鄂西渝東地區泥頁巖力學特性層理結構效應研究

唐 偉 劉俊新 廖杰森 張 可 張永澤

(1. 西南科技大學土木工程與建筑學院 四川綿陽 621010； 2. 西南科技大學工程材料與結構沖擊振動四川省重點實驗室 四川綿陽 621010；3. 中交隧道工程局有限公司華南分公司 廣東廣州 510700)

泥頁巖可以作為非常規油氣資源的儲層和封閉圈層[1]，其巖石力學特征是“甜點區”高效壓裂改造技術的關鍵因素[2]。泥頁巖具有各向異性，其彈性特性隨方向變化，這種各向異性是由高差異應力、礦物(黏土和云母)沿層理面排列以及宏觀大小的裂縫和斷層引起的[3]。地質力學分析依賴于巖石的彈性性質和強度特性，地質力學性能對頁巖油氣藏生產所需水力壓裂的設計和優化具有重要意義。在巖石彈性力學行為研究中，各向異性經常被忽略，有必要進行一些實驗嘗試完善該領域的研究。

Niandou等[4]認為頁巖失效行為很大程度上取決于受載方向和類型，其在失效時展現了較大的各向異性變形。在油氣開采中，盆地儲層的強度特性可以用來評估頁巖氣開采潛力。Cho等[5]著重于片麻巖、片巖等層狀沉積巖強度特性的研究，在此基礎上建立目標區位橫向各向同性模型，并且驗證了沉積巖失效變形的各向異性。針對頁巖飽和與酸化的研究方面，基本的物理框架可以從微觀的角度來表征頁巖的各向異性，Josh[1]分析了頁巖介電常數、等效傳導率、波速和滲透率的層理結構效應，為流體力學理論的拓展奠定基礎。在隧道開挖中，巖石單元體能量積累與耗散是巖爆機理研究的重要內容之一。高春玉等[6]以砂板巖為研究對象，探究隧道開挖中圍巖巖爆能量釋放現象的層理結構效應，但并未探討巖爆破裂模式和其對應的強度機制。劉運思等[7]在各向異性條件下總結了3種片巖的巴西劈裂圓盤破裂模式(張拉破壞、剪切拉伸斷裂和剪切滑移)。劉勝利等[8]通過室內三軸試驗研究了綠泥石片巖破裂機制的層理效應。徐敬賓等[9]對地表露頭展開一系列室內試驗，研究表明硬脆巖的破裂模式主要受到Hoek-Brown強度準則控制。近年來，隨著地球淺部礦物資源逐漸枯竭，深部礦產資源開采已然趨于常態，但人們對超深部的巖石力學性質和行為還缺乏了解，獲得一些巖石材料本身的基本力學參數，有助于該問題的有效解決。同時，將巖石壓力效應與層理結構效應的耦合作用納入室內試驗過程中，更能精確地反應地質力學信息。基于此，對評價深埋頁巖氣藏地質力學方面所采用的室內實驗技術提出了挑戰。在本文的研究工作中，為了更真實地模擬地層環境，根據該地域的最大水平地應力隨埋深的分布規律來優化試驗設計方案，提高試驗環境圍壓(最高可達100 MPa)以滿足鄂西渝東地區較深埋藏尺度下(1 500～5 000 m)非常規油儲層力學特性層理效應研究的需求。該地區地應力經驗回歸結果和變化范圍分別如式(1)-式(3)和表1所示。

σv=0.0271H

(1)

σH=0.0216H+6.7808

(2)

σh=0.0182H+2.2328

(3)

式中：σv為垂直地應力,MPa；σH為水平大主應力，MPa；σh為水平小主應力，MPa；H為地層埋深，m。

表1 鄂西渝東地區地應力隨深度的變化Table 1 Variations of crustal stress with the depth in western Hubei and eastern Chongqing

此外，就深部泥頁巖儲層而言，裂縫形態非常復雜。研究表明，脆性也是表征深部頁巖力學特性的關鍵指標之一[10]，將泥頁巖脆度指標納入到力學特性的研究范疇，是非常必要的。王躍鵬等[11]從層理密度、層理角度、單軸抗壓強度與脆性指數的相關性研究了層理面角度對頁巖脆性的影響，并建立了脆性指數的預測模型。吳濤[12]認為脆性指數也與層理間距和層理強度相關聯。本文研究的泥頁巖來自于鄂西渝東下志留紀龍馬溪組，詳細分析了層理效應和圍壓效應對其力學特性的影響。

1 試驗方法

1.1 試樣制備

試樣均取自重慶石柱縣。根據《水力水電工程巖石試驗規范》規定，測試樣品為巖芯直徑D為50 mm、高H為100 mm的標準圓柱體。每組試驗進行3次，試驗結果取其平均值。

