泥质粉砂沉积物—天然气水合物混合体系的力学特性
李彦龙1,2,3, 刘昌岭1,2, 廖华林4, 董林1,4, 卜庆涛1,2, 刘志超3
1.自然资源部天然气水合物重点实验室·中国地质调查局青岛海洋地质研究所;
2.青岛海洋科学与技术试点国家实验室海洋矿产资源评价与探测技术功能实验室
3.中国地质大学(武汉)工程学院 4.中国石油大学(华东)石油工程学院

作者简介:李彦龙,1989年生,助理研究员,本刊青年编委;主要从事天然气水合物开采基础理论与技术方面的研究工作。地址:(266071)山东省青岛市福州路62号。ORCID: 0000-0003-2859-2960。E-mail: ylli@qnlm.ac

摘要

天然气水合物开采过程中,厘清储层力学参数的演化特征是进行工程地质风险评估的基础,但目前针对中国南海含天然气水合物泥质粉砂储层力学性质评价与测试相关研究的报道却鲜见。为此,以南海北部神弧海域W18/19矿体天然气水合物顶界沉积物为研究对象,用四氢呋喃(THF)水合物代替天然气水合物,以此来探讨泥质粉砂沉积物—天然气水合物混合体系的力学参数演化特征。研究结果表明:①在低质量丰度条件(小于等于16.7%)下泥质粉砂沉积物—天然气水合物混合体系呈现应变硬化破坏特征,抗剪强度、切线模量、内聚力随着水合物含量的增大而增大;②纯天然气水合物的应力—应变曲线表现出明显的脆性破坏特征,与低丰度条件下的泥质粉砂沉积物—天然气水合物混合体系破坏特征截然不同。进而提出了采用丰度(质量丰度或体积丰度)代替原有的砂质沉积物中饱和度概念来表征天然气水合物含量的建议,在考虑天然气水合物合成结束后泥质粉砂沉积物含水率影响的基础上,将泥质粉砂型天然气水合物—沉积物混合体系划分为纯沉积物、含天然气水合物沉积物、含沉积物天然气水合物和纯天然气水合物4种基本类型,以克服目前针对含天然气水合物泥质粉砂储层力学性质研究中所存在的不足。

关键词: 天然气水合物; 力学性质; 泥质粉砂储集层; 南海北部神狐海域; 四氢呋喃; 质量丰度; 三轴实验
Mechanical properties of the mixed system of clayey-silt sediments and natural gas hydrates
LI Yanlong1,2,3, LIU Changling1,2, LIAO Hualin4, DONG Lin1,4, BU Qingtao1,2, LIU Zhichao3
1. Key Laboratory of Gas Hydrate, Ministry of Natural Resources//Qingdao Institute of Marine Geology, China Geological Survey, Qingdao, Shandong 266071, China
2. Laboratory for Marine Mineral Resources, Pilot National Laboratory for Marine Science and Technology - Qingdao, Qingdao, Shandong 266071, China
3. Faculty of Engineering, China University of Geosciences - Wuhan, Wuhan, Hubei 430074, China
4. School of Petroleum Engineering, China University of Petroleum - East China, Qingdao, Shandong 266580, China
Abstract

Mechanical properties of hydrate-bearing sediments are crucial to evaluating hydrate production related geohazards. However, the mechanical parameters of the hydrate reservoirs in the Shenhu area of the South China Sea are rarely reported by previous researchers. In this paper, the sediments from the top layer of the hydrate reservoirs in the Shenhu area are taken as samples to analyze the triaxial shearing behaviors of clayey-silt sediments containing tetrahydrofuran (THF) hydrates. The results indicate that the stress-strain curves of THF hydrate-bearing clayey-silt sediments show strain-hardening failure characteristics under a relatively low hydrate mass fraction (≤16.7%). Triaxial shearing strength, tangent modulus, and cohesion force increase with the increase of hydrate mass fraction. However, prime results from pure THF hydrates reveal a brittle failure mode, which is totally different from that when hydrate mass fraction is more than 16.7%. Therefore, hydrate fraction (either mass fraction or volume fraction), rather than hydrate saturation, is strongly recommended to characterize the content of hydrate within clayey-silt sediments. The hydrate-sediment system is suggested to be divided into pure sediment, hydrate-bearing sediment (HBS), sediment-bearing hydrate (SBH), and pure hydrate, for which a universally applicable mechanical property evaluation method is thus established.

