含甲烷水合物松散沉積物的力學(xué)特性

李彥龍,劉昌嶺,劉樂(lè)樂(lè),陳 強(qiáng),胡高偉

(1.青島海洋地質(zhì)研究所國(guó)土資源部天然氣水合物重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,山東青島266071;2.海洋國(guó)家實(shí)驗(yàn)室海洋礦產(chǎn)資源評(píng)價(jià)與探測(cè)技術(shù)功能實(shí)驗(yàn)室,山東青島266071)

含甲烷水合物松散沉積物的力學(xué)特性

李彥龍1,2,劉昌嶺1,2,劉樂(lè)樂(lè)1,2,陳 強(qiáng)1,2,胡高偉1,2

(1.青島海洋地質(zhì)研究所國(guó)土資源部天然氣水合物重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,山東青島266071;2.海洋國(guó)家實(shí)驗(yàn)室海洋礦產(chǎn)資源評(píng)價(jià)與探測(cè)技術(shù)功能實(shí)驗(yàn)室,山東青島266071)

通過(guò)含甲烷水合物松散沉積物三軸測(cè)試,首次基于臨界狀態(tài)原理探討水合物沉積物發(fā)生應(yīng)變軟化、硬化破壞形式的機(jī)制,重點(diǎn)分析各強(qiáng)度參數(shù)變化規(guī)律及其對(duì)破壞模式的敏感性。結(jié)果表明:三軸剪切試驗(yàn)過(guò)程中沉積物破壞模式受有效圍壓、水合物飽和度等因素共同控制;破壞模式對(duì)峰值強(qiáng)度、起始屈服強(qiáng)度、起始屈服模量、內(nèi)聚力、內(nèi)摩擦角等參數(shù)的影響較小;不同破壞模式條件下水合物沉積物切線(xiàn)模量、峰值剪切模量等參數(shù)變化規(guī)律完全不同,其計(jì)算模型須在不同破壞模式框架內(nèi)分別分析,而不能忽略破壞模式的影響建立籠統(tǒng)的水合物沉積物強(qiáng)度參數(shù)計(jì)算模型。

松散沉積物;甲烷水合物;三軸試驗(yàn);應(yīng)變軟化;應(yīng)變硬化

中國(guó)南海北部海域蘊(yùn)含豐富的天然氣水合物資源[1],目前已著手海域天然氣水合物資源試采準(zhǔn)備工作。由于海洋天然氣水合物儲(chǔ)層多屬于非固結(jié)儲(chǔ)層[2],水合物對(duì)儲(chǔ)層的充填和膠結(jié)作用隨其分解而逐漸降低。水合物完全分解后儲(chǔ)層顆粒處于松散狀態(tài),可能引起嚴(yán)重出砂、井壁坍塌等工程問(wèn)題[3]。準(zhǔn)確預(yù)測(cè)含水合物儲(chǔ)層的力學(xué)性質(zhì),揭示含水合物沉積物的變形規(guī)律,可以有效避免工程災(zāi)害的發(fā)生,為天然氣水合物的有效安全開(kāi)發(fā)提供保障[4]。三軸剪切試驗(yàn)是獲取水合物沉積物力學(xué)參數(shù)最直接有效的手段之一。Winters[5-6]、Hyodo[7-8]、Masui[9-10]、Priest[11]、Yun[12]等學(xué)者分別針對(duì)不同類(lèi)型的人工合成樣及部分現(xiàn)場(chǎng)保壓取心樣進(jìn)行了大量系統(tǒng)試驗(yàn)。魯曉兵[13]、張旭輝[14]、劉芳[15]、李洋輝[16-17]、顏榮濤[18-19]、李令東[20-21]、石要紅[22-23]等研究者基于各自的試驗(yàn)條件和測(cè)試方法進(jìn)行了大量試驗(yàn),這些研究促使含水合物沉積物三軸剪切測(cè)試方法、測(cè)試條件控制等取得了較大進(jìn)展。但由于缺乏統(tǒng)一的水合物沉積物三軸剪切試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)和方法,不同研究者測(cè)試過(guò)程中主控因素和試驗(yàn)條件各異[4],為大型數(shù)據(jù)分析和強(qiáng)度參數(shù)建模帶來(lái)困難;現(xiàn)有研究對(duì)水合物沉積物體變規(guī)律的報(bào)道較少;雖然不同研究者的測(cè)試結(jié)果表明不同試驗(yàn)條件下水合物沉積物可能發(fā)生應(yīng)變硬化、應(yīng)變軟化兩種破壞模式,但目前對(duì)破壞模式產(chǎn)生的機(jī)制闡述不足,這也是導(dǎo)致目前部分強(qiáng)度參數(shù)計(jì)算模型預(yù)測(cè)結(jié)果誤差大、通用性差的主要因素。為此,筆者采用經(jīng)去泥質(zhì)處理的天然海灘砂,用原位合成法制備水合物沉積物試樣并進(jìn)行不同有效圍壓、水合物飽和度條件下的三軸剪切試驗(yàn),基于臨界狀態(tài)理論探討水合物沉積物剪切過(guò)程中發(fā)生軟化、硬化兩種不同破壞模式的機(jī)制,分析不同強(qiáng)度參數(shù)的變化及應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)的軟、硬化類(lèi)型對(duì)強(qiáng)度參數(shù)建模過(guò)程的影響程度。

