水合物是指在适当的高压和低温条件下，由甲烷、丙烷、二氧化碳、硫化氢、四氢呋喃等和水形成的冰状化合物^[1]. 含水合物沉积物则是指蕴含这种固态水合物的砂、黏土等土质的多相多组分的混合物质. 自然界中水合物(甲烷水合物为主)广泛分布在陆地高纬度冻土带、陆坡海底和一些深水湖底，是一种储量巨大的新型非常规能源^{[2, 3]}. 实现水合物的高效、安全、经济的开采是各国研究的目标.

含水合物沉积物在水合物分解前后和分解过程中的应力应变、抗剪强度等力学参数是水合物勘探与开发分析的基础数据. 因为原位试验成本高昂，且现场条件难以控制，针对含水合物沉积物力学性质的研究目前主要是在室内开展. 室内研究主要以常规土工三轴试验仪为基础平台，添加合成水合物沉积物样品所需的高压和低温环境模块，进行水合物沉积物合成及原位力学性质试验研究. 目前，关于水合物沉积物力学性质研究的试验主要是针对砂土类骨架^{[4, 5, 6, 7, 8, 9, 10, 11, 12, 13, 14, 15, 16, 17]}，这是因为前期研究较多的加拿大马利克地区和美国的阿拉斯加地区的水合物地层主要是砂性土. 而我国南海含水合物的地区主要以粉质黏土沉积物为主，因此开展这方面的研究非常必要.

Winters等^{[5, 6]}对Malik2L-38钻井的含水合物土原状样和室内制备渥太华砂土样进行了三轴压缩试验. 结果表明：与未含水合物的试样相比，原状和重塑水合物沉积物样品的强度增大，增大的比例取决于水合物的含量、分布等. Hyodo等^[7]利用水合物合成与力学性质测量三轴试验装置，对含甲烷水合物的砂样进行了室内试验. 结果表明：温度越低、有效围压越高和甲烷水合物的饱和度越大，含甲烷水合物砂样的强度越高. Masui 等^{[8, 9]}在对日本南海海槽地区钻取的原状水合物岩芯样和室内合成含水合物砂样的三轴压缩试验结果表明：含水合物土的抗剪强度随着水合物孔隙饱和度的增加而增加. Clayton等^[10]利用共振柱试验装置，合成含甲烷水合物砂样并进行共振柱试验. 结果表明：饱和砂样的体积模量和剪切模量的比值从15$\sim$30，当水合物充满20%骨架孔隙空间时，其值降低到2. 当水合物含量为3%$\sim$5%时，砂样的阻尼达到峰值.

国内的张旭辉^{[11, 12, 13]}、魏厚振^[14]、宋永臣^[15]、程远方等^[16]分别在各自改造研制的水合物沉积物合成与力学特性测量装置基础上，针对甲烷、二氧化碳和四氢呋喃等不同水合物类型，主要以砂土为骨架，试验分析了含水合物土的力学参数，基本结果是土骨架孔隙中充满水合物和水时，含水合物土的应力应变多表现出前期弹性变形-后期脆性破坏的特征. 弹性常数和强度随着水合物饱和度和围压的增加而增加.

鉴于前人的研究主要集中在水合物砂土沉积物，本文将针对南海含水合物黏土沉积物进行三轴试验模拟研究，分析其水合物分解前后的宏微观力学特性，以获得较高有效围压条件下水合物勘探与开采评价相关的基础力学参数，包括水合物分解前后的沉积物的应力-应变关系曲线以及弹性模量、黏聚力和摩擦角等，为我国南海水合物相关工程实践提供依据，也为含相变土工材料力学性能的理论认识进行拓展.

试验在如图1所示的水合物合成与力学性质测量一体化试验装置上进行. 试验装置的技术参数如下：油压系统可以提供0$\sim$14 MPa之间的围压，低温控制系统可以提供$-20$℃$\sim$20℃之间的温度，试验中采用控制应变速度的(0.9 mm/min)的方法.

考虑到黏土中甲烷水合物合成时间周期长、水合物饱和度及其分布均匀性很难控制，而四氢呋喃水合物与甲烷水合物具有相似的热、力学性质，与水混合形成溶液后可直接与黏土充分混合并施加低温条件(1个大气压，温度低于4.4℃即可形成水合物)制备含水合物黏土试样^{[18, 19, 20]}. Yun等^[17]利用含四氢呋喃水合物的黏土进行了初步的试验探讨，表明可以反映天然气水合物的基本特性. 因此，本文的试验均采用四氢呋喃水合物黏土沉积物样品进行三轴试验研究.