Keyword: Natural gas hydrate; Mechanical properties; Clayey-silt sediment; Shenhu area; THF; Mass fraction; Triaxial shear test
0 引言

海洋天然气水合物(以下简称水合物)对其赋存的沉积物骨架具有一定的胶结支撑作用, 水合物开采将引起储层整体强度的降低[1, 2, 3]。厘清水合物开采过程中储层力学参数的演化特征对管控工程地质风险、延长试采周期至关重要[4, 5, 6, 7]。基于对水合物储层孔隙度、渗透率特征以及技术可采难度的认识, 国际主流观点普遍认为赋存在砂层沉积物中的水合物应该是水合物试采的优选目标[8, 9, 10, 11]。目前国内外大部分针对含水合物沉积物人工合成样品进行力学参数测试的实验大部分也是基于砂质沉积物展开的[12, 13, 14], 并建立了考虑水合物饱和度、有效围压的含水合物砂质沉积物破坏模式识别模型[15, 16]

然而, 全球天然气水合物总量的90%以上都赋存于海底黏土质粉砂或淤泥质沉积物中[17, 18]。2017年中国在南海北部陆坡开展的泥质粉砂型天然气水合物试采获得成功, 首次证明该类储层具备技术可采性[19, 20, 21]。然而, 目前对泥质粉砂水合物储层基础物性及其动态演化特征的了解则相对较少, 尤其是缺乏泥质粉砂水合物沉积物的强度预测理论。Lei等[17, 22]的研究结果表明, 泥质粉砂中水合物合成过程会排挤占据细颗粒的原有位置, 形成非均质性明显的脉状、条带状或透镜体状裂隙型水合物, 这一结果与野外测井结果、保压取心样品的X-CT扫描结果都高度一致[23, 24, 25], 但与砂质沉积物中的水合物孔隙充填、胶结模式[26, 27, 28]截然不同。因此含水合物泥质粉砂沉积物与砂质沉积物在力学特征、渗透系数响应及演化等方面存在着本质上的差异[18, 29, 30, 31]

目前含水合物泥质粉砂储层基础物性研究面临的最大制约因素是人工样品的制样效率[17]。在含水合物泥质粉砂沉积物试样制备过程中, 选用水溶性更好的液体(如四氢呋喃、环戊烷等)分子代替气体形成水合物, 是提高含水合物泥质粉砂沉积物制样效率的可选途径。Liu等[32]采用四氢呋喃(THF)代替甲烷形成水合物验证泥质粉土中水合物的生长及分布规律, 证明THF水合物在泥质粉砂中的生长规律也类似颗粒排挤替代, THF水合物— 沉积物接触面形态与气体水合物— 沉积物接触面形态类似。因此, 采用THF代替甲烷从定性角度评价含水合物泥质粉砂储层的力学性质具有可行性[33]

笔者采用南海北部神狐海域W18/19矿体水合物储层上部的泥质粉砂沉积物, 制备含THF水合物沉积物样品并对其进行三轴力学参数测试, 分析含THF水合物泥质粉砂沉积物的力学参数随水合物含量的变化情况, 进而探讨了泥质粉砂沉积物— 水合物混合体系力学参数评价体系的发展方向。

1 实验材料及方法
1.1 实验装置及实验材料

实验采用自行研制的含水合物沉积物三轴仪完成(图1)。实验装置主要由柔性薄膜容器、压力盒、低温制冷冰箱、储气容器、围压控制器、压力传感器, 三轴加载仪、位移计、温度计及相应的数据采集等部分组成, 含水合物沉积物试样规格为直径39.1 mm× 长度120 mm[14, 15, 16]

图1 含水合物沉积物三轴仪流程图[16]

本文所用沉积物样品为南海神狐海域W18/19矿体静力触探孔站位非保压取心样。取心站位水深约1 272 m, 主体水合物藏埋深介于133~162 mbsf(mbsf是meter below seafloor的缩写, 表示海底以下的深度, 单位为m), 水合物饱和度可达64%[34, 35]。本次实验所用沉积物取样深度为128 mbsf, 取样过程中观察到该沉积物从岩心桶内取出后存在水合物分解产生的裂隙, 处于水合物层顶边界, 现场测试沉积物干密度介于1.68~1.70 g/cm3, 相对密度为2.71, 原位静力触探测试孔隙水压力介于3.30~3.35 MPa, 锥尖阻力介于3.65~3.91 MPa, 侧摩阻力介于43.8~56.2 kPa[18, 29], 沉积物水平渗透系数介于0.96× 10– 9~3.70× 10– 9m/s[30], 沉积物原始含水率介于50.0%~52.4%。

