A practical multi-field coupling distinct element method for methane hydrate bearing sediments
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摘要: 水合物储量丰富且污染小,是全球关注的未来绿色能源。而水合物的大规模开采将致使水合物沉积物（即能源土）力学性质劣化,从而引发出砂、海底滑坡等工程和地质灾害,制约水合物的安全高效开采。针对目前大多数多场耦合分析框架无法准确描述颗粒运移等大变形问题,基于离散元商业计算软件Particle Flow Code (PFC)和含水合物多孔介质的多相流分析程序TOUGH+HYDRATE (T+H),构建了一种实用型水合物开采多场耦合分析框架T+H+PFC。通过将力学计算模块PFC所得孔隙率参数和T+H计算所得温度、压力、盐浓度信息交换、更新,实现了T+H与PFC的耦合计算。然后,通过一维固结和一维热传导试验验证了该耦合程序的有效性。最后,模拟分析了一维降压、升温开采下能源土动态响应的与水合物弱化过程。结果表明,耦合模拟与试验结果较为吻合,T+H+PFC在多场耦合下水合物开采引起的地层变形、出砂、海底滑坡等问题分析中具有良好的应用前景。Abstract: The methane hydrate (MH) has been attracting extensive attention as a promising green energy source because of the abundant reserve and more environmental friendliness. However, large-scale exploitation induces the weakening of MH bearing sediments (MHBS) structure, which can result in engineering problems such as sand jamming, and environmental disasters such as landslide, and this will constrain efficient and safe exploitation of MH. Given that several multi-field coupling simulators fail to accurately describe large deformation of soils such as particle migration, a practical multi-field method T+H+PFC for MH exploitation analysis is established based on the commercial distinct element method (DEM), software particle flow code (PFC) and numerical code TOUGH+HYDRATE (T+H) for the multiphase flow analysis of hydrate-bearing geologic systems. The coupling computation can be achieved by exchanging the information between the porosity obtained by DEM and the temperature, pressure and salinity obtained by T+H. Then, the method is validated by conducting numerical modeling of one-dimensional (1D) consolidation and 1D heat conduction tests. Finally, focus is on the dynamic responses of MHBS and weakening of MH under the conditions of 1D dissociation tests with depressurization and heat stimulating methods. The numerical results are found to be in good agreement with the experimental data available, which demonstrates that the T+H+PFC method has a great promise in the MH decomposition-induced multi-field coupling analysis, such as deformation of seabed, sand production and submarine landslide.
