0.   引言

天然气水合物是由水分子和天然气分子在高压和低温条件下形成的一种类冰状晶体^[1]。自然界中的天然气水合物广泛分布在深海和永久冻土区,是前景广阔的新型能源。水合物开采过程中,压力下降和温度升高导致天然气水合物快速分解为气体和水,这就会改变水合物储层的力学性质；影响开采井以及井壁结构的稳定性,甚至引起海底沉积地层不均匀沉降和海底滑坡等一系列地质灾害。因此,充分了解含天然气水合物沉积物的力学特性对长期、高效开采天然气水合物工程具有重大意义。

为了研究人工合成天然气水合物沉积物的力学性质,国内外的学者们开展了一系列试验研究。Masui等^[2]研究了水合物合成方式、饱和度和压力对含水合物沉积物力学性能的影响,结果发现其剪切强度伴随饱和度提高而增大。李洋辉等^[3]调查了围压对天然气水合物和高岭土混合物的影响,发现围压的影响依赖于其本身的大小。张旭辉等^[4]分别对含四氢呋喃、二氧化碳和甲烷3种水合物沉积物,与冰沉积物一起进行三轴压缩试验,分析和比较了4种沉积物样品的应力-应变特性。魏厚振等^[5]通过不同初始含水率控制试样的水合物含量的方法,对含水合物试样三轴剪切特性的影响开展调查。刘芳等^[6]研究了水合物饱和度、有效围压、反压及温度对含甲烷和含四氢呋喃水合物的非饱和砂性沉积物强度特性的影响。颜荣涛等^[7]采用非饱和法和气体扩散法合成水合物,观察到两种水合物沉积物的强度和刚度都随饱和度增大而提高,同时指出其强度特征依赖于水合物的赋存状态。Hyodo等^[8]采用原位生成法合成含甲烷水合物沉积物,并进行了一系列室内三轴压缩试验,研究有效围压、孔隙率、反压、温度对沉积物剪切特性的影响。以上试验结果都表明,水合物的存在改变了沉积物试样的应力-应变特征,随着水合物饱和度的提高,试样的剪切强度增大,剪胀性愈发显著。Yoneda等^[9]采用压力保持技术开展三轴试验获得了日本南海海槽原位试样的剪切强度数据。

另外,许多学者也提出了考虑水合物胶结作用对强度和变形影响的本构模型^[10-12]来描述含水合物沉积物的力学性质。也有学者采用离散元分析来探明温度,饱和度,和压力等因素对含水合物沉积物宏观力学响应和微观作用机理的影响^[13-14]。

水合物沉积物力学特性研究已取得丰硕成果,但上述大多数试验都是采用不含细颗粒的粗砂作为沉积物骨架合成水合物来开展的。然而海域试开采水合物储层粒度分析结果表明天然水合物主要赋存在粗粒岩、细粒和裂隙发育的泥、砂地层中^[15]。2004年学者们在日本南海海槽（Nankai Trough）进行了钻井测试^[16-17],发现甲烷水合物主要赋存在砂和泥质交互分布的沉积层中,有不同的颗粒级配曲线。然而,细颗粒数量对海底含甲烷水合物的储层力学特性影响的研究还鲜有报道。因此,急需开展细粒含量对含甲烷水合物沉积物强度及变形特性影响的研究并揭示相关机理。

本文对不同细颗粒含量的含甲烷水合物沉积物和无水合物沉积物进行了多组三轴排水剪切试验,系统地研究了细颗粒含量和密度对含甲烷水合物沉积物和无水合物沉积物的峰值和临界状态强度特性的影响。分析了含水合物沉积物的剪胀关系曲线伴随水合物饱和度提高的变化规律。此外,通过与深海底原位天然水合物沉积物试样的数据进行对比,分析实验室合成试样与天然试样的强度差异并探明产生相应差异的原因。

