深海能源土含气储层力学特性三轴试验研究

孔凡玲，王 滢，张 粮，高 盟，吴 迪

（1.山东科技大学 山东省土木工程防灾减灾重点实验室，山东 青岛 266590；2.山东科技大学 土木工程与建筑学院，山东 青岛 266590；3.苏州科技大学 土木工程学院，江苏 苏州 215129）

中国是世界上最大的能源生产国和消费国之一，拥有丰富的化石能源。然而，中国的人均能源拥有量较低，且能源安全供给及环境污染问题日趋严峻，急需开发环境友好的新型能源产品［1］。天然气水合物作为一种新型清洁能源，具有分布广、埋藏深、无污染、能量密度高等特点，其开发前景极为广阔［2-5］。然而，深海能源土（含天然气水合物的海底沉积物）开采所带来的生态环境问题是当前各国亟需解决的难题。因此，研究深海能源土含气储层的力学特性关系到深海能源的安全开采，对新型能源的发展具有十分重要的理论和指导意义。

当前对深海能源土的研究主要是固相稳定状态下的静力反应特性研究，如Waite等［6］通过实验室合成多晶甲烷水合物进行单轴压缩试验，推导出了水合物的基本力学参数。Winters 等［7-8］通过试验对比密歇根三角洲现场样品与人工合成的渥太华沙水合物试样的强度，证明了水合物的存在对沉积物抵抗变形的能力起积极作用，并在此基础上制备不同粒度的天然气水合物沉积物样品，对比发现，粒度较大的沉积物样品在剪切过程中孔隙水压力的变化规律同粒度较小的相反。张旭辉等［9-11］基于自主研发的深海能源土沉积物合成及剪切一体装置，以粉砂为介质，分别对冰粉、四氢呋喃（THF）、CO2及甲烷4种水合物进行了三轴试验研究，研究发现水合物沉积物均以塑性破坏为失稳形式，且沉积物稳定性受围压及水合物类型的影响显著。李洋辉等［12］将可燃冰同高岭土混合以模拟深海能源土原样，研究围压及高岭土含量对深海能源土土层力学性质的影响。以上研究大多为对固态能源土储层的力学强度进行讨论，而对于水合物分解后所形成的含气储层试验研究却鲜有报道。

深海能源土的相平衡状态在负压开采过程中极易被打破，此时天然气水合物会分解为甲烷气体并以气泡的形式游离于土层中。因此，对深海能源土含气储层的研究可看作对含气土的研究。当前关于含气土的研究大多为小尺寸游离气泡土的研究，He［13］采用生物制气法和外接输气管法进行含气土样的制备，通过对比不同密实度影响下含气土的固结不排水试验结果，得到了含气量对含气土体承载能力的影响。Sobkowicz和Morgenstern［14］、Grozic等［15］基于CO2与水的相溶性原理，向饱和试样中充入CO2饱和水，然后通过逐级减压的方式令孔隙水中的CO2脱溶，以此方法制备含气土试样。孔亮等［16］通过改进GDS非饱和土三轴仪，提出一种充气管法进行含气土试样的制备，探究了常剪应力路径下含气砂土的力学性能。陈楷文等［17］基于压力板仪，通过对比分析3 种SWCC 模型同储气砂土—水特征曲线的关系，得出了储气砂土的持水特性。韩珠峰等［18-19］基于沸石微孔吸附特性，通过沸石吸收气体进行含气软黏土的制备，并通过数据对比，验证了含气软黏土制备方法的可行性。然而，关于含气土的试验研究还存在许多不足，尤其是实验室含气土样的制备方面，当前还没有一种能够有效控制气泡大小及含气量的方法。

因此，基于含气土赋存理论，提出一种新的含气土制样方法，以解决气泡尺寸及含气量不能有效控制的问题，利用GDS 标准应力路径三轴试验系统，开展负压开采过程中深海能源土含气储层的力学反应特性研究。该研究可为深海能源土的安全开采提供行之有效的安全设计方案，为降低能源开采所造成的环境风险提供相应的理论支持。