图1(Fig.1)

图1 含水合物土合成与力学性质一体化装置 Fig.1 Integrated syntheses system for hydrate formation and triaxial test

试验用的粉质黏土从南海水合物取样地区的海底取回，颗粒比重为2.7，粒径在0.005$\sim$0.05 mm区间内的颗粒占80%左右. 颗粒级配曲线如图2所示.

图2(Fig.2)

图2 颗粒级配曲线 Fig.2 Grain distribution curve

室内制备样品的步骤如下：(1) 根据南海北部陆坡神狐区域取样岩心的干密度($\rho_{d}=1.3$ g/cm$^{3}$)，通过试验得到制备该干密度样品的最优含水率(30%)；(2) 配制不同体积分数四氢呋喃的溶液，将此溶液按照最优含水率计算得到的液体量，其中，四氢呋喃试剂的量由四氢呋喃水合物饱和度的设计值确定(在四氢呋喃水合物中，四氢呋喃的质量分数为19%)，进而确定溶液中水和四氢呋喃的质量或体积比例(表1). 然后与黏土沉积物混合(混合过程中，用塑料袋封闭以避免四氢呋喃的挥发)，制备直径×高度为3.91 cm × 8 cm的样品. 为保证土样的均匀性，分4层击实，每层 2 cm，在层与层之间用细铁丝刮毛来衔接；(3)将制备好的样品置于三轴的压力室内，加围压，控温系统制冷至2℃, 2$\sim$3天后合成完毕.

试样制备完成后开始进行三轴压缩试验. 试验时首先调整围压至指定值，然后按0.9 mm/min的轴向变形速度进行排水加载直至破坏. 试验过程中记录应力、轴向应变和体变等数据. 进行水合物分解后的试验时，先在室温条件下(20℃左右)放置1天，使得水合物完全分解后再重复上述过程.

为考察不同水合物含量时的沉积物力学特性，试验采用6组，每组4个样品，其中3个样品是用于水合物分解前的力学试验，1个样品用于水合物分解后的力学试验. 根据南海水合物沉积物的饱和度，试验控制的水合物饱和度分别为0%,5%,15%, 25%,35% 和 45%，具体实验参数见表1，其中，$S_{h}$,$G_{d}$,$\rho _{d}$,$\phi $,$w$和$m_{\rm h}$分别表示四氢呋喃水合物饱和度、土比重、干密度、孔隙度、含水量和四氢呋喃水合物质量.

表1(Table 1)

表1 实验参数表Table 1 Test parameters

表1 实验参数表 Table 1 Test parameters

每组试验的围压分别为2.5 MPa，5 MPa和8 MPa，这是考虑到现场相关工程中有效围压一般小于这个值. 水合物分解后的应力应变曲线只取2.5 MPa围压下的数据用于对比，其他围压下的结果基本类似. 在试验中样品温度保持为2°C，使水合物在剪切过程中稳定存在而不分解. 图3 $\sim$图8为试验获得的6组应力应变曲线. 按照土力学的常规，对于没有峰值的应力应变岩土材料，取应变为15%时对应的偏差应力即最大主应力和最小主应力之差$\sigma _{1}-\sigma _{3}$作为抗剪强度.

总体来看，应力应变曲线主要具有如下特征(图3 $\sim$图8)：(1)随着水合物饱和度的增加，水合物黏土沉积物的强度增加；水合物分解后，沉积物的强度降低，降低程度随着合成的水合物饱和度的增加而增大. 试验中强度最大降低为初始的1/4左右. 水合物形成时，与黏土颗粒发生胶结，同时随着水合物饱和度的增加，孔隙中水合物对沉积物结构的支撑作用越来越强. 一旦水合物发生分解，胶结和支撑作用均会消失，使其强度降低. (2)应力应变曲线呈现弹塑性变形及明显的应变强化特性. 首先在小的应力范围内近似为弹性阶段；然后在应变6%内有一个平台期，即应力不变，应变增加阶段；接着发生应力快速上升及应变强化，但是曲线应力没有峰值. 这与水合物砂土沉积物的应力应变曲线有显著的区别. 水合物砂土沉积物的应力应变曲线没有强化阶段，水合物饱和度高时，曲线有峰值. 造成水合物黏土沉积物应变强化的原因是：在初期加载时，沉积物压密，在恒定孔隙流体压力下渗流固结，这时应力和应变均较小， 孔隙压缩也小；然后在平台期，随着土体应变继续增大，孔隙越来越小，水合物在孔隙中的填充程度越来越大，其支撑作用随着越来越强. 当水合物的填充程度超过一定值时，其支撑效应变得显著，发生应变强化. 注意到，初始不含水合物的沉积物应力应变曲线和水合物分解后的并不相同，这说明水合物在沉积物中的形成和分解扰动了沉积物原始结构.