1.   试验方法

1.1   试验设备和材料

本文用日本山口大学研制的低温高压三轴仪,该加载设备的围压,反压（孔隙压力）和温度可以独立调节以模拟原位条件从而更好地再现海底深水环境。该三轴仪的轴向加载系统的最大荷载值为200 kN。三轴压力室围压最大值为30.0 MPa,精度为0.1 MPa；甲烷气和孔隙水压力由反压施加,最大值为20.0 MPa,精度为0.05 MPa。该加载系统通过在三轴压力室内循环冷却液,采用外部温控箱对试样进行温度调节,三轴压力室的温度控制范围为-35℃～30℃。该三轴加载系统采用油压设备施加围压,反压则由连接试样顶部和底部的上、下注射泵来控制。

图1为日本南海海槽甲烷水合物富集区域的粒度分布情况。可以看出,水合物富集区域沉积物的颗粒级配分布较为广泛且部分级配含有大量细颗粒（fines content,用F_C表示）。本文关于细颗粒的定义参考了《土的工程分类标准：GB/T 50145—2007》^[18]中的粒组划分,其中细粒的粒径范围是d≤0.075 mm,与本文所指细颗粒的归类标准一致。

图  1  不同细颗粒含量的沉积物级配曲线

Figure  1.  Gradation curves of sands with different fines contents

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为了定量研究细颗粒含量对含甲烷水合物沉积物和无水合物沉积物剪切特性的影响,在水合物富集区域颗粒级配范围内,选取细颗粒含量为8.9%的砂样作为代表性的沉积物骨架,同时调整试样颗粒级配中的细粒含量分别为0%和25%来合成水合物。

表1给出了3种不同细颗粒含量的沉积物骨架的矿物组成。实验室配制试样的矿物成分与从日本南海海槽中钻取的原位岩心样品^[19]成分近似一致。这3种沉积物骨架分别由不同比例的硅砂R55、硅砂No.7、硅砂No. 8、淤泥质硅砂、云母和高岭石组成。本文试样中细颗粒主要由高岭石,云母300及淤泥质硅砂组成。

表  1  不同细颗粒含量的沉积物骨架矿物组成

Table  1.  Mineralogy compositions of host sands with different fines conternt

细粒含量/%	高岭石	云母300	淤泥质硅砂	硅砂No.8	硅砂No.7	硅砂R55
	d≤0.075 mm			d>0.075 mm
0	0	0	0	13.8	75.2	11.0
8.9	1.0	2.0	5.9	12.6	68.5	10.0
25	2.8	5.6	16.7	10.4	56.4	8.2

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Suzuki等^[17]对从日本南海海槽钻取的岩心样品进行测试,结果表明原位沉积物试样的孔隙率变化范围在40%～50%。为消除细颗粒含量对粗粒土最大、最小孔隙比和密实状态的影响,本文采用控制能量的击实方法来制备不同密实程度的试样,使试样的孔隙率与上述岩心样品相接近。击实能量（energy compaction用$E_C$表示）,表示为

式中,${{\displaystyle W}}_{\text{R}}$为捣锤的重量,V为试样体积,H为捣锤的击实高度,N_L为击实层数（本研究中取N_L=15）,$N_{\text{B}}$为每一层的击实次数。为制备不同密实程度的试样,根据击实能量确定所需的击实次数,$N_{\text{B}}$=8,24,72分别对应击实能量$E_C$=40,120,360 kJ/m³。

试样的孔隙率n与孔隙比e的换算公式为

1.2   制样方法

本文采用原位生成法合成甲烷水合物沉积物。首先,向具有不同细颗粒含量的砂土试样中分别添加所需饱和度的蒸馏水,并充分搅拌均匀,制备成具有一定初始含水率和细颗粒含量不同的试样。本文中水合物沉积物试样的初始饱和度设定为50 %。随后,将土样装入圆柱形模具中,试样高度为60.0 mm,直径为30.0 mm。土样分15层装入模具中并逐层击实,每一层的击实次数根据击实能量确定,以调节试样的孔隙率。为防止试样坍塌,将装有试样的模具移入冷库中冷却,冷却后将试样脱模,再将冷冻试样装入丁基橡胶模中,安装试样在三轴压力室内的底座上。

