泥質粉砂沉積物—天然氣水合物混合體系的力學特性

李彥龍 劉昌嶺 廖華林 董 林1, 卜慶濤 劉志超

1.自然資源部天然氣水合物重點實驗室·中國地質調查局青島海洋地質研究所 2.青島海洋科學與技術試點國家實驗室海洋礦產資源評價與探測技術功能實驗室 3.中國地質大學（武漢）工程學院 4.中國石油大學（華東）石油工程學院

0 引言

海洋天然氣水合物（以下簡稱水合物）對其賦存的沉積物骨架具有一定的膠結支撐作用，水合物開采將引起儲層整體強度的降低[1-3]。厘清水合物開采過程中儲層力學參數的演化特征對管控工程地質風險、延長試采周期至關重要[4-7]。基于對水合物儲層孔隙度、滲透率特征以及技術可采難度的認識，國際主流觀點普遍認為賦存在砂層沉積物中的水合物應該是水合物試采的優選目標[8-11]。目前國內外大部分針對含水合物沉積物人工合成樣品進行力學參數測試的實驗大部分也是基于砂質沉積物展開的[12-14]，并建立了考慮水合物飽和度、有效圍壓的含水合物砂質沉積物破壞模式識別模型[15-16]。

然而，全球天然氣水合物總量的90%以上都賦存于海底黏土質粉砂或淤泥質沉積物中[17-18]。2017年中國在南海北部陸坡開展的泥質粉砂型天然氣水合物試采獲得成功，首次證明該類儲層具備技術可采性[19-21]。然而，目前對泥質粉砂水合物儲層基礎物性及其動態演化特征的了解則相對較少，尤其是缺乏泥質粉砂水合物沉積物的強度預測理論。Lei等[17,22]的研究結果表明，泥質粉砂中水合物合成過程會排擠占據細顆粒的原有位置，形成非均質性明顯的脈狀、條帶狀或透鏡體狀裂隙型水合物，這一結果與野外測井結果、保壓取心樣品的X-CT掃描結果都高度一致[23-25]，但與砂質沉積物中的水合物孔隙充填、膠結模式[26-28]截然不同。因此含水合物泥質粉砂沉積物與砂質沉積物在力學特征、滲透系數響應及演化等方面存在著本質上的差異[18,29-31]。

目前含水合物泥質粉砂儲層基礎物性研究面臨的最大制約因素是人工樣品的制樣效率[17]。在含水合物泥質粉砂沉積物試樣制備過程中，選用水溶性更好的液體（如四氫呋喃、環戊烷等）分子代替氣體形成水合物，是提高含水合物泥質粉砂沉積物制樣效率的可選途徑。Liu等[32]采用四氫呋喃（THF）代替甲烷形成水合物驗證泥質粉土中水合物的生長及分布規律，證明THF水合物在泥質粉砂中的生長規律也類似顆粒排擠替代，THF水合物—沉積物接觸面形態與氣體水合物—沉積物接觸面形態類似。因此，采用THF代替甲烷從定性角度評價含水合物泥質粉砂儲層的力學性質具有可行性[33]。

筆者采用南海北部神狐海域W18/19礦體水合物儲層上部的泥質粉砂沉積物，制備含THF水合物沉積物樣品并對其進行三軸力學參數測試，分析含THF水合物泥質粉砂沉積物的力學參數隨水合物含量的變化情況，進而探討了泥質粉砂沉積物—水合物混合體系力學參數評價體系的發展方向。

1 實驗材料及方法

1.1 實驗裝置及實驗材料

實驗采用自行研制的含水合物沉積物三軸儀完成（圖1）。實驗裝置主要由柔性薄膜容器、壓力盒、低溫制冷冰箱、儲氣容器、圍壓控制器、壓力傳感器，三軸加載儀、位移計、溫度計及相應的數據采集等部分組成，含水合物沉積物試樣規格為直徑39.1 mm×長度 120 mm[14-16]。

圖1 含水合物沉積物三軸儀流程圖[16]

本文所用沉積物樣品為南海神狐海域W18/19礦體靜力觸探孔站位非保壓取心樣。取心站位水深約1 272 m，主體水合物藏埋深介于133～162 mbsf（mbsf是meter below sea floor的縮寫，表示海底以下的深度，單位為m），水合物飽和度可達64%[34-35]。本次實驗所用沉積物取樣深度為128 mbsf，取樣過程中觀察到該沉積物從巖心桶內取出后存在水合物分解產生的裂隙，處于水合物層頂邊界，現場測試沉積物干密度介于1.68～1.70 g/cm3，相對密度為2.71，原位靜力觸探測試孔隙水壓力介于3.30～3.35 MPa，錐尖阻力介于3.65 ～ 3.91 MPa，側摩阻力介于 43.8 ～ 56.2 kPa[18,29]，沉積物水平滲透系數介于 0.96×10－9～ 3.70×10－9m/s[30]，沉積物原始含水率介于50.0%～52.4%。