1 試驗(yàn)設(shè)備與方法

1.1 試驗(yàn)儀器及試驗(yàn)材料

本試驗(yàn)采用TSZ-2型三軸儀(圖1)完成,該裝置主要由壓力室、圍壓加載、溫度控制、流體供給和TDR測(cè)量等模塊組成,能原位合成水合物沉積物試樣[24];試樣規(guī)格:Φ39.1 mm×120 mm;通過(guò)壓力室內(nèi)蒸餾水傳遞加載圍壓,圍壓加載上限為15 MPa;軸向荷載上限為50 kN;溫度控制在-20～40℃;壓力室內(nèi)布置精度為±0.1℃的T型熱電偶溫度探頭以測(cè)量試樣溫度變化,測(cè)溫-10～100℃;壓力傳感器由上海天沐公司生產(chǎn),測(cè)壓0～15 MPa,精度為±0.1%FS。剪切過(guò)程中可實(shí)時(shí)測(cè)量水合物沉積物的體積應(yīng)變和軸向應(yīng)變數(shù)據(jù)。

圖1 試驗(yàn)裝置示意圖Fig.1 Sketch map of triaxial shear apparatus

采用純度為99.9%的甲烷氣體合成水合物。為了盡可能避免泥質(zhì)含量、礦物類(lèi)型等不確定因素對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響[25],本文中采用經(jīng)過(guò)去泥質(zhì)處理的天然海灘砂模擬水合物賦存介質(zhì)。天然海灘砂中粗粒砂(0.85～0.5 mm)含量約3%,中細(xì)砂(0.50～0.1 mm)含量達(dá)93%,粗粉砂(0.1～0.05 mm)含量約4%,不含細(xì)粉砂和泥質(zhì)成分(圖2)。

圖2 試驗(yàn)砂樣的粒度分布Fig.2 Size distribution of experimental sand particle

1.2 制樣方法及試驗(yàn)步驟

水合物沉積物原位制樣法具體方法如下:①稱(chēng)量192 g經(jīng)烘干處理的砂樣,分別加入8、16、24 mL質(zhì)量分?jǐn)?shù)0.03%的SDS溶液攪拌,使兩者充分混合(制備水合物飽和度為0%的試樣,無(wú)須加入SDS溶液);②分4次將砂樣裝入橡膠桶,分層壓實(shí);③安裝反應(yīng)釜,施加0.5 MPa圍壓,從下進(jìn)氣管路緩慢通入甲烷氣體,上進(jìn)氣管路敞開(kāi),排除試樣及管路中的空氣;④連接上進(jìn)氣管路,上下進(jìn)氣管路同時(shí)通入甲烷,逐步增大圍壓至5.5 MPa,孔壓4.5 MPa;⑤啟動(dòng)恒溫控制系統(tǒng),設(shè)定系統(tǒng)溫度0.5℃(±0.2℃),降溫合成水合物沉積物;⑥維持上述溫壓條件48～60h,制樣完成。