随后,解冻试样至室温,向试样中加压通入甲烷气体,使甲烷气逐渐进入试样并充满颗粒间的孔隙。接下来,以0.2 MPa的恒定差值开始同步施加围压和反压,围压和反压相应增大至4.2,4.0 MPa后停止。在特定的压力和温度条件下,试样中预先掺入的蒸馏水与甲烷开始反应合成水合物。待生成水合物稳定后,调节三轴压力室的温度至1℃,使得压力和温度条件都在水合物的相平衡曲线的水合物稳定区间一侧。

在水合物合成的整个过程中,保持反压、围压及温度条件不变,持续通气36 h以上。保持试样与上、下注射泵连接处的气压稳定,观察注射泵随时间的体积变化量,若无明显变化,则可判断预先加入试样中的蒸馏水已完全转化为水合物。详细的制样过程可以参考先前的研究工作^[8]。

1.3   试验步骤

表2列出了本研究中不同细颗粒含量甲烷水合物沉积物在不同密实条件下的三轴排水剪切试验条件。

表  2  含水合物和无水合物沉积物的三轴排水剪切试验条件

Table  2.  Test conditions of drained triaxial shear tests on sandswith and without methane hydrate

细粒含量/%	孔压/MPa	温度T/℃	击实能量EC/(kJ·m-3)	孔隙比e	有效围压${{\sigma }^{\prime }}_{\text{c}}$/MPa	饱和度SH/%
0.0	10.0	5	40	0.94	3.0	0
			40	0.95		63.1
			120	0.82		0
			120	0.80		42.2
			360	0.76		0
			360	0.77		63.3
8.9	10.0	5	40	0.94	3.0	0
			40	0.94		44.0
			120	0.82		0
			120	0.80		58.9
			360	0.74		0
			360	0.73		46.1
25.0	10.0	5	40	0.82	3.0	0
			40	0.80		54.4
			120	0.72		0
			120	0.73		45.9
			360	0.67		0
			360	0.65		51.0

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水合物合成结束后,通过上下注射泵循环注入蒸馏水浸透试样,从而排净孔隙中残留的甲烷气体,注水体积约为试样体积的2倍,确保试样达到饱和状态。将围压和反压逐渐调增至10.2,10.0 MPa,压力室温度增加到5℃。从而在三轴压力室内再现深海原位环境。

对试样进行等向固结,增大固结压力直到达到所需的有效围压${{\sigma }^{\prime }}_{\text{c}}$。所有试样均在3.0 MPa的有效围压下以0.1 %/min的恒定应变速率进行剪切,轴向应变达30%时停止试验。剪切完成后升高三轴压力室内的温度,使试样中甲烷水合物完全解离,用流量计测定分解出的甲烷气体体积,并通过计算确定甲烷水合物试样的实际饱和度。

可以看出,表2中每个试样的实际饱和度S_H与目标值50 %都略有差异。实际饱和度高于50%的试样可能是由于在注水饱和过程中由纯净水和残留在孔隙中的甲烷气体合成了新的水合物造成的；饱和度低于50%的试样可能是由于试样饱和过程中水合物分解引起的。对于含有大量细颗粒的试样,细颗粒在试样中的分布呈现出显著的非均质性。本研究中,水由于毛细作用被吸附到细粒含量较多的区域中从而形成“细颗粒-粗颗粒-水”的集合体。Yoneda等^[20]采用CT断层扫描技术观察、比较了剪切过程中无水合物沉积物和胶结型水合物沉积物的微观结构的变化过程,发现胶结型水合物沉积物中形成了水合物-砂颗粒的团簇体。这些集合体仅在其外表面水容易和甲烷发生反应。这样,水与甲烷气体之间的总接触面积就会减少,使集合体中的水远离甲烷并无法与其反应合成水合物,从而导致水合物饱和度低于目标值。