圖2所示為沉積物的粒度分布曲線及其在光學顯微鏡下的沉積物表面結構特征。沉積物粒度中值為7.57 μm，其中泥質組分約占36.0%，粉砂組分含量約為63.0%，砂質組分含量小于1.0%，沉積物分選系數為2.24，均勻系數為7.86，屬于分選性極差的不均勻沉積物[36-37]；沉積物液限值介于62.5%～66.5%，塑限值介于26.7%～29.2%，塑性指數介于36.3%～38.4%，表現出明顯的親水性黏土特征。在光學顯微鏡下呈深灰色，沉積物中未見明顯的有孔蟲殼體顯示，在高倍物鏡下可觀察到明顯的石英顆粒，推斷粉砂的主要成分為石英。

實驗所用的THF由國藥集團化學試劑有限公司生產，純度大于等于99.9%，水分小于等于0.002%，密度為0.889 g/cm3；使用的去離子水為一次過濾水。

1.2 實驗方法與步驟

根據Liu等[32]、Lei等[17]的結論，泥質粉砂沉積物中水合物合成將會排擠置換原有沉積物顆粒，形成脈狀、透鏡體狀等非連續、非均質體系，原有沉積物孔隙結構完全破壞，在泥質粉砂微孔中沒有明顯的水合物顯示。因此，筆者采用平均質量豐度（Rmh）來指示沉積物中的水合物含量，其定義為：單位質量的沉積物—水合物混合體系中，水合物所占的質量百分比，即

圖2 實驗用沉積物樣品粒度分布曲線及顯微掃描結果圖

式中Rmh表示水合物—沉積物混合體系中水合物的質量豐度；ms、mwf、mh、mTHF分別表示水合物—沉積物混合體系中沉積物、殘余孔隙水、水合物、水合物反應所需THF的質量，g；MTHF、Mh、分別表示THF、THF水合物和水的摩爾質量，g/mol；Rmw表示殘余含水率，即當THF完全反應后，剩余的孔隙水含量占水合物沉積物體系總質量的百分比；Rms表示水合物—沉積物混合體系中沉積物所占的質量百分比。

由于前人在描述含水合物沉積物體系力學參數變化規律時往往采用飽和度概念，為了在低質量豐度條件下將本文的結果與前人結果直接對比，假定水合物生成過程不破壞原始沉積物孔隙體積，則質量豐度與飽和度間的轉化關系可表示如下：

式中Sh表示水合物飽和度；Vprime表示水合物合成之前根據沉積物相對密度、干密度、試樣體積計算的沉積物內部孔隙總體積，本文中Vprime=54 mL；Vh表示水合物的體積，cm3；ρh表示純THF水合物的密度，取 896.565 5 kg/m3。

THF水合物在常壓下的相平衡溫度為4.4 ℃，THF水合物的水合指數為17，理想狀態下促使去離子水和THF完全反應生成水合物所需的THF質量濃度為19%。本實驗為了保證THF完全反應生成水合物，在配置THF溶液時水過量（濃度小于19%）。本實驗控制的水合物質量豐度及實驗條件如表1所示。表1中去離子水與THF總體積均大于54 mL，保證在裝樣條件下沉積物處于完全飽和狀態，孔隙中不存在殘余空氣。

表1 THF水合物黏土質粉砂沉積物力學測試規劃表

首先按照表1所述的平均質量豐度將經過打散烘干的210 g沉積物試樣與特定質量的THF溶液混合均勻，靜置；分4次將混合均勻的沉積物樣品加入反應釜內部膠桶，分層壓實。試樣安裝過程通過膠桶外包卡箍抱緊膠桶，保證沉積物試樣為標準的?39.1 mm圓柱形。將反應釜連接好外部管路后置入步進式恒溫箱，快速降溫至0.5 ℃，并保持24 h，使沉積物內部的THF與水反應生成水合物。表1中水合物平均質量豐度與殘余含水率之和約為20.4%。