1 试验方法与方案设计

1.1 试验材料准备

为探究中国南海能源土含气储层的力学特性，需选取合适的材料进行配比以模拟深海能源土含气储层原样。研究发现，中国南海能源土为泥质粉砂型（含少量黏土矿物及胶结物的粉砂岩）水合物储层，因此，试验选用颗粒直径为2 mm以下的黄海海域海砂，海砂颗粒级配曲线如图1所示。

图1 颗粒级配曲线Fig.1 Particle grading curve

朱一铭［1］通过试验对比海洋黏土与高岭土的力学响应规律，验证了高岭土代替海洋黏土的可行性。基于此，选用山东宁阳高岭土［20］代替海洋土中的黏粒部分，并依据储层组分差异对海砂和高岭土进行配比以制备试验用样，制备完成后海洋土的基本物理力学参数指标如表1所示。

表1 海洋土土样基本物理力学指标Tab.1 Basic physical and mechanical indexes of marine soil samples

1.2 试样制备

负压开采条件下，深海能源土含气储层由含气土及周围饱和土两部分构成，因此，需分别对饱和试样和含气试样进行相关试验，以全面探究其力学性能。为方便研究，将储层工况近似分为5 种，各工况储层黏土含量（质量百分数）分别为3%、10%、20%、30%、35%，配比完成的海洋土土样如图2（a）所示。

图2 深海能源土试样制备Fig.2 Preparation of deep-sea energy soil samples

选取配比完成后的土样，采用分层捣实法［21-22］制备38 mm×76 mm 的圆柱试样，试样成型如图2（b）所示。为消除试样内多余气体的影响，试样安装完成后依次进行CO2饱和、水头饱和和反压饱和［23］。其中，CO2饱和是通过气压控制器施加10 kPa压力，从试样底部通入CO2，通气时长约为2 h，此时通过设置周围压力使试样有效围压控制为20 kPa，以确保土骨架不受破坏；水头饱和是通过反压控制器施加10 kPa 压力，从试样底部通入无气水，待试样上端出水口滴水速率稳定后完成水头饱和，有效围压仍旧控制为20 kPa；最后，对试样施加差值为20 kPa 的围压和反压，分5 级逐级加载，最终围压值为120 kPa，反压值为100 kPa。待反压控制器排水体积不再变化后，进行B值检测，反压保持不变，围压增加30 kPa，观察孔压增量与围压增量之比是否大于0.97，若大于便可认为试样饱和。

含气土是一种特殊的非饱和土，饱和度较高（一般饱和度Sr＞85%），且所含孔隙气体以封闭气泡的形式存在，与大气相隔绝，如图3所示为含气土的两种赋存形式，文中仅对图3（b）类型离散大气泡进行相关研究。对于含气土的制备，已有研究大多采用生物制气法［13］、水气置换法［14-16］及沸石吸附法［18-19］，虽然能够制备出含气土，但对于土样内的含气量及气泡大小的控制效果不理想。

图3 含气土气泡赋存形式Fig.3 Occurrence form of air bubbles in air-bearing soil

为解决以上问题，提出一种新的含气土制样方法，以水晶气泡（高压聚乙烯：柔性材料，无毒、无味，相对体积质量为0.95，密度在25 ℃下为0.962 g/ml）作为气体的载体，在气泡制作过程中采用充入气体的方式完成水晶气泡的制作。由于气泡尺寸大小可控，且气泡为封闭状态，因此，在试验中可根据实际情况进行气泡尺寸的设计，以达到对试样含气量的有效控制。含气土中气体多为甲烷、乙烷、硫化氢等易燃、易爆、有毒气体，绝大多数学者出于安全考虑以及为突出研究重点，采用空气、CO2或N2代替甲烷等气体［24］来进行相关试验研究。深海下能源土气泡通常呈扁柱形结构，在荷载作用下气泡会被压缩，气泡内部压力随之增大［25］，为此，采用空气作为填充气体，以厚度为0.01 mm、半径为2.5 mm、高度为2 mm 的圆柱形水晶气泡作为空气载体来模拟真实的能源土气泡。此外，考虑到能源土在不同赋存区域内的储量各不相同，且可燃冰在海洋土中大多不连续，故以含气量为指标，依据饱和度选择向海洋土中加入不同数量的水晶气泡来制备含气土样，具体制样原理如图4所示。