去泥質(zhì)處理后中細(xì)砂堆積形成的孔隙尺寸較大,在恒定溫壓、氣過(guò)量條件下毛細(xì)效應(yīng)不顯著,氣體與液體可以充分混合,再加上SDS溶液的促進(jìn)作用,假設(shè)沉積物中的液體全部形成水合物,進(jìn)而根據(jù)質(zhì)量守恒定律換算出沉積物中的水合物飽和度,計(jì)算公式為

式中,mw和mh分別為SDS溶液和水合物的質(zhì)量,g;ρw和ρh分別為SDS溶液和水合物的密度,ρw=1.02 g/cm3、ρh=0.91 g/cm3;Vw和Vh分別為SDS溶液和水合物體積,cm3;Vφ為孔隙體積,根據(jù)橡膠桶體積(144 cm3)、骨架密度(2.78 g/cm3)及砂總重(192 g)計(jì)算,Vφ=77.9 cm3;Mc和Mw分別為甲烷和水的摩爾質(zhì)量,Mc=16 g/mol、Mw=18 g/mol;n為水合數(shù),n=5.75。根據(jù)上述方法可得初始含液量8、16和24 mL時(shí)的水合物飽和度分別為13.3%、26.6%和40.0%。

試驗(yàn)中嘗試將192 g砂與28 mL SDS溶液混合以制得更高水合物飽和度的沉積物,但兩者混合后無(wú)法全部加入橡膠桶。由于砂量的變化可能導(dǎo)致孔隙總體積的變化,造成飽和度計(jì)算誤差。為盡量減小誤差,更高水合物飽和度沉積物三軸試驗(yàn)在后續(xù)改進(jìn)水合物飽和度測(cè)量方法以后進(jìn)行。

制樣結(jié)束后,在有效圍壓分別為1、2和4 MPa,剪切速率為0.9 mm/min條件下進(jìn)行剪切試驗(yàn),每隔5 s記錄應(yīng)變、應(yīng)力數(shù)據(jù)并在采集界面上實(shí)時(shí)顯示,試驗(yàn)過(guò)程中維持系統(tǒng)溫度0.5℃(±0.2℃),保證剪切過(guò)程中水合物不分解。若剪切過(guò)程中試樣呈應(yīng)變硬化規(guī)律,則當(dāng)試樣軸向應(yīng)變?yōu)?2%～15%時(shí)停止剪切;若試樣剪切過(guò)程中出現(xiàn)應(yīng)變軟化現(xiàn)象,則當(dāng)試樣應(yīng)力趨于穩(wěn)定時(shí)停止剪切。

2 應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)及軟-硬化機(jī)制

2.1 典型應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)

在水合物飽和度0%、13.3%、26.6%、40.0%,有效圍壓1、2和4 MPa條件下進(jìn)行試驗(yàn)。圖3為有效圍壓為1MPa和水合物飽和度為26.6%條件下的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線(xiàn)。

圖3 含水合物松散沉積物典型應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系Fig.3 Typical stress-strain of unconsolidated hydrate-bearing sands

由圖3(a)可知,在相同有效圍壓(1 MPa)下,高水合物飽和度條件下沉積物達(dá)到峰值強(qiáng)度之前塑性變形較小,呈明顯的脆性破壞,隨著含水合物飽和度的降低,達(dá)到峰值強(qiáng)度之前的塑性變形量增大,塑性破壞趨勢(shì)增強(qiáng)。隨著水合物飽和度的增大,沉積物應(yīng)力-應(yīng)變呈由應(yīng)變硬化向應(yīng)變軟化轉(zhuǎn)化的趨勢(shì),當(dāng)水合物飽和度為13.3%時(shí),應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)已無(wú)明顯的峰值點(diǎn)

由圖3(b)可知,在相同的水合物飽和度(26.6%)條件下,當(dāng)有效圍壓為2 MPa時(shí),應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)無(wú)明顯的峰值點(diǎn),破壞后呈近似理想塑性變形狀態(tài),當(dāng)有效圍壓為1和4 MPa時(shí),應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)分別呈現(xiàn)出明顯的應(yīng)變軟化和應(yīng)變硬化規(guī)律?？梢酝茢?相同水合物飽和度條件下,隨著有效圍壓的增大,沉積物的應(yīng)力-應(yīng)變呈由應(yīng)變軟化向應(yīng)變硬化轉(zhuǎn)化的趨勢(shì)。