图2所示为沉积物的粒度分布曲线及其在光学显微镜下的沉积物表面结构特征。沉积物粒度中值为7.57 μ m, 其中泥质组分约占36.0%, 粉砂组分含量约为63.0%, 砂质组分含量小于1.0%, 沉积物分选系数为2.24, 均匀系数为7.86, 属于分选性极差的不均匀沉积物[36, 37]; 沉积物液限值介于62.5%~66.5%, 塑限值介于26.7%~29. 2%, 塑性指数介于36.3%~38.4%, 表现出明显的亲水性黏土特征。在光学显微镜下呈深灰色, 沉积物中未见明显的有孔虫壳体显示, 在高倍物镜下可观察到明显的石英颗粒, 推断粉砂的主要成分为石英。

图2 实验用沉积物样品粒度分布曲线及显微扫描结果图

实验所用的THF由国药集团化学试剂有限公司生产, 纯度大于等于99.9%, 水分小于等于0.002%, 密度为0.889 g/cm3; 使用的去离子水为一次过滤水。

1.2 实验方法与步骤

根据Liu等[32]、Lei等[17]的结论, 泥质粉砂沉积物中水合物合成将会排挤置换原有沉积物颗粒, 形成脉状、透镜体状等非连续、非均质体系, 原有沉积物孔隙结构完全破坏, 在泥质粉砂微孔中没有明显的水合物显示。因此, 笔者采用平均质量丰度(Rmh)来指示沉积物中的水合物含量, 其定义为:单位质量的沉积物— 水合物混合体系中, 水合物所占的质量百分比, 即

(1)

式中Rmh表示水合物— 沉积物混合体系中水合物的质量丰度; msmwfmhmTHF分别表示水合物— 沉积物混合体系中沉积物、残余孔隙水、水合物、水合物反应所需THF的质量, g; MTHFMh、分别表示THF、THF水合物和水的摩尔质量, g/mol; Rmw表示残余含水率, 即当THF完全反应后, 剩余的孔隙水含量占水合物沉积物体系总质量的百分比; Rms表示水合物— 沉积物混合体系中沉积物所占的质量百分比。

由于前人在描述含水合物沉积物体系力学参数变化规律时往往采用饱和度概念, 为了在低质量丰度条件下将本文的结果与前人结果直接对比, 假定水合物生成过程不破坏原始沉积物孔隙体积, 则质量丰度与饱和度间的转化关系可表示如下:

(2)

其中

式中Sh表示水合物饱和度; Vprime表示水合物合成之前根据沉积物相对密度、干密度、试样体积计算的沉积物内部孔隙总体积, 本文中Vprime=54 mL; Vh表示水合物的体积, cm3; ρ h表示纯THF水合物的密度, 取896.565 5 kg/m3

THF水合物在常压下的相平衡温度为4.4 ℃, THF水合物的水合指数为17, 理想状态下促使去离子水和THF完全反应生成水合物所需的THF质量浓度为19%。本实验为了保证THF完全反应生成水合物, 在配置THF溶液时水过量(浓度小于19%)。本实验控制的水合物质量丰度及实验条件如表1所示。表1中去离子水与THF总体积均大于54 mL, 保证在装样条件下沉积物处于完全饱和状态, 孔隙中不存在残余空气。

表1 THF水合物黏土质粉砂沉积物力学测试规划表

首先按照表1所述的平均质量丰度将经过打散烘干的210 g沉积物试样与特定质量的THF溶液混合均匀, 静置; 分4次将混合均匀的沉积物样品加入反应釜内部胶桶, 分层压实。试样安装过程通过胶桶外包卡箍抱紧胶桶, 保证沉积物试样为标准的Ø 39.1 mm圆柱形。将反应釜连接好外部管路后置入步进式恒温箱, 快速降温至0.5 ℃, 并保持24 h, 使沉积物内部的THF与水反应生成水合物。表1中水合物平均质量丰度与残余含水率之和约为20.4%。

制样结束后, 打开孔压进气管路和围压进水管路, 向围压腔注入蒸馏水, 向沉积物内部注入氮气, 使孔压和围压均匀升高, 此过程中始终保证围压略大于孔压。当孔隙压力达到4.5 MPa后, 停止孔压加载, 继续注入围压液, 使围压值分别达到5.5 MPa、6.5 MPa和8.5 MPa(有效围压为1 MPa、2 MPa和4 MPa)。然后断开孔压供气管路, 启动三轴加载仪, 设置剪切速率为0.9 mm/min开始剪切, 剪切过程中利用围压跟踪系统实时调整围压值, 保证沉积物所受的有效围压值始终恒定, 记录轴向载荷、轴向应变数据。