制樣結束后，打開孔壓進氣管路和圍壓進水管路，向圍壓腔注入蒸餾水，向沉積物內部注入氮氣，使孔壓和圍壓均勻升高，此過程中始終保證圍壓略大于孔壓。當孔隙壓力達到4.5 MPa后，停止孔壓加載，繼續注入圍壓液，使圍壓值分別達到5.5 MPa、6.5 MPa 和 8.5 MPa（有效圍壓為 1 MPa、2 MPa 和4 MPa）。然后斷開孔壓供氣管路，啟動三軸加載儀，設置剪切速率為0.9 mm/min開始剪切，剪切過程中利用圍壓跟蹤系統實時調整圍壓值，保證沉積物所受的有效圍壓值始終恒定，記錄軸向載荷、軸向應變數據。

本實驗控制沉積物中水合物完全合成后沉積物中的殘余含水率介于3.7%～16.3%，小于沉積物本身的塑限值（26.7%～29.2%）。為了與前人利用飽和度概念測得的部分沉積物應力—應變特征做橫向對比，假定水合物在沉積物孔隙中生成且不發生沉積物顆粒替代，此時水合物平均質量豐度可根據式（2）轉化為“飽和度”，表1中S1～S4對應的水合物飽和度值分別為15%、30%、45%和60%。

2 實驗結果與討論

2.1 應力—應變關系

對于砂質沉積物而言，隨著水合物飽和度的增加，水合物在孔隙中的賦存形態從孔隙充填型、骨架支撐型向顆粒膠結型過渡[28,38]，膠結型含水合物沉積物通常呈現應變軟化特征。根據實驗有效圍壓、沉積物類型的不同，目前砂質水合物沉積物發生應變硬化、應變軟化轉化臨界飽和度值通常介于20%～40%[39]，且應變硬化條件下沉積物應力—應變曲線呈平滑雙曲線型過渡。然而，含THF水合物沉積物的應力—應變曲線均表現為應變硬化特征，無明顯的峰值點（圖3），即表現出類似于低水合物飽和度砂質沉積物的延性破壞特征。在相同的應變條件下，隨著水合物平均質量豐度的增加，水合物—沉積物體系的偏應力增大。在小應變范圍內（＜1%），水合物—沉積物體系的偏應力迅速增大；隨著應變的持續增加，偏應力增長趨勢放緩；水合物—沉積物體系應力應變曲線表現為明顯的應力快速上升及應變強化兩個階段，存在明顯的拐點。

上述應力—應變曲線特征與Yun等[40]基于含THF水合物松散高嶺土獲得的應力—應變關系變形規律類似（圖3-a）。為便于描述，將這種存在明顯拐點的應力—應變曲線稱為雙線性變形，其中第一線性段對應的軸向變形約為1%，第二線性段軸向變形介于1.5%～15.0%，軸向變形介于1.0%～1.5%，為兩個線性段的過渡期。雙線性應力—應變曲線特征可能反映了沉積物內部雙重介質特征，以水合物在沉積物中呈透鏡體狀分布條件下的可能變形破壞特征為例（圖4）。其中圖4-a為實際泥質粉砂沉積物中THF水合物脈狀賦存狀態的X-CT掃描結果[32]，圖4-b為無軸向加載條件下泥質粉砂沉積物中水合物透鏡體伸展狀態。在三軸加載作用下，沿豎向定向排布的水合物透鏡體會向最小主應力方向翻轉，水合物透鏡體發生方位重整，翻轉嵌入到沉積物中，同時沉積物被壓密（圖4-c），因此沉積物整體呈現出應變硬化特征。然而，受當前剪切軸向應變極限通用做法的制約，在應變硬化條件下目前通常認為軸向應變達到15%以后不再繼續觀察后續變化特征，因此15%的應變量可能不足以排除進一步壓縮狀態下水合物透鏡體及沉積物內部可能的變形行為（圖4-d），這將在后文中作進一步的討論。

圖3 不同實驗條件下南海水合物沉積物應力—應變關系曲線圖

2.2 抗剪強度與切線模量

圖4 含THF水合物泥質粉砂沉積變形破壞過程原理示意圖

圖5 含THF水合物泥質粉砂沉積物抗剪強度與起始切線模量圖

如前所述，本實驗中全部應力—應變曲線呈應變硬化破壞模式，因此直接取軸向應變為15%所對應的偏應力值作為抗剪強度[13,41]。圖5-a為含THF水合物泥質粉砂沉積物抗剪強度的變化情況。可以發現，相同水合物豐度條件下，其峰值強度隨有效圍壓的增加而增大；相同有效圍壓下沉積物抗剪強度隨水合物豐度的增加而線性增大，與應變硬化狀態下砂質水合物沉積物抗剪強度變化規律類似[39]。其中有效圍壓對抗剪強度的影響可理解為：隨著有效圍壓增大，水合物透鏡體相對于沉積物發生滑動、旋轉要克服更大的摩擦阻力，需要消耗更多的能量使試樣發生變形破壞，表現為抗剪強度增加。而水合物豐度則與沉積物中的透鏡體數量、透鏡體尺寸正相關。因此隨著豐度的增大，抗剪強度線性增大。