2.   试验结果与分析

2.1   强度及体积变形特性分析

图2～4分别表示在不同击实能量E_C=40 kJ/m³（松散）、120 kJ/m³（中密实）和360 kJ/m³（密实）条件下的含甲烷水合物沉积物和无水合物沉积物试验结果曲线。本文采用主应力比来描述试样强度,它与剪应力比、摩擦角等类似,可作为表示土体强度的一个指标。比较含甲烷水合物沉积物和无水合物沉积物的应力-应变曲线可发现,试样中水合物的生成,使得试样的峰值强度,初始刚度和剪胀性显著增强。相比于F_C=25%无水合物试样,含水合物试样的峰值主应力比从3.2增加到4.2,表明试样强度显著提高。这与近年来学者们对的水合物粗颗粒沉积物和含水合物压力岩心样品进行的试验研究结果一致。含水合物沉积物抗剪强度增强的原因主要有：①在颗粒孔隙中形成的骨架支撑型（load-bearing）水合物,能够分担部分外荷载；②颗粒与颗粒接触端水合物的胶结作用增强了试样抵抗剪切破坏的能力。

图  2  不同细粒含量的松散无水合物沉积物和含甲烷水合物沉积物的应力-应变关系（E_C=40 kJ/m³）

Figure  2.  Stress-strain curves of host and methane hydrate-bearing sands with different fines contents with E_C=40 kJ/m³

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图  3  不同细粒含量的中密实无水合物沉积物和含甲烷水合物沉积物的应力-应变关系（E_C=120 kJ/m³）

Figure  3.  Stress-strain curves of host and methane hydrate-bearing sands with different fines contents with E_C=120 kJ/m³

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图  4  不同细粒含量的密实无水合物沉积物和含甲烷水合物沉积物的应力-应变关系（E_C=360 kJ/m³）

Figure  4.  Stress-strain curves of host and methane hydrate-bearing sands with different fines contents with E_C=360 kJ/m³

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观察图2可发现,含甲烷水合物沉积物应力-应变曲线展现出显著的应变软化现象。其产生的原因可能是水合物从颗粒表面脱落或者与颗粒之间胶结的断裂,也可能是在剪切过程中试样形成了剪切带,引起局部破坏。颜荣涛等^[7]在对含水合物砂土的剪切机理分析中指出,采用非饱和成样法制得的试样处于水合物胶结模式,这种模式使试样初始刚度变大。随着剪切过程的开展,土颗粒和水合物发生旋转和滑移引起剪胀,使颗粒从低势能状态变为高势能状态,出现抗剪强度峰值。随着剪切作用的继续,颗粒运动引起的水合物损伤破坏会一直持续,高势能渐渐降低,引起试样的应变软化。Yoneda等^[20]认为含水合物沉积物发生应变软化的原因是水合物从砂颗粒上剥离,然后在剪切过程中发生水合物破坏；且由于砂土颗粒和水合物的旋转和滑移,剪切带中的沉积物结构发生了显著变化。

含水合物沉积物结果曲线显示,细粒含量从0%增加到8.9%,强度没有明显的变化,剪胀性略有提高；细粒含量从8.9%增加到25%,抗剪强度明显提高,剪胀性也显著增强。不同细颗粒含量的无水合物沉积物则都表现出应变硬化行为。增加细粒含量会降低无水合物沉积物的初始刚度并加剧体积剪缩,但对其峰值抗剪强度的影响较小。产生这种现象的主要原因是细颗粒含量增加减少了粗颗粒直接的接触,使得粗颗粒之间的咬合作用发挥滞后。

细颗粒使含水合物沉积物强度提高,使无水合物沉积物强度降低。相同轴向应变水平下,随着细粒含量增加,同一沉积物骨架的含水合物和无水合物试样强度差值也会随之增大。Hyodo等^[8]研究表明,水合物分解后强度下降并回归到沉积物骨架本身的承载能力的大小。所以,沉积层中细颗粒含量的多少会显著影响水合物开采前后水合物储层的承载性能。因此,在细粒含量高的水合物储层中的开采工程需考虑沉积物强度的下降幅值并制定合理的开采方案。