上述破壞過(guò)程與石要紅等[22]的試驗(yàn)結(jié)果完全不同,含水合物的黏土沉積物剪切過(guò)程中會(huì)出現(xiàn)明顯的“平臺(tái)期”,而中細(xì)砂松散沉積物則無(wú)明顯“平臺(tái)期”。李令東等[20]通過(guò)燒結(jié)巖樣制備試樣,將水合物沉積物的應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)劃分為壓密段、彈性增長(zhǎng)段、塑性屈服段、破壞段。但由圖3可知,含水合物中細(xì)砂松散沉積物不存在明顯的壓密段,隨著水合物飽和度的降低和有效圍壓增大,彈性增長(zhǎng)階段縮短,塑性屈服段變長(zhǎng)。這是由于沉積物粒度分布規(guī)律、骨架本身固結(jié)程度的巨大差異造成的。這說(shuō)明沉積物粒度分布規(guī)律、骨架本身固結(jié)程度等試驗(yàn)控制條件的差異可能導(dǎo)致應(yīng)力應(yīng)變出現(xiàn)非常大的差異,因此目前亟須建立統(tǒng)一的測(cè)試標(biāo)準(zhǔn)和方法,增強(qiáng)不同研究成果間的可對(duì)比性。

2.2 典型體積應(yīng)變規(guī)律

圖4為有效圍壓1 MPa和水合物飽和度26.6%條件下體積應(yīng)變-軸向應(yīng)變間的關(guān)系曲線(xiàn)。其中體積應(yīng)變?yōu)檎硎炯艨s,為負(fù)表示剪脹。

圖4 含水合物松散沉積物典型體積應(yīng)變-軸向應(yīng)變關(guān)系曲線(xiàn)Fig.4 Typical volumetric strain vs axial strain curves of unconsolidated hydrate-bearing sands

由圖4可知,在相同的有效圍壓(1 MPa)條件下,隨著軸向應(yīng)變的增大,高水合物飽和度的沉積物體積先輕微減小,之后很快發(fā)生改變,體積開(kāi)始增大;低含水合物飽和度的沉積物體積逐漸減小,最終趨于穩(wěn)定。這說(shuō)明隨著水合物飽和度的增大,沉積物剪縮性降低,剪脹性增強(qiáng);當(dāng)水合物飽和度相同(26.6%)時(shí),低圍壓下沉積物體積先輕微減小,之后很快發(fā)生改變,體積開(kāi)始增大;高圍壓條件下沉積物體積逐漸減小,最終趨于穩(wěn)定。這說(shuō)明隨著有效圍壓的增大,水合物沉積物剪縮性增大,剪脹性降低。上述體積應(yīng)變規(guī)律與2.1節(jié)得到的結(jié)論具有對(duì)應(yīng)關(guān)系:有效圍壓越高,水合物飽和度越低,沉積物剪縮性越顯著,應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)表現(xiàn)為應(yīng)變硬化破壞規(guī)律,反之亦然。

2.3 沉積物軟-硬化機(jī)制

共進(jìn)行含水合物松散沉積物三軸剪切試驗(yàn)12組,不同試驗(yàn)條件下沉積物破壞模式如表1所示。

表1 不同試驗(yàn)條件下沉積物破壞模式Table 1 Failure mode of unconsolidated hydrate-bearing sands

根據(jù)砂土的臨界狀態(tài)理論,在臨界孔隙比-平均有效正應(yīng)力平面(e-p′平面)內(nèi),沉積物臨界狀態(tài)線(xiàn)右上方為松面,左下方為緊面(圖5)。沉積物剪切過(guò)程中,無(wú)論其初始狀態(tài)如何,都趨于向臨界狀態(tài)線(xiàn)發(fā)展[26]。因而初始狀態(tài)處于緊面的沉積物在軸向有效應(yīng)力作用下向“接近松面”發(fā)展,導(dǎo)致沉積物表現(xiàn)出較強(qiáng)的剪脹特性,應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)表現(xiàn)為應(yīng)變軟化特性;而初始狀態(tài)處于松面的沉積物在軸向有效應(yīng)力的作用下向“接近緊面”發(fā)展,導(dǎo)致沉積物表現(xiàn)出較強(qiáng)的剪縮特性,應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)表現(xiàn)為應(yīng)變硬化特性。

