圍壓下的應力應變曲線，可以發(fā)現(xiàn)有效圍壓的增大不僅提高了GHBS的強度和剛度，而且抑制了GHBS試樣的應變軟化和剪脹效應。原因在于，當有效圍壓增大時，顆粒間相互作用力增大，在剪切作用下難以移動，故增大了強度和剛度。另外，這種相對較高的有效圍壓和剪切力可能破碎水合物顆粒，其充填于砂顆粒間的孔隙中，形成更為緊密的結構，故應力-應變曲線呈現(xiàn)為應變硬化和發(fā)生剪縮(顏榮濤等， 2012； Lijith et al.，2019)。

在圖 7 中，比較水合物飽和度為19.6%和18.7%，有效圍壓都為1 MPa，分別在水飽和和氣飽和條件下的GHBS試樣的應力-應變曲線?？梢钥闯?，在水合物飽和度相近、有效圍壓相同的情況下，GHBS試樣的強度、剛度在氣飽和條件時要比其在水飽和條件時更高，應變軟化和剪脹現(xiàn)象也更明顯。Hyodo et al. (2013)也比較了氣飽和與水飽和兩種條件下GHBS的力學特性，得出了與本文一致的結果。對于上述試驗現(xiàn)象，目前有兩種可能的機制解釋： 1)在水飽和條件下，對于較低的滲透性試驗，剪切過程會由于水來不及排出而導致孔隙水壓力上升，從而減小有效圍壓，導致較低強度和剛度(Ebinuma et al.，2005)； 2)水飽和過程溶解了GHBS試樣中土顆粒接觸面上的水合物，弱化了水合物的膠結效應(Hyodo et al.，2013)。在本次試驗中，賦存介質(zhì)為砂土，且試驗水合物飽和度為19.6%和18.7%，試樣的滲透性不會很低，因此第一種解釋很難適用于本次試驗； 本試驗水合物形成采用富氣法形成水合物，水合物賦存形成以膠結型為主，水飽和過程使水合物膠結效應減弱，從而出現(xiàn)了氣飽和與水飽和不同的試驗結果。

2.7.3 不同溫壓條件下GHBS的應力-應變曲線

降壓法和升溫法是開采天然氣水合物的主要方法，分析溫度和壓力變化對GHBS力學特性的影響規(guī)律是非常重要的。本次試驗分析了在水合物穩(wěn)定溫壓范圍內(nèi)溫度和壓力對GHBS應力-應變曲線的影響。試驗中有效圍壓為1 MPa，剪切速為0.12%·min-1。圖 8呈現(xiàn)了3個不同溫度壓力條件下GHBS試樣的應力-應變曲線(試樣A，B和C)。GHBS試樣的水合物飽和度相近(34.3%～35.1%)，試樣A與試樣B具有相近的溫度，但孔隙壓力不同； 試樣A與試樣C具有相同的孔隙壓力，而溫度相差4.7 K。試樣A、B和C均處于水合物穩(wěn)定區(qū)域內(nèi)(見插圖)，也就是說水合物尚未發(fā)生分解。

圖 8 溫度和孔壓對GHBS應力-應變曲線的影響Fig. 8 Effects of temperature and pore pressure on stress-strain curves for GHBS

由圖 8 可知，溫壓條件對GHBS試樣的力學特性影響顯著，即溫度越低，壓力越高，其對應試樣的剛度和強度越高。在水合物飽和度和溫度相近的情況下，具有較高孔壓的試樣A的強度比試樣B高約27.3%； 而同樣在8 MPa的孔壓條件下，由于溫度降低，試樣A比試樣C的強度高約21.4%。類似的試驗現(xiàn)象在Hyodo et al. (2013)工作中也有報道。分析認為，GHBS對溫度壓力的依賴性可能主要源于賦存水合物自身受溫度和壓力的影響。在低溫和高壓的環(huán)境中，水合物將具有較高的強度和剛度(Song et al.，2010)。

根據(jù)以上分析，在升溫或降壓開采天然氣水合物過程中，即使在水合物穩(wěn)定條件內(nèi)，升溫或降壓也會降低GHBS的強度和剛度，可能導致含水合物地層的沉降或失穩(wěn)，因此溫壓條件對GHBS的力學特性的影響仍需要進一步深入研究。