图3给出了不同细颗粒含量的甲烷水合物和无水合物试样在击实能量E_C=120 kJ/m³条件下的应力-应变曲线关系。观察含甲烷水合物沉积物的试验曲线可发现,随细粒含量的增加,峰值抗剪强度和初始刚度逐渐提高,剪胀性增强。图3中无水合物沉积物的试验得到的应力-应变曲线伴随细粒含量增加的变化趋势与图2相似。

图4给出了不同细粒含量含甲烷水合物和无水合物试样在密实状态时（E_C=360 kJ/m³）的试验结果。含甲烷水合物沉积物的抗剪强度及剪胀性与细粒含量的相关性较小。图4中无水合物沉积物应力-应变曲线表现出轻微的应变软化现象。当细粒含量增加到25%时,试样的初始刚度下降较为明显。

观察发现,所有试样在较大位移条件下,试样体积变化都趋于平稳。由图2～4可发现含甲烷水合物沉积物和无水合物沉积物在临界状态下的强度（主应力比）存在明显差异。三轴排水剪切试验中试样的轴向应变大约达到30%时停止,此时部分试样仍未到达临界状态,但体积应变增量$\text{d}{\epsilon }_{\text{v}}$已经很小,故本文近似认为其达到临界状态。导致这种差异的主要原因有两个：①水合物进入孔隙形成骨架支撑型水合物,改变原来颗粒之间的排列状态和接触形式；②在含有大量细颗粒的试样中,细颗粒分布表现出很强的不均质性,使得合成的水合物样貌更为复杂,从而形成了水合物包裹的粗颗粒-细颗粒的块状团簇集合体,这些集合体在外力传导过程中能够发挥更大的抵抗作用,增强了试样的峰值强度。同时,这些水合物包裹的粗颗粒-细颗粒的块状团簇集合体在较大的变形水平也没有被完全破坏,能够继续发挥承载作用。

2.2   剪胀关系

图5～7分别给出了3种击实能量下不同细粒含量的无水合物沉积物和含甲烷水合物沉积物的剪胀关系曲线。图中,剪胀率$D=\text{d}{\epsilon }_{\text{v}}/\text{d}{\epsilon }_{\text{q}}$,应力比$\eta =q/p^{\prime }$,$\text{d}{\epsilon }_{\text{v}}$体积应变增量,$\text{d}{\epsilon }_{\text{q}}$为偏应变增量,q为偏应力,$p^{\prime }$为有效平均应力。

图  5  不同细粒含量的松散无水合物沉积物和含水合物沉积物的剪胀关系曲线（E_C=40 kJ/m³）

Figure  5.  Stress-dilatancy relationship of host sands and methane hydrate-bearing sands with different F_C with E_C=40 kJ/m³

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图  6  不同细粒含量的中密实无水合物沉积物和含水合物沉积物的剪胀关系（E_C=120 kJ/m³）

Figure  6.  Stress-dilatancy relationship of host sands and methane hydrate-bearing sands with different fines contents with E_C=120 kJ/m³

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图  7  不同细粒含量的密实无水合物沉积物和含水合物沉积物的剪胀关系（E_C=360 kJ/m³）

Figure  7.  Stress-dilatancy relationship of host sands and methane hydrate- bearing sands with different fines contents with E_C=360 kJ/m³

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为更好地描述含甲烷水合物和无水合物沉积物的剪胀关系,本文使用修正剑桥模型中的剪胀方程^[21]对含水合物和无水合物的试验数据进行拟合,结果表明拟合效果较好。该剪胀方程为