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0. 引言
分散性土是一种在水力坡降很低条件下由于土颗粒间的排斥力超过吸引力而导致土体产生分散流失的黏性土[1-2]。它的抗冲蚀能力低,渗透稳定性差,在雨水侵蚀、河水冲刷及土层中渗流水的作用下,土体颗粒之间的黏聚力大部分甚至全部消失,呈团聚状的颗粒体分散成原级的黏土颗粒,土体原有的强度被破坏,在工程中容易发生管涌破坏或淋蚀破坏[3-5]。因此,若在工程实践中发现分散性土,则必须进行处理。常用的分散性土处理方法可大致分为物理保护、化学改性等。对于物理保护方法,在施工方案上多将分散性土与水进行物理隔离,封堵土体渗流通道,如采用防渗土工膜等渗透系数较小的材料覆盖到分散性土的表面使其与水体隔离,设置适当级配的反滤层减少土体细颗粒的流失等方法。对于化学改性方法,则多采用具有胶结性能或含有高价态离子的改性材料,这些改性材料加入土后发生诸如水化水解反应、团粒化作用、碳酸钙反应、阳离子交换反应等。常用的改性材料包括石灰[6-7]、水泥[8]、粉煤灰[9-10]和炉渣[11]。随着研究的深入与材料科学的发展,人们在分散性土改性的研究中还使用无机盐[12]、木质素磺酸盐[13]、纳米黏土[14]和MICP技术[15]等。
目前,由于生态环境越来越受到重视,人们逐渐认识到,常规的土体改性材料,如水泥和石灰,不仅原材料开采对环境造成破坏,而且在生产过程中会消耗大量的能源。因此,岩土工程师非常关注环境友好型土体改性材料的研制与应用。本文基于黏性土的分散机理研究和岩溶作用中碳酸氢钙与碳酸钙的相互转化过程,提出一种仿岩溶碳酸氢钙改性分散性土的方法。通过物理化学以及微观结构等试验,探究碳酸氢钙溶液与土体混合后,土水悬液的电导率、分散性土的分散性、颗粒级配、酸碱度、微观结构和元素成分的变化,研究仿岩溶碳酸氢钙改性分散性土的影响因素与作用机理。
1. 试验材料与方法
1.1 试验材料
（1）分散性土
为了研究的可靠性,本文选取的分散性土为人工配制的土样,即在杨凌黄土中加入0.16%的Na2CO3,经过加水浸泡、风干粉碎等处理,并采用针孔试验、碎块试验、双比重计试验等对土体的分散性进行鉴定,确定土体属于分散性土[16]。土样的基本物理化学性质见表1,2。
表 1 土样的物理性质Table 1. Physical properties of soil sample土样名称 颗粒相对质量密度 液限 wL /%塑限 wP /%塑性指数 IP 最大干密度 ρdmax /(g·cm-3)最优含水率wop/% 分散性土 2.70 38.3 21.5 16.8 1.69 19.7 表 2 土样的化学性质Table 2. Chemical properties of soil sample土样名称 易溶盐含量/(g·kg-1) 难溶盐含量/(g·kg-1) 有机质含量/(g·kg-1) 酸碱度 分散性土 2.3 119.6 8.4 9.78 （2）仿岩溶碳酸氢钙
仿岩溶碳酸氢钙溶液的制备采用“一种利用土体固化溶液加固土体的方法（国家发明专利申请号：201811569453.0）”中的方法,装置示意图如图1所示。将一定细度的碳酸钙粉末放入耐高压的容器中,加纯水,盖顶盖,先通入一定量的气体二氧化碳,用以排除容器中的空气。然后密封,持续通入气体二氧化碳,并维持在设定压力0.4 MPa,在搅拌作用下经过2 h形成仿岩溶碳酸氢钙饱和溶液。化学反应方程式为
CaCO3(s)+H2O+CO2(g)⇌Ca2+(aq)+2HCO−3(aq)。 (1) ![]()
图 1 仿岩溶碳酸氢钙溶液制备装置示意图Figure 1. Diagram of devices for calcium bicarbonate formed by pseudo-karstification1.2 试验方法
（1）液固比和土水分离方式的说明