本实验控制沉积物中水合物完全合成后沉积物中的残余含水率介于3.7%~16.3%, 小于沉积物本身的塑限值(26.7%~29.2%)。为了与前人利用饱和度概念测得的部分沉积物应力— 应变特征做横向对比, 假定水合物在沉积物孔隙中生成且不发生沉积物颗粒替代, 此时水合物平均质量丰度可根据式(2)转化为“ 饱和度” , 表1中S1~S4对应的水合物饱和度值分别为15%、30%、45%和60%。

2 实验结果与讨论
2.1 应力— 应变关系

对于砂质沉积物而言, 随着水合物饱和度的增加, 水合物在孔隙中的赋存形态从孔隙充填型、骨架支撑型向颗粒胶结型过渡[28, 38], 胶结型含水合物沉积物通常呈现应变软化特征。根据实验有效围压、沉积物类型的不同, 目前砂质水合物沉积物发生应变硬化、应变软化转化临界饱和度值通常介于20%~40%[39], 且应变硬化条件下沉积物应力— 应变曲线呈平滑双曲线型过渡。然而, 含THF水合物沉积物的应力— 应变曲线均表现为应变硬化特征, 无明显的峰值点(图3), 即表现出类似于低水合物饱和度砂质沉积物的延性破坏特征。在相同的应变条件下, 随着水合物平均质量丰度的增加, 水合物— 沉积物体系的偏应力增大。在小应变范围内(< 1%), 水合物— 沉积物体系的偏应力迅速增大; 随着应变的持续增加, 偏应力增长趋势放缓; 水合物— 沉积物体系应力应变曲线表现为明显的应力快速上升及应变强化两个阶段, 存在明显的拐点。

图3 不同实验条件下南海水合物沉积物应力— 应变关系曲线图

上述应力— 应变曲线特征与Yun等[40]基于含THF水合物松散高岭土获得的应力— 应变关系变形规律类似(图3-a)。为便于描述, 将这种存在明显拐点的应力— 应变曲线称为双线性变形, 其中第一线性段对应的轴向变形约为1%, 第二线性段轴向变形介于1.5%~15.0%, 轴向变形介于1.0%~1.5%, 为两个线性段的过渡期。双线性应力— 应变曲线特征可能反映了沉积物内部双重介质特征, 以水合物在沉积物中呈透镜体状分布条件下的可能变形破坏特征为例(图4)。其中图4-a为实际泥质粉砂沉积物中THF水合物脉状赋存状态的X-CT扫描结果[32], 图4-b为无轴向加载条件下泥质粉砂沉积物中水合物透镜体伸展状态。在三轴加载作用下, 沿竖向定向排布的水合物透镜体会向最小主应力方向翻转, 水合物透镜体发生方位重整, 翻转嵌入到沉积物中, 同时沉积物被压密(图4-c), 因此沉积物整体呈现出应变硬化特征。然而, 受当前剪切轴向应变极限通用做法的制约, 在应变硬化条件下目前通常认为轴向应变达到15%以后不再继续观察后续变化特征, 因此15%的应变量可能不足以排除进一步压缩状态下水合物透镜体及沉积物内部可能的变形行为(图4-d), 这将在后文中作进一步的讨论。

图4 含THF水合物泥质粉砂沉积变形破坏过程原理示意图
注:a图中散点数据来自Liu等[32]

2.2 抗剪强度与切线模量

如前所述, 本实验中全部应力— 应变曲线呈应变硬化破坏模式, 因此直接取轴向应变为15%所对应的偏应力值作为抗剪强度[13, 41]。图5-a为含THF水合物泥质粉砂沉积物抗剪强度的变化情况。可以发现, 相同水合物丰度条件下, 其峰值强度随有效围压的增加而增大; 相同有效围压下沉积物抗剪强度随水合物丰度的增加而线性增大, 与应变硬化状态下砂质水合物沉积物抗剪强度变化规律类似[39]。其中有效围压对抗剪强度的影响可理解为:随着有效围压增大, 水合物透镜体相对于沉积物发生滑动、旋转要克服更大的摩擦阻力, 需要消耗更多的能量使试样发生变形破坏, 表现为抗剪强度增加。而水合物丰度则与沉积物中的透镜体数量、透镜体尺寸正相关。因此随着丰度的增大, 抗剪强度线性增大。