式中,M为临界状态应力比。

图5～7中用实线表示细粒含0%的含水合物沉积物的剪胀方程拟合曲线,用短划线和短点线分别表示细粒含量8.9%和25%的含水合物沉积物的剪胀方程拟合曲线。此外还标识出了各剪胀曲线的特征点,其中方形表示峰值点,星形表示临界状态点（即M值）。观察无水合物沉积物的剪胀关系曲线可发现,细粒含量对同一密度的无水合物沉积物的剪胀关系曲线无明显影响,且不同密度的无水合物沉积物M值无太大差异,可用同一剪胀方程曲线（图中用实线表示）来拟合。

观察含水合物沉积物的剪胀曲线可发现,含水合物沉积物的M值大于同一密度的无水合物沉积物的M值,说明颗粒之间骨架支撑水合物和水合物包裹的粗颗粒-细颗粒团簇体的生成提高了沉积物的临界状态抗剪强度。此外,针对含水合物沉积物,在E_C=40,120 kJ/m³条件下得到的曲线中可观察到细粒含量为8.9 %时,其M值与无细粒沉积物的M值无明显差别；而细粒含量提高到25%时,M值明显提高。观察E_C=360 kJ/m³的曲线可发现,细粒含量提高到8.9%时,M值有较大提高,且与细粒含量为25%时的M值差异较小。因此,试验结果表明含水合物沉积物M值的大小依赖于沉积物中细颗粒的含量。

3.   试验结果讨论

3.1   细颗粒含量的影响

图8（a）为含甲烷水合物沉积物和无水合物沉积物的峰值摩擦角与细颗粒含量的关系。图中实心图案表示含甲烷水合物沉积物,空心图案表示无水合物沉积物。观察含水合物沉积物的曲线可发现,松散和中密实水合物沉积物的峰值摩擦角均随细粒含量增加而增大。加入了细颗粒后,在水合物的胶结作用下细粒和粗砂粒被水合物包裹形成块状团簇集合体,团簇体拥有较高的滚动阻力,从而提高了峰值抗剪强度。密实水合物沉积物结果则显示,细粒含量从8.9%增加到25%后试样峰值摩擦角略有下降。这可能是细粒含量较大时,试样中初始添加的水分布很不均匀,在水合物形成过程中生成非均质分布的水合物而造成的。观察无水合物沉积物的曲线可发现,松散无水合物沉积物受细粒含量的影响很小。密实无水合物沉积物的峰值强度甚至随细粒含量的增加而略有降低。这是因为细颗粒最初填充了孔隙,只有部分细颗粒参加弱力链的传导,增多的细颗粒又迫使更小的细颗粒占据粗颗粒之间的接触空间,进一步减少了粗颗粒间的接触。此外,细颗粒在粗颗粒之间发挥润滑剂作用,引起含有细粒的砂结构重排也会略微降低峰值抗剪强度。

图  8  不同密实度的无水合物沉积物和含水合物沉积物摩擦角与细粒含量的关系

Figure  8.  Relationships between friction angle and fines content of host sands and methane hydrate-bearing sands with different densities

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图8（b）为含甲烷水合物沉积物和无水合物沉积物的临界状态摩擦角与细粒含量的关系。可以看出,水合物的存在显著增大了试样的临界状态摩擦角,在密实状态下,细粒含量为8.9%时含甲烷水合物沉积物的临界状态摩擦角值最大,松散状态下细颗粒含量为25%时临界状态摩擦角值最大。说明细颗粒数量的提高增添了水合物样貌和分布情况的复杂性从而提高了试样的临界状态摩擦角。Yoneda等^[20]使用CT断层扫描设备观察剪切过程中胶结型水合物的水合物样貌变化。结果表明团簇状水合物在试样中分散分布且在临界状态时仍残留而未完全破坏。

3.2   孔隙比的影响

图9（a）为甲烷水合物沉积物和无水合物沉积物的峰值摩擦角与孔隙比的关系。结果表明,细粒含量为8.9%的含甲烷水合物沉积物及无水合物沉积物的峰值摩擦角随孔隙比增大而减小。试样密实程度提高导致孔隙比降低,改变土颗粒和水合物颗粒的胶结和接触情况,使试样抗剪强度增强,剪胀性提高。