2.7.4 恒定偏應力下水合物分解對GHBS變形的影響

在采氣過程中水合物的分解將引起水合物儲藏地層變形，威脅鉆井平臺和破壞開采井。為研究水合物分解對GHBS變形特性的影響，本節(jié)以降壓法為例，對比分析了不同軸向荷載(圖 9 插圖)作用下試樣在降壓過程中的變形行為。具體過程如下，兩個GHBS試樣(Sh=31.5%和Sh=31.9%)在1 MPa的有效圍壓作用下完成等向固結后，施加軸向壓力進行排水三軸壓縮試驗。這里施加的軸向壓力是根據(jù)GHBS和無水合物細砂在相同圍壓下的強度值設定。當軸向荷載引起的變形趨于穩(wěn)定后，在回壓泵配合回壓閥的控制下，以恒定速率(0.15MPa·min-1)降至目標壓力(2 MPa)，如圖 9 所示。降壓過程中，圍壓跟蹤孔壓，保持有效圍壓為1 MPa不變，試樣溫度為2 ℃。

圖 9 水合物分解誘導軸向應變、體變和孔壓的變化曲線Fig. 9 Changes in axial strain， volumetric strain and pore pressure versus time for GHBS induced by hydrate dissociation

由圖可見，孔隙壓力按照設定的速率線性降低。當孔隙壓力跨越試驗溫度對應的平衡壓力(3.5 MPa)之前，兩個試樣的軸向應變很小，降壓過程體變略有增加，這可能是由于孔壓降低引起孔隙中部分水合物晶體自身結構強度的降低所致，這一點與降壓引起GHBS強度降低類似。當孔隙壓力跨越平衡壓力后，高軸向荷載作用下的GHBS試樣發(fā)生崩塌(軸向應變和體變急劇增加)，試樣被剪切破壞； 而低軸向荷載作用下的試樣軸向應變和體變略微增大后趨于平穩(wěn)，試樣并未破壞。這歸因于膠結或填充于孔隙中的水合物發(fā)生分解，使得試樣變形的抗力降低。7 MPa的荷載遠高于有效圍壓1 MPa時無水合物細砂的強度值(2.91 MPa)，故降壓過程中試樣將產(chǎn)生較大的變形； 相反， 2 MPa的荷載作用是低于相同情況下無水合物細砂的強度值，進而水合物分解過程及完全分解并不會產(chǎn)生較大的變形。

2.8 實驗裝置性能和功能評價

本文搭建的實驗裝置在性能和功能上均有所改進和提升，實現(xiàn)了功能集成化、操作智能化。該裝置由模塊化組成，可變性和兼容性較好，可根據(jù)試驗需求，方便改造。試驗測試結果表明，該裝置性能穩(wěn)定、數(shù)據(jù)重復性好，成功率高，獲得的試驗規(guī)律與前人的文獻報道類似，證實了其可靠性。值得說明的是，“宏微觀相結合”的科學范式是當前乃至今后GHBS力學特性研究的主流。該裝置在微細觀察化方面存在不足； 另外，裝置合成的GHBS試樣的均勻性和模擬海底富水環(huán)境下水合物的賦存模式還有待開展進一步的試驗研究對其驗證。

3 結 論

(1)搭建的含天然氣水合物土水-力學聯(lián)合測試裝置包括壓力室、壓力控制系統(tǒng)，注/除氣系統(tǒng)，溫度控制系統(tǒng)，數(shù)據(jù)采集及人機交互管理平臺。通過系列含水合物細砂的試驗測試，證實了該裝置具備性能良好、功能完善、操作簡便、智能化程度高等優(yōu)點。

(2)壓力控制系統(tǒng)由高精度伺服系統(tǒng)注射泵控制，可實現(xiàn)設定速率的線性化加/卸壓； 根據(jù)采集系統(tǒng)反饋各部分壓力自動跟蹤，協(xié)同性良好。通過氣體流量計按設定速率勻速注氣，降低了注氣過程對試樣內(nèi)部水分分布的擾動。

(3)加載速率越快相應地GHBS的峰值剪切強度越高，其不依賴于加載方式。水合物飽和度提高使得GHBS的應變軟化行為和剪脹性增強； 增大有效圍壓在提升剪切強度的同時也可抑制剪脹趨勢和應變軟化的發(fā)生。相同試驗條件下，氣飽和試樣的強度值高于水飽和試樣。在水合物穩(wěn)定區(qū)內(nèi)降低壓力或升高溫度，GHBS的強度明顯減小。在有效圍壓保持不變的情況下，通過降壓法誘導水合物分解，試樣是否發(fā)生剪切破壞與所施加的軸向荷載大小及分解對沉積物結構的擾動程度有關。