圖5 水合物沉積物在e-p′平面內(nèi)的路徑趨勢(shì)Fig.5 Stress path of unconsolidated hydrate-bearing sands in e-p′plane

由于沉積物中水合物以固相形態(tài)充填在多孔介質(zhì)中,可以認(rèn)為是骨架的一部分,因而水合物的存在必然會(huì)降低沉積物的有效孔隙比。對(duì)于相同的骨架顆粒,水合物飽和度相同意味著沉積物初始有效孔隙比(e0)相同,如果有效圍壓較小,則沉積物初始狀態(tài)在e-p′平面內(nèi)可能處于緊面(A點(diǎn)),剪切過(guò)程中隨著有效應(yīng)力的增大必然向右發(fā)展,表現(xiàn)為剪脹特性,應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)為應(yīng)變軟化型;如果有效圍壓較大,則沉積物初始狀態(tài)在e-p′平面內(nèi)可能處于松面(C點(diǎn)),剪切過(guò)程中向左發(fā)展,表現(xiàn)為剪縮,應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)為應(yīng)變硬化型。當(dāng)有效圍壓相同(即初始有效應(yīng)力p′0相同)時(shí),由于以固相存在的水合物會(huì)導(dǎo)致沉積物有效孔隙比降低,水合物飽和度越高,初始有效孔隙比越低,沉積物初始狀態(tài)在e-p′平面內(nèi)可能處于緊面(D點(diǎn)),剪切過(guò)程中向右發(fā)展表現(xiàn)為剪脹特性;水合物飽和度越低,則初始有效孔隙比越大,沉積物初始狀態(tài)在e-p′平面內(nèi)可能處于松面(B點(diǎn)),剪切過(guò)程中沉積物表現(xiàn)出一定的剪縮特性,反映在應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)上就表現(xiàn)為應(yīng)變硬化型。這就是含水合物松散沉積物隨有效圍壓、水合物飽和度的變化表現(xiàn)出不同的變形特性的根本原因。

3 水合物沉積物強(qiáng)度參數(shù)分析

3.1 切線(xiàn)模量

切線(xiàn)模量等于應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)上各點(diǎn)的切線(xiàn)斜率,可用于描述剪切過(guò)程中水合物沉積物變形模量的變化規(guī)律。圖6為應(yīng)變硬化、應(yīng)變軟化條件下部分沉積物切線(xiàn)模量隨軸向應(yīng)變的變化。在應(yīng)變硬化條件下,隨著軸向應(yīng)變的增大,切線(xiàn)模量值逐漸降低,但當(dāng)軸向應(yīng)變值增大到一定程度時(shí),切線(xiàn)模量下降幅度明顯減小,切線(xiàn)模量趨于穩(wěn)定時(shí),即認(rèn)為達(dá)到了峰值強(qiáng)度。在應(yīng)變軟化條件下,切線(xiàn)模量由正轉(zhuǎn)負(fù)的臨界點(diǎn)對(duì)應(yīng)的橫坐標(biāo)即為峰值應(yīng)變,對(duì)應(yīng)的偏應(yīng)力值即為峰值偏應(yīng)力。隨著軸向應(yīng)變的進(jìn)一步增大,切線(xiàn)模量達(dá)到最小值后有一定的抬升,最終穩(wěn)定在零附近。

于鋒等[17]證明了式(2)對(duì)描述粉沙質(zhì)土水合物沉積物切線(xiàn)模量變化規(guī)律的可行性,

式中,E0和τmax分別為初始切線(xiàn)模量和抗剪強(qiáng)度,MPa;εa為軸向應(yīng)變,%。

對(duì)比式(2)和圖6的計(jì)算結(jié)果發(fā)現(xiàn),式(2)不可能描述應(yīng)變軟化條件下峰值點(diǎn)后切線(xiàn)模量的變化規(guī)律(負(fù)值),因此含甲烷水合物松散沉積物切線(xiàn)模量計(jì)算模型的建立必須在應(yīng)變硬化、應(yīng)變軟化框架內(nèi)分別進(jìn)行討論,式(2)對(duì)應(yīng)變軟化條件下剪切模量的適應(yīng)性值得商榷。

圖6 含水合物松散沉積物切線(xiàn)模量變化Fig.6 Tangent modulus of unconsolidated hydrate-bearing sands