图4 含气土制备示意Fig.4 Preparation diagram of aerated soil

水晶气泡加入的数量依据下式进行计算：

式中：Vg为含气土中气体的体积；e0为初始孔隙比；Vt为试样总体积；Sr为试样饱和度，且Sr大于0（深海能源土通常为湿土）；Vc为水晶气泡体积；n为水晶气泡加入数量。

由于文中选用的水晶气泡为封闭式气泡，故在含气土试验过程中也需对试样进行饱和步骤，以消除试样中其他游离气泡的影响。待试样孔隙中的气体仅为水晶气泡后，再进行一系列的固结排水、不排水试验研究。值得注意的是，试样进行剪切时，水晶气泡所受外力逐渐增大，此时水晶气泡侧壁会发生微弱形变，气泡形状变为近圆形或椭圆形，但水晶气泡与真实气泡仍存在一定差异，在后续研究中应着力解决气泡材质和形状问题。

如图5所示，为验证文中含气土制样方法的准确性，参考Hong等［26］建立的细粒含气土弹塑性本构模型，采用高岭土作为含气土土体介质，进行饱和度Sr=90%，有效平均主应力p'=200 kPa，孔隙水压力u=0、50、300 kPa 的等p'三轴剪切不排水试验，结果表明：含气土制样方法所得试验结果同理论解具有相同的应力应变趋势，且峰值强度、峰值应变等力学参数基本一致，这表明文中所提出的含气土制样方法具有较高的准确性和有效性。

图5 理论解与试验结果对比Fig.5 Comparison between theoretical solution and experimental results

1.3 试验方案设计

试验采用GDS标准应力路径三轴仪对深海能源土含气储层力学性能展开研究，主要用到饱和固结及标准三轴试验模块。对于深海能源土在可燃冰缓慢分解下的力学行为，可看作为固结排水剪切试验（CD）［27］。由于深海压强可达1 000 MPa，实验室难以满足，且压强过大会导致试样本身体积发生巨大变化。此外，文章旨在探究深海能源土含气储层的静定力学特性，并根据试验数据获得相关力学参数，有效围压大小的选择不起决定性作用。因此，为了保证试验的准确性及安全性，文中对围压大小的选取不做特别深究，试验方案设计如下：

1）饱和试样固结排水试验：设置有效围压σ3为100、300、450 kPa，分别对3%、10%、20%、30%、35%黏土含量（质量百分数）的饱和试样进行常规三轴压缩试验。

2）含气试样固结排水试验：由于篇幅限制，含气土试验仅展示黏土含量为3%的试验。取黏土含量为3%的土样作为试验用土，设置有效围压为100、300、450 kPa，分别对3%、6%、9%、12%、15%含气量（体积百分数）的含气试样进行常规三轴压缩试验。

试验采用应变式加载控制，根据《土工试验方法标准》（GB/T 50123—2019）［28］，固结排水剪切试验（CD）的剪切速率取0.012%/min，在轴向应变达18%时停止试验。

2 深海能源土周围饱和土体力学响应分析

2.1 应力—应变关系

图6为不同黏土含量下饱和土层的固结排水试验结果，由图可知，黏土含量为3%、10%时其应力应变曲线均出现明显应变软化现象，且最终进入强度稳定状态，黏土含量为20%时应力应变曲线出现弱应变软化现象，黏土含量为30%、35%时曲线为明显的应变硬化型曲线，这说明黏土含量的变化导致其应力应变曲线趋势产生显著差异，随黏土含量的增加应变软化效应逐渐降低，在达到某一值后，应变软化效应消失，曲线变为应变硬化型曲线。这主要是因为黏土颗粒的增加使得试样本身的力学特性发生变化，土骨架中的黏土颗粒占比逐渐增高，而黏土颗粒在沉积或固结后更具灵活性，更容易填充在砂粒孔隙内，在剪切过程中，增大了骨架的体缩量，使得偏应力持续增加。