图3(Fig.3)

图3 初始不含水合物沉积物的应力应变曲线 Fig.3 Stress-strain curve of samples initially without hydrate

图4(Fig.4)

图4 水合物饱和度5%的应力应变曲线 Fig.4 Stress-strain curve of samples with hydrate saturation 5%

图5(Fig.5)

图5 水合物饱和度15%的应力应变曲线 Fig.5 Stress-strain curve of samples with hydrate saturation 15%

图6(Fig.6)

图6 水合物饱和度25%的应力应变曲线 Fig.6 Stress-strain curve of samples with hydrate saturation 25%

图7(Fig.7)

图7 水合物饱和度35%的应力应变曲线 Fig.7 Stress-strain curve of samples with hydrate saturation 35%

图8(Fig.8)

图8 水合物饱和度45%的应力应变曲线 Fig.8 Stress-strain curve of samples with hydrate saturation 45%

弹性模量是一般作为材料刚度的量度. 这里采用强化阶段的割线模量来讨论，因为起始模量较小且难以分辨. 总体上看，不同饱 和度和围压下的割线模量差异不大，尤其是相同饱和度情况下. 可能在这种水合物合成方式下，即使较小饱和度条件下，水合物颗粒间及水合物与土颗粒之间容易发生胶结进而对刚度起主导作用，故而饱和度和围压的影响可以忽略，这与前人的结果相同^[17]. 水合物分解以后沉积物弹性模量略有降低(图9). 初始不含水合物的沉积物的强度较大，可能的原因是轴向加载前围压引起样品压缩固结，增大了实际的模量.

图9(Fig.9)

图9 含水合物沉积物弹性模量随饱和度和围压的变化 Fig.9 Relations between the elastic modulus of HBS and hydrate saturation and confining pressure

剪切强度随围压的增加和水合物饱和度的增加而增加(图10). 不含水合物的沉积物在3种给定的围压下，破坏强度分别为0.15 MPa,0.215 MPa和 0.3 MPa. 以围压8.0 MPa条件下的结果为例说明其随水合物饱和度变化特点，水合物饱和度从5%增加到15%时，剪切强度从0.31 MPa增加到0.71 MPa，水合物饱和度到25%时，剪切强度跳跃到1.21 MPa，之后水合物饱和度从35%增大到45%时，剪切强度从1.41 MPa缓慢增加到1.49 MPa. 可以看到，在水合物饱和度为25%时，破坏强度发生的显著的跳跃，陡然增加为水合物饱和度5%时的4倍以上. 这与应变强化的位置是对应的，也说明饱和度25%是这类黏土中的一个临界点，这大大低于水合物砂土的临界点45%^[21]. 究其原因，可能是黏土的孔隙和颗粒粒径均较砂土的小，因此只需要较小的孔隙填充度就可以引起明显的胶结和支撑作用.

图10(Fig.10)

图10 含水合物沉积物的剪切强度随水合物饱和度和围压的变化 Fig.10 Relations between the shear strength of HBS and hydrate saturation and confined pressure

表2给出了水合物分解前后黏土的剪切强度. 在围压为2.5 MPa时，水合物分解后的剪切强度，当初始水合物饱和度5%时为0.30 MPa，相当于初始的4/5，水合物饱和度15%时， 分解后剪切强度降为0.27 MPa，即为初始值的3/5，水合物饱和度25%时，分解后剪切强度降为0.27 MPa，约为初始值的1/4, 水合物饱和度35%时，分解后剪切强度降为0.7 MPa，即为初始值的7/10，水合物饱和度45%时，分解后剪切强度降为0.27 MPa， 相当于初始值的1/4，这些结果与Winters等^{[5, 6]}的现场钻取水合物沉积物样品的三轴压缩试验结果趋势一致. 可以看到，除了水合物饱和度35%的数据异常外，其他情况下，水合物分解后的剪切强度基本相等，但是大于初始不含水合物的沉积物的值. 这说明一方面水合物饱和度大小对于分解后的剪切强度影响不大，另一方面水合物在沉积物中形成与分解对结构物原有的结构产生了较大影响.