1.2 試驗方案及設備

本次室內試驗設備為西南科技大學工程材料與結構沖擊振動四川省重點實驗室的YSY-2500型高溫高壓巖石三軸試驗系統，軸向最大荷載可達2 500 kN，圍壓可達120 MPa。荷載控制方式為線性位移(其控制速率為 0.06 mm/min)。

針對所測試的樣品，本次試驗設計20，40，60，80，100 MPa 5種圍壓和0°，22.5°，45°，67.5°和90°共5種層理角度，如圖1所示，一共進行25組試驗。

圖1 試樣層理角度示意圖Fig.1 Schematic diagram of bedding angle

2 三軸壓縮實驗結果及分析

2.1 三軸壓縮試驗下頁巖全應力-應變曲線

圖2展示了具有不同層理面傾角的泥頁巖試樣在20，40，60，80，100 MPa圍壓作用下全應力-應變曲線。泥頁巖全應力-應變曲線特征大致可以用峰值前的應變硬化階段和峰值后的應變軟化、殘余穩定階段來分別描述。應變硬化階段包括以巖石孔隙、原生節理和缺陷壓密為主的彈性過程和以巖石內部微裂紋萌生、擴展為主的塑形屈服過程。隨著圍壓水平提高，在應變硬化階段的第一過程與第二過程承載樣品所經歷軸向壓縮變形量相對比例減小，峰值前曲線各處切線模量值的變化程度變大。此外，圍壓越大，峰值前塑形屈服臺階越平緩，應變軟化階段中的應力降程度和速率相對降低。無論是哪種層理角度下的全應力-應變曲線簇，上述規律不改變。比較層理角度為90° 和0° 的全應力-應變曲線不難看出，前者軸向應變壓縮量更大(100 MPa處，前者的峰值應變2.1%左右，后者3.4%左右)，應變軟化階段也更顯著，可能是由于層理弱面之間的膠結物顆粒粗大和堆積孔隙率大造成的[13]。綜上所述，泥頁巖試樣應力-應變曲線特征具有圍壓效應和層理效應。表2為泥頁巖三軸壓縮試驗數據。

圖2 三軸壓縮試驗全應力-應變曲線Fig.2 Complete stress-strain curve under triaxial compression test

表2 頁巖三軸壓縮試驗結果Table 2 Test results of argillaceous shale under triaxial compression

2.2 各向異性對三軸抗壓強度的影響

如圖3所示，當圍壓水平較低時，三軸抗壓峰值強度與層理角度的關系呈現近似“W”型的變化趨勢，且提高圍壓時，“W”型的變化趨勢轉變為“V”型的變化趨勢，且拐點之后，強度指標變化更為平緩。層理傾角一定，升高圍壓，峰值強度相應增加。這是層理弱面的壓實作用所致[13]。在層理傾角為22.5° 處，試樣具有最小三軸抗壓強度。根據表2可知，當層理角度為90° 和0° 時，黏聚力有較大值(分別為67.65 MPa和60.86 MPa)，內摩擦角有較小值(分別為19.1° 和15.9° )，巖石屈服軌跡相對平緩，主要體現了泥頁巖的本征破壞(礦物顆粒膠結鍵的破壞數量更多)[14]，強度指標較高(100 MPa處，峰值強度分別為269 MPa和251.5 MPa)。

圖3 抗壓峰值強度隨層理角度的變化關系Fig.3 Variation relationship of compressive peak-strength with the bedding plane angle

2.3 各向異性對彈性模量和泊松比的影響

在試驗規定的圍壓條件下，本文繪制了彈性模量和泊松比與層理角度的變化趨勢圖，如圖4、圖5所示。由圖4可知，在各個應力狀態下，隨著層理面角度增加，泥頁巖彈性模量大致線性降低。層理傾角為0° 時，受載試樣存在明顯“壓桿效應”，各個被層理弱面分割的柱體就是壓桿，隨著荷載增加，它們之間互相擠壓而產生約束效果，增加了巖石剛度。層理傾角為90° 時，層理面間礦物顆粒具有松散的膠結組構，相對泥頁巖基質體而言，更容易被垂直壓實。此外，增大的圍壓使試樣沿著小主應力方向的機械壓密效果變得明顯，大大增加了縫隙間的接觸面積[15]，因此彈性模量隨著圍壓增大而減小。由圖5可知，泊松比與層理面角度的關系大致呈現“V”型變化趨勢，其減小趨勢也可由試樣“壓桿效應”解釋。此外，泥頁巖的破裂角45°+0.5φ(60.97°)與層理面傾角67.5° 相似，層間巖塊易發生順層理面的剪切滑移[16]，故泊松比最小。此外，升高的圍壓也一定程度上抑制了試樣的側向膨脹，因此，泊松比隨著圍壓增大而減小。