图  9  不同细粒含量的无水合物沉积物和含水合物沉积物摩擦角与孔隙比的关系

Figure  9.  Relationship between friction angle and void ratio of host sands and methane hydrate-bearing sands with different fine contents

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图9（b）为含甲烷水合物沉积物和无水合物沉积物的临界状态摩擦角与孔隙比的关系。结果表明,随着孔隙比的增加,含甲烷水合物沉积物的临界状态摩擦角减小,且当细粒含量增加到8.9%时,减小的趋势非常明显。以上结果表明含甲烷水合物沉积物在临界状态下的摩擦角对沉积物的细粒含量和密度都较为敏感。观察发现,无水合物沉积物的临界状态摩擦角无明显差异。

4.   天然试样和实验室合成试样强度比较

图10比较了实验室合成沉积物与天然水合物沉积物试样的强度指标即峰值摩擦角伴随水合物饱和度增长的变化规律。选取的天然试样的三轴排水剪切试验条件和结果如表3所示,用于对比的实验室合成试样的三轴排水剪切试验条件如表4所示。

图  10  实验室合成试样与天然试样的峰值摩擦角与饱和度的关系比较

Figure  10.  Comparison of relationship between peak friction angle and hydrate saturation between laboratory synthesized and in-situ samples

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表  3  含水合物天然试样三轴排水剪切试验结果

Table  3.  Triaxial shear test results of natural hydrate-bearing sands

编号	有效围压${{\sigma }^{\prime }}_{\text{c}}$/MPa	孔隙率n/%	细粒含量/%	饱和度/%	峰值摩擦角/(°)	来源
N1	1.4	54.1	8	0	31.7	文献[9]
N2	1.5	44.1	2	38.0	39.3
N3	1.5	45.2	4	63.0	47.5
N4	1.7	57.0	15	0	32.7
N5	1.7	56.0	12	0	29.5
N6	1.0	41.6	2	48.7	32.6	文献[23]
N7	1.0	38.8	7	55.0	40.2
N8	1.0	45.2	4	64.2	43.9
N9	1.0	39.7	8	73.4	44.2
N10	1.1	39.6	15	82.2	42.4

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表  4  含水合物实验室合成试样三轴排水剪切试验结果

Table  4.  Triaxial shear test results of laboratory synthesized hydrate-bearing sands

编号	有效围压${{\sigma }^{\prime }}_{\text{c}}$/MPa	孔隙率n/%	细粒含量/%	饱和度/%	来源
S1	3	38.0	0	0,11,17,27,33,42,52	文献[24]
S2	3	39.3~39.6	0	0, 31.9, 38.7, 53.7	文献[8]
S3	3	45.3~45.4	0	0, 28.7, 50.4, 69.5
S4	3	43.3~48.8	0	0, 63.1, 42.2, 63.3	本研究 试样
S5	3	42.2~48.5	8.9	0, 44, 58.9, 46.1
S6	3	39.5~45.2	25.0	0, 54.4, 45.9, 51
S7	3	42.3~45.7	0	7.66, 17.6, 27.75	文献[22]

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为更好地调查细颗粒对水合物沉积物强度的影响,在图10中汇总了实验室合成试样S1～S7的三轴试验结果,试验有效围压均为3.0 MPa。试样S1,S2,S3分别是孔隙率约为38%,40%和45%的以石英砂为沉积物骨架的不含细粒的甲烷水合物沉积物。试样S4,S5,S6分别是本研究中细粒含量为0%,8.9%,25%的含甲烷水合物沉积物。试样S7为中国南海神狐海域钻探的重塑含水合物沉积物^[22]。图10显示,对于某一特定的孔隙率,不含细颗粒的甲烷水合物沉积物的峰值摩擦角随着饱和度的增加而增大。