图5 含THF水合物泥质粉砂沉积物抗剪强度与起始切线模量图

切线模量是应力— 应变曲线上各点的斜率。泥质粉砂沉积物— 水合物混合体系的应力— 应变曲线(图3)存在明显的拐点。当轴向应变小于1.0%时, 沉积物体系的偏应力基本呈线性增大; 当轴向应变大于1.5%时, 应力— 应变曲线斜率近似恒定。因此以轴向应变为1.0%时的切线模量作为含水合物沉积物的起始模量, 用起始模量作为第一线性段的刚度性能指标(图5-b), 以轴向应变为1.5%~15.0%范围内的平均切线模量作为衡量沉积物体系第二线性段刚度性能的评价指标(图6)。

图6 含THF水合物泥质粉砂沉积物在第二线性变形阶段的切线模量图

由图5-b和图6可知, 含THF水合物泥质粉砂沉积物在第一、第二线性段的切线模量均随水合物丰度、有效围压的增大而升高。第一线性段的切线模量介于130~670 MPa, 而第二线性段的平均切线模量则为2~21 MPa。这表明, 对于泥质粉砂水合物储层而言, 虽然发生储层失稳破坏后没有完全失去承载能力[42], 但其刚度折损率高达97%, 储层发生破坏后基本上呈塑性流动状态。另外, 由图6可知, 当水合物— 沉积物体系中水合物丰度与残余含水率之和相等时, 水合物丰度越大, 第二阶段平均切线模量的离散性越强, 从侧面反映出水合物在沉积物中的分布非均质性, 非均质性越强, 一定丰度条件下的切线模量离散性越强。

2.3 内聚力与内摩擦角

图7所示为含泥质粉砂沉积物— 水合物混合体系的内聚力及内摩擦角的变化情况。沉积物的内聚力随着水合物丰度的增大而增加, 与人工复配黏土、泥质粉土、砂质沉积物的内聚力变化趋势和量级一致。这说明裂隙分散型水合物沉积物与孔隙充填型水合物在低丰度条件下的内聚力特征有一定的相似性。然而, 含THF水合物泥质粉砂沉积物的内摩擦角介于8.4° ~12.4° , 平均值为10.4° , 与砂质沉积物(≈ 30° )[13]和复配粉质黏土(≈ 3° )[41]存在较大差异。在本文涉及实验条件下当沉积物内部水合物质量丰度达到16.7%时, 存在内摩擦角变化趋势的反转。Ghiassian等[43]在砂质沉积物中当水合物饱和度从50%上升到60%及以上时, 也观察到了类似的内摩擦角变化趋势反转现象。这一方面指示, 当水合物含量超过一定值后砂质沉积物和泥质沉积物表现出一定的相似性, 另一方面可能指示当水合物含量超过特定值后, 水合物本身对沉积物体系的破坏过程控制作用明显增强。

图7 含THF水合物泥质粉砂沉积物内聚力与内摩擦角图

3 存在的问题及建议

从以上对低丰度条件(≤ 16.7%)下泥质粉砂沉积物— 水合物混合体系应力— 应变曲线、抗剪强度、起始模量、内聚力与内摩擦角的分析来看, 泥质粉砂沉积物除了没有表现出应变软化破坏模式, 其力学参数与砂质储层变化趋势基本一致。丰度越高, 水合物合成过程中对泥质粉砂沉积物颗粒的挤压替代作用越明显。如果按照水合物饱和度概念评估沉积物中的水合物含量, 则当本实验中泥质粉砂沉积物孔隙水合物饱和度达到100%时, 对应的质量丰度仅为27.8%, 显然不足以描述泥质粉砂型地层中常见的块状、结核状、脉状、透镜体状或裂隙型水合物类型[11], 从而导致对泥质粉砂型水合物储层力学性质室内评价与现场需求的脱节。

为了验证极端情况下水合物储层的力学性质, 假设水合物储层由纯水合物构成(不含沉积物), 用质量浓度为19%的THF溶液在0.5℃条件下制备THF纯水合物柱状样, 在相同加载条件下进行剪切实验, 有效围压1 MPa条件下的纯水合物应力— 应变曲线如图8所示。纯水合物样品加载前呈规则柱状, 内含明显的沿特定方向延伸的原生裂纹(图8中红色虚线标注), 加载轴向应变达到25%后将试样取出, 观察到试样完全被压碎。纯水合物表现出明显的脆性破坏特征, 峰值强度为1.62 MPa, 峰值模量为58 MPa。试样在轴向应变2%存在明显拐点, 可能是受原生裂纹的影响所致。