3.2 偏應(yīng)力峰值強(qiáng)度及峰值剪切模量

偏應(yīng)力峰值強(qiáng)度代表三軸剪切過(guò)程中沉積物發(fā)生屈服的極限強(qiáng)度。對(duì)應(yīng)變軟化型曲線(xiàn),可直接取偏應(yīng)力峰值作為峰值強(qiáng)度;對(duì)應(yīng)變硬化型曲線(xiàn),本文中取軸向應(yīng)變?yōu)?2%所對(duì)應(yīng)的偏應(yīng)力值作為峰值強(qiáng)度。圖7為含水合物松散沉積物峰值強(qiáng)度隨水合物飽和度、有效圍壓的變化。由圖7可知,無(wú)論應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)發(fā)生應(yīng)變硬化還是應(yīng)變軟化,隨著有效圍壓的增大,峰值強(qiáng)度基本呈線(xiàn)性增大;隨著含水合物飽和度增大,峰值強(qiáng)度呈非線(xiàn)性逐漸增大,但增大幅度較小。

峰值強(qiáng)度對(duì)應(yīng)的沉積物軸向應(yīng)變?yōu)榧羟衅茐臉O限應(yīng)變,峰值強(qiáng)度與極限破壞應(yīng)變的比值表示沉積物發(fā)生破壞時(shí)的變形模量,定義為峰值剪切模量。圖8為不同有效圍壓條件下峰值剪切模量隨水合物飽和度的變化。

對(duì)比表1和圖8可知,在應(yīng)變硬化范圍內(nèi),峰值剪切模量隨水合物飽和度和有效圍壓的增大而緩慢增大。應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)由應(yīng)變硬化向應(yīng)變軟化轉(zhuǎn)化過(guò)程中峰值剪切模量會(huì)出現(xiàn)大幅躍升,因而應(yīng)變軟化和應(yīng)變硬化范圍內(nèi)峰值剪切模量不能用統(tǒng)一的計(jì)算模型進(jìn)行簡(jiǎn)單擬合得到。峰值剪切模量建模必須在明確水合物沉積物應(yīng)變軟-硬化轉(zhuǎn)化臨界條件的前提下進(jìn)行。

3.3 起始屈服強(qiáng)度及起始屈服模量

含甲烷水合物松散沉積物切線(xiàn)模量隨軸向應(yīng)變的增大先迅速下降,然后趨于穩(wěn)定,取軸向應(yīng)變-切線(xiàn)模量曲線(xiàn)斜率開(kāi)始發(fā)生明顯變化時(shí)對(duì)應(yīng)的偏應(yīng)力值為起始屈服強(qiáng)度。圖9為含水合物松散沉積物起始屈服強(qiáng)度隨水合物飽和度、有效圍壓的變化。由圖9可知,隨水合物飽和度和有效圍壓的增大,起始屈服強(qiáng)度增大。

圖7 含水合物松散沉積物峰值強(qiáng)度隨飽和度、有效圍壓的變化Fig.7 Variation of peak strength of unconsolidated hydrate-bearing sands with effective confining pressure and hydrate saturation

圖8 含水合物松散沉積物峰值剪切模量Fig.8 Peak modulus of unconsolidated hydrate-bearing sands

起始屈服強(qiáng)度對(duì)應(yīng)的軸向應(yīng)變定義為起始屈服應(yīng)變,起始屈服強(qiáng)度與起始屈服應(yīng)變的比值即為起始屈服模量[21]。圖10為不同有效圍壓、水合物飽和度條件下沉積物起始屈服模量的變化。由圖10可知,在相同水合物飽和度條件下,沉積物起始屈服模量隨有效圍壓的增大先增大然后趨于穩(wěn)定。在相同有效圍壓條件下,水合物飽和度對(duì)沉積物起始屈服模量的影響存在臨界值,在臨界值以下,起始屈服模量隨水合物飽和度的增大緩慢增大;超過(guò)該臨界值以后,起始屈服模量隨水合物飽和度的增大迅速上升。

圖9 含水合物松散沉積物起始屈服強(qiáng)度變化Fig.9 Variation of initial yielding strength with hydrate saturation and effective confining pressure

圖10 含水合物松散沉積物起始屈服模量變化Fig.10 Variation of initial yielding modulus with hydrate saturation and effective confining pressure