图6 不同黏土含量下饱和土层固结排水试验结果Fig.6 Experimental results of consolidation and drainage of saturated soil layers with different clay contents

除此之外，围压对于同一黏土含量下饱和试样固结排水试验结果具有显著的影响。围压越大，试样在弹性阶段时的强度值增加越快，其峰值强度及残余强度值也越高，且峰值应变随围压的增大而逐渐推后，这可能是围压的增大，使得土体骨架被压缩的更为紧密，土骨架间的孔隙面积减少，进而导致土体颗粒间的接触增大，孔隙水减少，试样的抗剪强度值变高，试样处于弹性变形阶段时间越长，试样越不容易发生剪切破坏，这一规律同土力学理论相统一。同时还可以观察到，同一黏土含量下，围压变化对试样的应力应变曲线趋势几乎没有影响，曲线走势主要受黏土含量的控制。这说明黏土含量是决定曲线变化趋势的关键影响因素。

图6（f）表示有效围压为450 kPa 时不同黏土含量下饱和试样的固结排水试验结果，由图可知，同一条件下，黏土含量越高，试样的峰值强度就越低，试样越容易发生破坏。这主要是因为黏粒的存在降低了砂土颗粒间的接触面积，使得颗粒间更容易产生滑动，从而降低了试样抵抗变形的能力。

2.2 抗剪强度参数指标变化规律

根据饱和土固结排水试验结果绘制应力摩尔圆。图7分别为5种不同工况下的固结排水试验结果。

图7 饱和土固结排水试验应力摩尔圆Fig.7 Stress Mohr circle of saturated soil consolidation drainage test

由图7可知，黏土含量的变化对试样抗剪强度指标有较为明显的影响，尤其是对试样内摩擦角φ的影响最为显著。随着黏土含量的增加，试样的内摩擦角呈现逐渐减少的趋势，这说明试样的摩擦强度随黏土含量的增加逐渐降低。此外，试样黏聚力受黏土含量的影响表现出的规律不再呈单一变化，黏聚力的大小随黏土含量的增加呈现先上升后减小的趋势。3%黏土含量的试样黏聚力为16.12 kPa，10%黏土含量的试样黏聚力跟3%含量相比增大了0.01倍，20%、30%、35%黏土含量减小了0.03、0.35、0.35倍。由此可得，少量的黏土颗粒可以增大试样的黏聚强度，但从整体来看，黏土颗粒的存在对试样强度呈现消极影响，黏土含量越高试样的黏聚力和内摩擦角越小，试样抵抗变形和破坏的能力更低，这与应力应变关系曲线分析所得结论一致。

3 深海能源含气土力学响应分析

3.1 应力—应变关系

图8 为不同含气量下深海能源含气土的固结排水试验结果。由图8 可知，围压对于含气试样固结排水试验结果具有显著的影响，围压越大，曲线处于弹性阶段时的偏应力q增加越快，其强度峰值及残余强度值也越高，这一点同饱和试样排水试验结果规律相同。除此之外，将图8（a）～（e）同图6（a）分别比较可知，同一围压下含气试样的峰值强度均低于饱和试样的峰值强度，如3%含气量时，100、300、450 kPa 有效围压下的峰值强度较饱和试样相比分别下降了62.03、174.68、276.96 kPa，含气试样的峰值强度下降明显，且峰值强度差值随着围压及含气量的增大而逐渐增大，这表明围压越大含气试样峰值强度降低幅度越明显。除此之外，含气试样的应变软化效应较饱和试样相比存在明显差异，饱和试样在剪切后期均会出现强度稳定阶段，而含气试样随着含气量的增加，强度稳定阶段逐渐消失，曲线表现为偏应力持续下降的趋势，这可能是因为试样发生剪切破坏后，土体骨架出现断裂面，孔隙排布发生变化，部分气体出现逸散效应，气泡尺寸发生改变，试样本身难以维持一个稳定状态，导致偏应力持续走低。