切線模量是應力—應變曲線上各點的斜率。泥質粉砂沉積物—水合物混合體系的應力—應變曲線（圖3）存在明顯的拐點。當軸向應變小于1.0%時，沉積物體系的偏應力基本呈線性增大；當軸向應變大于1.5%時，應力—應變曲線斜率近似恒定。因此以軸向應變為1.0%時的切線模量作為含水合物沉積物的起始模量，用起始模量作為第一線性段的剛度性能指標（圖5-b），以軸向應變為1.5%～15.0%范圍內的平均切線模量作為衡量沉積物體系第二線性段剛度性能的評價指標（圖6）。

圖6 含THF水合物泥質粉砂沉積物在第二線性變形階段的切線模量圖

由圖5-b和圖6可知，含THF水合物泥質粉砂沉積物在第一、第二線性段的切線模量均隨水合物豐度、有效圍壓的增大而升高。第一線性段的切線模量介于130～670 MPa，而第二線性段的平均切線模量則為2～21 MPa。這表明，對于泥質粉砂水合物儲層而言，雖然發生儲層失穩破壞后沒有完全失去承載能力[42]，但其剛度折損率高達97%，儲層發生破壞后基本上呈塑性流動狀態。另外，由圖6可知，當水合物—沉積物體系中水合物豐度與殘余含水率之和相等時，水合物豐度越大，第二階段平均切線模量的離散性越強，從側面反映出水合物在沉積物中的分布非均質性，非均質性越強，一定豐度條件下的切線模量離散性越強。

2.3 內聚力與內摩擦角

圖7所示為含泥質粉砂沉積物—水合物混合體系的內聚力及內摩擦角的變化情況。沉積物的內聚力隨著水合物豐度的增大而增加，與人工復配黏土、泥質粉土、砂質沉積物的內聚力變化趨勢和量級一致。這說明裂隙分散型水合物沉積物與孔隙充填型水合物在低豐度條件下的內聚力特征有一定的相似性。然而，含THF水合物泥質粉砂沉積物的內摩擦角介于8.4°～12.4°，平均值為10.4°，與砂質沉積物（≈30°）[13]和復配粉質黏土（≈3°）[41]存在較大差異。在本文涉及實驗條件下當沉積物內部水合物質量豐度達到16.7%時，存在內摩擦角變化趨勢的反轉。Ghiassian等[43]在砂質沉積物中當水合物飽和度從50%上升到60%及以上時，也觀察到了類似的內摩擦角變化趨勢反轉現象。這一方面指示，當水合物含量超過一定值后砂質沉積物和泥質沉積物表現出一定的相似性，另一方面可能指示當水合物含量超過特定值后，水合物本身對沉積物體系的破壞過程控制作用明顯增強。

圖7 含THF水合物泥質粉砂沉積物內聚力與內摩擦角圖

3 存在的問題及建議

從以上對低豐度條件（≤16.7%）下泥質粉砂沉積物—水合物混合體系應力—應變曲線、抗剪強度、起始模量、內聚力與內摩擦角的分析來看，泥質粉砂沉積物除了沒有表現出應變軟化破壞模式，其力學參數與砂質儲層變化趨勢基本一致。豐度越高，水合物合成過程中對泥質粉砂沉積物顆粒的擠壓替代作用越明顯。如果按照水合物飽和度概念評估沉積物中的水合物含量，則當本實驗中泥質粉砂沉積物孔隙水合物飽和度達到100%時，對應的質量豐度僅為27.8%，顯然不足以描述泥質粉砂型地層中常見的塊狀、結核狀、脈狀、透鏡體狀或裂隙型水合物類型[11]，從而導致對泥質粉砂型水合物儲層力學性質室內評價與現場需求的脫節。