图8 有效围压1 MPa条件下纯THF水合物的力学特性图

常规含水合物砂质沉积物三轴力学剪切实验通常遵循如下原则:①若剪切过程中试样呈应变硬化, 则当试样轴向应变为15%时停止剪切; ②若试样剪切过程中出现应变软化, 则当试样应力趋于稳定时停止剪切。图8所示的应变软化破坏曲线在轴向应变8%左右达到稳定。为了进一步验证大变形条件下沉积物的变形特征, 本文持续加载轴向应变至25%, 在轴向应变15%附近观察到应力应变曲线的第二峰值。这说明纯水合物被剪切破坏后可能发生了二次压实作用。然而, 在目前常规实验条件下, 应变硬化类曲线加载至轴向应变15%以停止加载(图3), 但随着进一步的加载, 当沉积物内部水合物透镜体走向完全平行于最小主应力方向后, 随着进一步压缩, 不排除可能出现水合物本身被压裂产生裂纹或沉积物整体被压裂的可能性(图4-d)。

因此, 用水合物饱和度概念和轴向应变15%为标准开展泥质粉砂型水合物储层力学性质评价不足以涵盖全部泥质粉砂型天然气水合物储层类型, 也可能无法反映多类型天然气水合物储层的完整破坏变形过程。笔者提出如图9所示的泥质粉砂型水合物储层力学参数评价理论框架, 采用丰度(质量丰度或体积丰度)参数将全部泥质粉砂型水合物储层囊括进来。在图9所示的泥质粉砂型水合物储层力学性质评价框架中, 含水合物沉积物以沉积物为连续相, 水合物以不同的形态穿刺沉积物; 而含沉积物水合物则以水合物为连续相, 泥质成分分散于水合物中, 两者在小应变状态下的应力— 应变主控因素存在差异。特别是对含水合物沉积物体系而言, 可认为沉积物— 水合物混合体系中的水合物相不存在液态水, 水相仅存在于沉积物相中, 在泥质粉砂型水合物储层力学参数评价过程中考虑沉积物相中的含水率, 应特别是注重液限、塑限值对泥质粉砂沉积物流动变形过程的影响。

图9 泥质粉砂型水合物储层力学性质评价框架图
注:HBS和SBH样品来自中国南海琼东南W07B/W08B站位[45]

4 结论

1)中国南海北部神狐海域W18/19矿体水合物顶部沉积物为泥质粉砂型沉积物, 沉积物中未见明显的有孔虫壳体显示, 粒度中值为7.57 μ m, 属于分选性极差的不均匀沉积物。笔者通过一系列三轴剪切实验表明, 在水合物质量丰度较小情况下含水合物沉积物体系的抗剪强度、起始模量都随水合物含量、有效围压的增大而增大; 泥质粉砂沉积物— 水合物混合体系应力— 应变曲线呈现出明显的双线性特征, 在低应变条件下沉积物快速压实, 破坏后呈现出一定的流塑性特征。

2)泥质粉砂沉积物中水合物呈现出块状、脉状、结核状、裂隙状等基本赋存形态, 与砂质沉积物中的孔隙充填模式存在根本差异。含水合物泥质粉砂沉积物在低丰度条件下发生双线性变形特征的原因可能是水合物相本身在15%应变范围内没有发生破坏, 而是朝最小主应力方向发生翻转, 嵌入沉积物内部。15%应变范围不足以反映进一步应变条件下水合物本身可能发生破碎或变形。纯水合物试样呈现出应变软化破坏特征, 脆性明显, 与低水合物丰度条件下的沉积物体系变形破坏特征截然不同。

3)在泥质粉砂储层中, 水合物合成过程导致原生孔隙结构发生变形或失去孔隙, 不能用水合物饱和度概念统一泥质粉砂型水合物— 沉积物体系力学性质的评价。因此在泥质粉砂水合物储层力学性质评价的时候, 建议依据水合物丰度将储层划分为纯沉积物、含水合物沉积物、含沉积物水合物、纯水合物等基本类型, 并考虑泥质粉砂沉积物中含水率对破坏过程的影响, 以此来统一泥质粉砂型水合物储层的力学性质评价体系。

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