圖4 頁巖彈性模量隨層理面角度變化圖Fig.4 Variation diagram of Modulus of elasticity with the bedding plane Angle

圖5 頁巖泊松比隨層理面角度變化圖Fig.5 Variation diagram of Poisson'’s ratio with the bedding plane angle

因此，受層理面影響，泥頁巖的壓縮強度、彈性模量和泊松比呈現出顯著的各向異性特征。定義力學參數各向異性度為：

(4)

(5)

式中：K1和K2為各向異性度參數；S∥和S⊥分別為某一側向限制壓力條件下平行于層理面和垂直于層理面的力學參數值；Smax和Smin分別為某一側向限制壓力條件下最大和最小的力學參數值。

由圖6可知，總體上，彈性模量和泊松比的各向異性度隨圍壓的增加呈現減小的變化趨勢，而三軸抗壓強度各向異性度隨圍壓的增加呈現增大的變化規律，也就是說，巖石兩主要結構方向的各向異性度在減小。前一變化趨勢是由于壓力對層理弱面的壓密作用較顯著引起的，而后者的變化趨勢是由于升高的圍壓會抑制層理弱面開裂，從而引起巖石破裂機制的改變。因此，對處于高應力狀態下的泥頁巖儲層，如果忽略其基本力學參數的各向異性，將對工程實際問題的分析和設計帶來較大誤差。此外，三軸抗壓強度各向異性度較小，有利于油氣開采井管壁的穩定性。

圖6 泥頁巖基本力學參數各向異性度Fig.6 Anisotropy degree of the basic mechanical parameters for argillaceous shale

2.4 三軸壓縮試驗下頁巖破壞模式分析

圖7所示為泥頁巖三軸試驗破壞形態。從圖7可以看出，泥頁巖的斷裂形態具有各向異性特征和圍壓效應。

(1)當層理面傾角為0° 時，巖石呈現順層理弱面和局部穿越層理弱面的破壞形態，與“壓桿失穩”現象關系密切，屬于典型的劈裂破壞，即裂紋擴展方向與軸向應力方向大致平行。此外，圍壓越大，破裂面角度變大，因為圍壓增加了壓桿之間的橫向約束效應，使其捆綁在一起，裂縫更易以小傾角穿越層理面，誘發基質體開裂。

(2)當層理面角度為 22.5° 時，各個圍壓下巖樣的斷裂形態呈現單一的張剪破壞模型，裂縫以單一方向性且與層理弱面成高角度的形式貫穿巖樣基質體。由于“端面摩擦效應”存在，在接近試樣下端面處，出現局部圓錐破壞形態(80 MPa處)。

(3)當層理面角度為 45° 和67.5° 時，在三軸壓縮下，破壞形態轉變為復合張剪模式。裂縫發展過程可以描述如下：在端面處，先小角度穿越基質體，擴展到臨近層理面處時，接著發生順層理面剪切滑動。圍壓削弱了層理弱面的力學特征，試樣各向異性減小，層理面間的壓實作用增強，導致試樣該處斷裂韌性降低，裂紋更容易穿越層理面，誘發基質體開裂，因此破裂面是多段折線型的(層理面角度為67.5°，圍壓40 MPa和100 MPa)。其中，在層理角度為67.5°，測試圍壓40，60 MPa時，出現共軛剪切縫，這是在壓力和層理弱面的共同引導下進行的，導致巖樣被分割成幾塊。

(4)當層理面角度為 90° 時，低圍壓，宏觀裂縫沿著近似軸向方向穿過層理弱面和基質體，屬于典型的張拉破壞。圍壓越大，破裂面的傾角變大，同時裂縫面貫通巖石上下端面，破壞形態轉變成了剪切破壞模式。

圖7 三軸壓縮試驗破壞模式Fig.7 Rupture morphology under triaxial compression test

4 結論

(1)當圍壓水平較低時，三軸抗壓峰值強度與層理角度的關系呈現近似“ W”型的變化趨勢，且提高圍壓時，“W”型的變化趨勢轉變為“V”型的變化趨勢。層理傾角一定，升高圍壓，峰值強度相應增加。

(2)在各個應力狀態下，隨著層理面角度增加，泥頁巖彈性模量大致線性降低；泊松比與層理面傾角大致呈現“V”型變化規律，當層理面傾角為67.5°時，泊松比最小。

(3)彈性模量和泊松比的各向異性度隨圍壓的增加呈現減小的變化趨勢，而三軸抗壓強度各向異性度隨圍壓的增加呈現增大的變化規律。