表2(Table 2)

表2 水合物分解前后强度对比Table 2 Comparison of shear strength before and after GH dissociation

表2 水合物分解前后强度对比 Table 2 Comparison of shear strength before and after GH dissociation

从图11给出的X-CT微观图像可以看出，水合物饱和度低时，及在孔隙中填充程度小情况下，水合物主要零散的附着于砂土颗粒的表面，没有对骨架起支撑作用(图11(a))，胶结作用很有限. 这时，剪切导致颗粒间旋转、滑移和重排列. 随着水合物饱和度的增加，水合物更加均匀的胶结在砂颗粒的表面并逐渐大面积地相互连接，在颗粒间的支撑和胶结作用显著增强(图11(b)). 这时剪切将主要由水合物本身及颗粒间的胶结面承担. 这也即体现了水合物的微观赋存形式(由孔隙填充型向胶结型转变)对宏观的含水合物沉积物抗剪强度的影响^[21].

图11(Fig.11)

图11 孔隙中水合物微观分布CT图片 Fig.11 CT photo of micro-distribution of hydrate in pores

摩尔库伦强度准则以法向有效应力$\sigma'$、黏聚力$c$和内摩擦角$\varphi $来描述(见式(1)). 根据图3 $\sim $图8的应力 应变数据，可以整理出摩尔库伦强度参数：内摩擦角和黏聚力

图12给出了整理的水合物黏土沉积物内摩擦角和黏聚力随水合物饱和度的变化曲线. 可以看到，黏聚力随着水合物饱和度的增加而增加. 不含水合物的黏土沉积物的黏聚力和内摩擦角分别为0.09 MPa和1.8°，水合物饱和度5%时的黏聚力和内摩擦角分别为0.26 MPa和2.9°，水合物饱和度15%时的黏聚力和内摩擦角分别为0.35 MPa和2.9°，水合物饱和度25%时的黏聚力和内摩擦角分别为0.78 MPa和2.9°，水合物饱和度35%时的黏聚力和内摩擦角分别为0.82 MPa和3.2°，水合物饱和度45%时的黏聚力和内摩擦角分别为0.97 MPa和3.4°. 可以看到，只要有水合物形成，即使饱和度只有5%，其黏聚力也增大为初始不含水合物时的3倍. 在水合物饱和度超过25%时，黏聚力值又陡然增加为初始不含水合物时的8倍以上. 初始不含水合物时的内摩擦角为1.8°，含水合物沉积物的内摩擦角仅为3°左右，随着水合物饱和度的变化不大. 一般来说，黏土颗粒细小，比表面积大，较软，故颗粒间的接触和吸附能力较砂颗粒强，而颗粒间的表面摩擦、嵌入和联锁产生的咬合力小，也即黏聚力显著而内摩擦角小. 水合物在孔隙中形成后，对沉积物的胶结作用更强化了黏聚力的效应. 因此水合物的形成对内摩擦角的影响很有限.

图12(Fig.12)

图12 含水合物土的黏聚力和内摩擦角随水合物饱和度的变化 Fig.12 Development of the cohesion and international friction angle with hydrate saturation

利用自行研制的含水合物土合成与力学性质测量一体化试验设备，制备南海水合物赋存区域的海底粉质黏土水合物，进行了三轴压缩试验研究，并针对水合物微观赋存状态开展了微观CT扫描试验研究. 重点分析了不同水合物饱和度(0%，5%，15%，25%，35%，45%)条件下的水合物黏土沉积物的应力应变特性和强度特性. 得到如下主要结论：

(1)在与现场沉积物的干密度相同条件下(1.3 g/cm$^{3}$)，水合物黏土沉积物的应力应变曲线表现弹塑性破坏形式，且有明显的应变强化特性，这与水合物砂土沉积物有显著的区别.

(2)随着水合物饱和度的增加，水合物沉积物的剪切强度和摩尔库伦强度参数增大；且当水合物饱和度超过25%时，其剪切强度和黏聚力有显著的跳跃，黏聚力值增加为初始不含水合物沉积物的8倍以上，而内摩擦角变化不大.

(3)水合物分解后，剪切强度最大可降低到初始的1/4. 水合物分解后的剪切强度与水合物饱和度相关性很小且大于初始不含水合物的沉 积物的剪切强度. 在本文试验中水合物分解后的剪切强度为0.27 MPa左右.

本文的研究结果对于我国南海海域水合物沉积物的力学特征具有一定的代表性，可以作为相关地区水合物研究及工程应用的参考.

Shi Yaohong, Zhang Xuhui, Lu Xiaobing, Wang Shuyun, Wang Ailan