為了驗證極端情況下水合物儲層的力學性質，假設水合物儲層由純水合物構成（不含沉積物），用質量濃度為19%的THF溶液在0.5℃條件下制備THF純水合物柱狀樣，在相同加載條件下進行剪切實驗，有效圍壓1 MPa條件下的純水合物應力—應變曲線如圖8所示。純水合物樣品加載前呈規則柱狀，內含明顯的沿特定方向延伸的原生裂紋（圖8中紅色虛線標注），加載軸向應變達到25%后將試樣取出，觀察到試樣完全被壓碎。純水合物表現出明顯的脆性破壞特征，峰值強度為1.62 MPa，峰值模量為58 MPa。試樣在軸向應變2%存在明顯拐點，可能是受原生裂紋的影響所致。

圖8 有效圍壓1 MPa條件下純THF水合物的力學特性圖

常規含水合物砂質沉積物三軸力學剪切實驗通常遵循如下原則：①若剪切過程中試樣呈應變硬化，則當試樣軸向應變為15%時停止剪切；②若試樣剪切過程中出現應變軟化，則當試樣應力趨于穩定時停止剪切。圖8所示的應變軟化破壞曲線在軸向應變8%左右達到穩定。為了進一步驗證大變形條件下沉積物的變形特征，本文持續加載軸向應變至25%，在軸向應變15%附近觀察到應力應變曲線的第二峰值。這說明純水合物被剪切破壞后可能發生了二次壓實作用。然而，在目前常規實驗條件下，應變硬化類曲線加載至軸向應變15%以停止加載（圖3），但隨著進一步的加載，當沉積物內部水合物透鏡體走向完全平行于最小主應力方向后，隨著進一步壓縮，不排除可能出現水合物本身被壓裂產生裂紋或沉積物整體被壓裂的可能性（圖4-d）。

因此，用水合物飽和度概念和軸向應變15%為標準開展泥質粉砂型水合物儲層力學性質評價不足以涵蓋全部泥質粉砂型天然氣水合物儲層類型，也可能無法反映多類型天然氣水合物儲層的完整破壞變形過程。筆者提出如圖9所示的泥質粉砂型水合物儲層力學參數評價理論框架，采用豐度（質量豐度或體積豐度）參數將全部泥質粉砂型水合物儲層囊括進來。在圖9所示的泥質粉砂型水合物儲層力學性質評價框架中，含水合物沉積物以沉積物為連續相，水合物以不同的形態穿刺沉積物；而含沉積物水合物則以水合物為連續相，泥質成分分散于水合物中，兩者在小應變狀態下的應力—應變主控因素存在差異。特別是對含水合物沉積物體系而言，可認為沉積物—水合物混合體系中的水合物相不存在液態水，水相僅存在于沉積物相中，在泥質粉砂型水合物儲層力學參數評價過程中考慮沉積物相中的含水率，應特別是注重液限、塑限值對泥質粉砂沉積物流動變形過程的影響。

圖9 泥質粉砂型水合物儲層力學性質評價框架圖

4 結論

1）中國南海北部神狐海域W18/19礦體水合物頂部沉積物為泥質粉砂型沉積物，沉積物中未見明顯的有孔蟲殼體顯示，粒度中值為7.57 μm，屬于分選性極差的不均勻沉積物。筆者通過一系列三軸剪切實驗表明，在水合物質量豐度較小情況下含水合物沉積物體系的抗剪強度、起始模量都隨水合物含量、有效圍壓的增大而增大；泥質粉砂沉積物—水合物混合體系應力—應變曲線呈現出明顯的雙線性特征，在低應變條件下沉積物快速壓實，破壞后呈現出一定的流塑性特征。

2）泥質粉砂沉積物中水合物呈現出塊狀、脈狀、結核狀、裂隙狀等基本賦存形態，與砂質沉積物中的孔隙充填模式存在根本差異。含水合物泥質粉砂沉積物在低豐度條件下發生雙線性變形特征的原因可能是水合物相本身在15%應變范圍內沒有發生破壞，而是朝最小主應力方向發生翻轉，嵌入沉積物內部。15%應變范圍不足以反映進一步應變條件下水合物本身可能發生破碎或變形。純水合物試樣呈現出應變軟化破壞特征，脆性明顯，與低水合物豐度條件下的沉積物體系變形破壞特征截然不同。

3）在泥質粉砂儲層中，水合物合成過程導致原生孔隙結構發生變形或失去孔隙，不能用水合物飽和度概念統一泥質粉砂型水合物—沉積物體系力學性質的評價。因此在泥質粉砂水合物儲層力學性質評價的時候，建議依據水合物豐度將儲層劃分為純沉積物、含水合物沉積物、含沉積物水合物、純水合物等基本類型，并考慮泥質粉砂沉積物中含水率對破壞過程的影響，以此來統一泥質粉砂型水合物儲層的力學性質評價體系。