图10中虚线为各组试样峰值摩擦角随饱和度提高而变化的趋势线。通过比较可以发现合成试样S4,S5,S6与试样S2,S3具有相近的孔隙率,但S4,S5,S6的峰值摩擦角位于S2,S3趋势线的上方,表明在相近孔隙率下,含细颗粒的沉积物强度较高。这可能是因为细颗粒和粗砂容易结合水合物形成团簇体,该团簇状集合体阻止试样中力链屈曲,抵抗颗粒滚动从而提高沉积物的抗剪强度。

为更好地说明实验室合成试样与天然试样的差异,在图10中汇总了日本东南海^[9]和印度洋Krishna- Godavari盆地^[23]天然原位试样的三轴试验结果。其中试样N1～N5取自日本东南海,试样N6～N10取自印度洋Krishna-Godavari盆地。

试样S7是中国南海钻探的重塑含天然气水合物粘土沉积物,结果显示其峰值摩擦角随饱和度的提高而增大,但总体上远小于其他实验室合成试样的峰值摩擦角。造成这种差异的原因可能是S7的沉积物骨架主要为泥质粉砂,粗颗粒含量少,细颗粒含量高达40 %,使合成的饱和度较低,强度也随之降低。

当沉积物饱和度一定且较低时,天然试样和实验室合成试样的强度指标差异不大,合成试样摩擦角的大小可以反映原位沉积物的抗剪性能。但是,当沉积物饱和度一定且较高时,天然试样的摩擦角显著大于实验室合成试样,造成这种差异的主要原因是水合物的合成机理及赋存模式不同。尽管天然试样在试验中的有效围压普遍小于实验室合成试样,围压会对该差异造成一定影响。但笔者认为此影响较小,结果差异最主要的原因仍是来自沉积物孔隙中和接触位置不同的水合物样貌、赋存状态和合成机理。同时,实验室合成试样因水合物而增加的强度大小及随饱和度增大而提升的幅度与实验室采取的合成水合物的方法密切相关^[25]。

5.   结论

本研究通过对不同细粒含量的含甲烷水合物沉积物及相应的无水合物沉积物进行多组低温、高压三轴压缩试验,研究细粒含量和密实度对含水合物沉积物和无水合物沉积物的力学性质的影响,分析了剪胀关系曲线伴随细颗粒增加的变化规律,此外,在相同条件下,比较了天然试样和实验室合成试样的强度参数指标。主要得出以下4点结论。

（1）无水合物沉积物应力-应变关系表现出应变硬化和剪缩行为,在相同试验条件下,含水合物沉积物的应力-应变关系表现出应变软化和剪胀行为。沉积物孔隙间和接触点附近水合物的存在提高了沉积物的抗剪强度,显著提升了剪胀性。抗剪强度提高的主要原因是颗粒孔隙之间形成了骨架支撑型水合物及颗粒间水合物存在而产生的胶结作用。

（2）增加细粒含量可以提高含水合物沉积物的抗剪强度,初期刚度及剪胀性,增强效果在试样松散状态下尤为显著。这是由于合成的水合物包裹的粗粒-细颗粒的团簇状集合体能显著增强抵抗颗粒相对滚动的能力。与之相反,细颗粒增大了无水合物沉积物的剪缩性,延迟其峰值抗剪强度出现的轴向应变大小。

（3）无水合物沉积物在不同细粒含量和密度条件下的剪胀曲线无显著差异,临界状态应力比值接近；含水合物沉积物的剪胀关系依赖于水合物饱和度的大小,沉积物孔隙间骨架支撑水合物和水合物包裹的粗粒-细颗粒集合体的生成提高了沉积物的临界状态摩擦角。

（4）天然和实验室合成含水合物沉积物的峰值摩擦角都随饱和度增大而增大。在较大饱和度数值范围,天然试样和实验室合成试样的峰值摩擦角存在差异,天然试样的峰值摩擦角大小和伴随饱和度变化的增长趋势都大于实验室合成试样。造成这种差异的主要原因是沉积物中水合物不同的合成机理,样貌形态和赋存模式。