图8 不同含气量下深海能源含气土固结排水试验结果Fig.8 Experimental results of consolidation and drainage of deep-sea energy air-bearing soils with different gas contents

图8（f）表示有效围压为450 kPa 时不同含气量下含气试样的固结排水试验结果，由图可知，含气量的变化并未影响曲线的变化形式，曲线均表现为应变软化型曲线。除此之外，试样抗剪强度峰值随气体含量的增加呈降低趋势，从受力情况上来说，试样的三相构成中气体部分增加，气体的承载能力远远低于孔隙水和土骨架本身，且气体的存在会影响土颗粒间的胶结作用。因此，含气量越高试样抵抗变形及破坏的能力就越低。这表明试样含气量是含气土体峰值强度的重要影响因素之一，同围压、黏土含量共同影响试样的强度值。

深海能源含气土同周围饱和土体相比承载能力更低，且受含气量的控制。然而，试样发生剪切破坏后，含气土的承载能力较饱和土体相比衰减程度更慢，在高围压作用下，含气土更难到达强度稳定状态。由于篇幅限制，文中仅展示3%黏土含量下含气土的试验结果，其他黏土含量下的含气土变化规律同3%相比，除曲线变化趋势及参数大小外基本一致，不再一一展示。

3.2 抗剪强度参数指标变化规律

根据含气土固结排水试验结果进行分析并绘制其相应的应力摩尔圆，绘制结果如图9 所示。由图9 可知，含气量的变化对试样抗剪强度参数具有显著的影响，黏聚力与内摩擦角呈波动变化，但整体呈下降趋势，表明试样的整体抗剪强度降低，这一点同应力应变关系曲线所得结论一致。此外，同3%黏土含量的饱和试样抗剪强度参数相比，其内摩擦角随含气量增加整体呈下降趋势，而黏聚力则表现为先升高后降低的趋势，这表明气体的存在导致试样本身的摩擦强度降低，但一定含量气体的加入反而增加了试样的黏聚强度。这主要是因为试样在剪切过程中，水晶气泡内部气体被压缩，气泡内部气压增大，气泡外壁需要更大的压力与内部气压平衡，进而产生了吸力。因此，特定含量水晶气泡的加入使试样各组分之间的黏结更为紧密，进而增强了土体的黏聚力。

4 结 语

基于含气土赋存理论，提出一种新的含气土制样方法，通过GDS标准应力路径三轴试验系统，探究了深海能源土含气储层在负压开采条件下的力学性能，为中国南海能源土的保护及安全开采提供相应的理论参考。主要结论如下：

1）不同黏土含量（3%、10%、20%、30%、35%）下深海能源土周围饱和土体的力学性能存在较大差异，黏土含量越高，试样峰值强度就越低，但试样抵抗应变软化的能力变强，具体表现为：低黏土含量（3%、10%、20%）下试样应力应变关系为应变软化型，高黏土含量（30%、35%）下则变为应变硬化型。

2）围压对饱和土和含气土的抗剪强度峰值作用效果显著，峰值强度随围压增大而呈上升趋势，且同等条件下，含气试样同饱和试样相比其强度降低幅值随围压增大而逐渐增大。此外，围压还会直接影响试样应变软化效应，围压越大，试样应变软化现象越明显。

3）深海能源含气土的力学特性同周围饱和土体相比有明显差别，含气土抵抗变形的能力更低，试样发生破坏后，含气土的承载能力较饱和土体相比衰减程度更慢。此外，含气土试样强度峰值随含气量的增加呈逐渐降低的趋势，含气量越高试样抵抗变形及破坏的能力就越低。

4）黏土含量和含气量是深海能源土含气储层抗剪强度指标的重要影响因素，具体表现为：黏土含量增加，土体的内摩擦角变低，黏聚力先增加后降低，但整体抗剪强度参数值减小；气体的存在导致土体本身的摩擦强度降低，但特定含量气体的加入反而增加了土体的黏聚强度，黏聚力与内摩擦角随含气量的增加呈波动式下降。