由圖9～10的計(jì)算結(jié)果可知,起始屈服強(qiáng)度和起始屈服模量受應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)破壞類(lèi)型(軟化或硬化)的影響較小,可以在全部水合物飽和度、有效圍壓范圍內(nèi)建立起始屈服強(qiáng)度、起始屈服模量的統(tǒng)一計(jì)算模型。

3.4 內(nèi)摩擦角及內(nèi)聚力

通過(guò)繪制莫爾圓強(qiáng)度包線(xiàn)得到不同試驗(yàn)條件下含甲烷水合物松散沉積物內(nèi)聚力、內(nèi)摩擦角的變化,如圖11所示。由圖11可知,隨著水合物飽和度的增大,內(nèi)聚力逐漸增大,但增大趨勢(shì)逐漸變緩;內(nèi)摩擦角基本不變。水合物飽和度越高,水合物對(duì)沉積物顆粒的接觸和吸附能力就越強(qiáng);水合物的存在對(duì)沉積物顆粒之間的表面摩擦產(chǎn)生的咬合力影響較小,因此水合物飽和度對(duì)內(nèi)聚力的影響顯著但對(duì)內(nèi)摩擦角的影響非常有限。

圖11 含水合物松散沉積物抗剪指標(biāo)隨飽和度的變化Fig.11 Variation of strength parameters of unconsolidated hydrate-bearing sands with hydrate saturation

綜上所述,根據(jù)沉積物破壞模式對(duì)其強(qiáng)度參數(shù)的影響規(guī)律和影響程度,可將含甲烷水合物松散沉積物強(qiáng)度參數(shù)分為兩類(lèi):第一類(lèi)受破壞模式的影響較小或無(wú)影響,可以在全部水合物飽和度、有效圍壓范圍內(nèi)建立參數(shù)的統(tǒng)一計(jì)算模型,如峰值強(qiáng)度、起始屈服強(qiáng)度、起始屈服模量、內(nèi)聚力、內(nèi)摩擦角等;第二類(lèi)強(qiáng)度參數(shù)直接受破壞模式的控制,如切線(xiàn)模量、峰值剪切模量等,這一類(lèi)參數(shù)的建模必須在明確應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)破壞模式的基礎(chǔ)上,分別在硬化區(qū)間和軟化區(qū)間建立計(jì)算模型,不能一概而論。

4 結(jié) 論

(1)隨著水合物飽和度的增大和有效圍壓的減小,含水合物松散沉積物應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)呈由應(yīng)變硬化向應(yīng)變軟化轉(zhuǎn)化的趨勢(shì),沉積物剪脹性增強(qiáng),剪縮性降低。水合物沉積物初始狀態(tài)在e-p′平面內(nèi)所處的位置是控制其剪切過(guò)程中發(fā)生軟化或硬化特征的根本因素。

(2)峰值強(qiáng)度、起始屈服強(qiáng)度、起始屈服模量、內(nèi)聚力、內(nèi)摩擦角等強(qiáng)度參數(shù)受沉積物破壞模式的影響較小,切線(xiàn)模量、峰值剪切模量等參數(shù)受沉積物破壞模式的控制,水合物沉積物強(qiáng)度參數(shù)計(jì)算模型須在明確沉積物破壞模式的基礎(chǔ)上建立。

(3)由于目前試驗(yàn)數(shù)據(jù)較少,尚不能建立含水合物松散沉積物應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)軟化、硬化轉(zhuǎn)化臨界值的定量判斷模型,無(wú)法對(duì)不同破壞模式條件下的強(qiáng)度參數(shù)演化規(guī)律做進(jìn)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

李彥龍,劉昌嶺,劉樂(lè)樂(lè),等.含甲烷水合物松散沉積物的力學(xué)特性[J].中國(guó)石油大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)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

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(41606078,41376078);中國(guó)科學(xué)院天然氣水合物重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室開(kāi)放基金項(xiàng)目(Y607ke1001)

李彥龍(1989-),男,研究實(shí)習(xí)員,碩士,研究方向?yàn)樗衔镩_(kāi)采。E-mail:liyanlongupc@163.com。

劉昌嶺(1966-),男,研究員,博士生導(dǎo)師,研究方向?yàn)樘烊粴馑衔锬M試驗(yàn)。E-mail:qdliuchangling@163.com。