液固比的定义为仿岩溶碳酸氢钙饱和溶液的质量与固体干土质量的比值,包括0.5∶1,1∶1,2∶1,3∶1,4∶1,5∶1,6∶1七种配比。土水分离方式包括自然风干（静置）、抽滤风干、抽气抽滤风干3种方式,各种处理方式的操作见表3。
表 3 土水分离方式的操作说明Table 3. Instructions of soil-water separation mode处理方式 操作说明 自然风干（静置） 将土体与碳酸氢钙溶液按不同液固比混合后,置于通风处,土水悬液中水分自由蒸发 抽滤风干 将土体与碳酸氢钙溶液按不同液固比混合后,采用真空泵进行抽滤,促使土水分离；然后将湿土土样置于通风处风干 抽气抽滤风干 将土体与碳酸氢钙溶液按不同液固比混合后,放入真空泵的饱和缸中抽气2 h,然后再抽滤风干 （2）试验方法
采用的主要试验包括土水悬液的电导率测定、针孔试验、碎块试验、双比重计试验、酸碱度试验以及扫描电镜与能谱分析等。
电导率试验采用上海雷磁仪器厂DDS-11A型电导率仪,酸碱度试验采用奥豪斯仪器（常州）有限公司ST2100实验室pH计。扫描电镜（scanning electron microscope,SEM）和能谱分析（energy dispersive spectrometer,EDS）的试验仪器为美国FEI公司生产的Quanta 600 FEG场发射扫描电镜仪,分辨率为1 nm,放大倍数的范围为100～40万倍,其可进行物体的形貌分析和元素分析。针孔试验、碎块试验、双比重计试验分别按照ASTM(American Society for Testing and Materials)的D4647[17]、D6572[18]、D4221[19]进行。
2. 试验结果分析与讨论
2.1 不同土水分离方式对土水悬液电导率的影响
仿岩溶碳酸氢钙溶液加入土体中,在土–水–气–电解质系统中,由于水分蒸发、二氧化碳气体逸出、土体吸附等作用,使得碳酸氢钙分解形成碳酸钙,达到改性土体不良工程性质的目的（见式（1）的逆反应）。为了提高改性效率与速率,研究了不同土水分离方式对碳酸氢钙分解形成碳酸钙的影响。
溶液的电导率与离子的种类和电解质浓度有关,是反映水中溶解的总无机盐的浓度的重要指标。本研究对经仿岩溶碳酸氢钙溶液处理的土水悬液进行电导率测定,间接判断不同土水分离方式对碳酸氢钙分解速度与碳酸钙生成量的影响。按表3的自然风干（静置）、抽滤风干、抽气抽滤风干3种方式进行前期处理（分别简称之为静置、抽滤、抽气）。待处理好后采用电导率仪测定澄清液的电导率,同时各处理方法均设置对照。澄清液的电导率与液固比的关系如图2所示。
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图 2 澄清液电导率与液固比的关系Figure 2. Relationship between clarified liquid conductivity and liquid-solid ratio经测定,本文制备的仿岩溶碳酸氢钙饱和溶液的电导率约1200
μS /cm。由图2可看出,当仿岩溶碳酸氢钙饱和溶液加入一定质量的土体中后,由于溶解了土体的可溶性物质,包括所有的易溶盐、部分中溶盐等,使得土体中澄清液的电导率增大。。在静置的条件下,澄清液的电导率随液固比的增加基本没有变化,电导率约1600μS /cm。在抽气抽滤条件下,澄清液的电导率降低至800μS /cm左右,约为静置条件下澄清液电导率的50%；随着液固比的增加,电导率缓慢呈下降趋势。在抽滤条件下,随着液固比逐渐增大,澄清液的电导率呈明显的下降趋势,并且抽滤的曲线与静置的曲线在液固比3∶1和4∶1之间相交。这由于在交点的左边由于抽滤时有部分水留在了土体中,溶剂水的质量降低,溶液的浓度增大,电导率增大；在交点的右边,由于液固比的增加,抽滤时间延长,使得比较多的碳酸氢钙转化为碳酸钙沉淀,溶液的浓度降低,电导率下降。对照试验的结果表明,随着液固比的增加,由于溶剂水质量的增加,澄清液的浓度降低,电导率降低。3种处理方式中静置和抽气抽滤的电导率基本重合,抽滤的电导率稍大,这与抽滤导致了部分水滞留在土体中、抽气引起水体中可溶性气体减少有关。土体中加入仿岩溶碳酸氢钙饱和溶液后,静置、抽滤和抽气抽滤3种处理措施下,澄清液的电导率均高于各自的对照组电导率,这说明仿岩溶碳酸氢钙溶液加入到土体后,并不会完全分解形成碳酸钙,部分未分解碳酸氢钙仍存在于澄清液中。
电导率的测定结果表明,与自然风干（静置）相比,抽滤风干、抽气抽滤风干的处理方式可促使碳酸氢钙较多的分解形成碳酸钙,而且能够快速使得土水分离,提高改性效率与速率,但碳酸氢钙没有分解彻底,仍有部分存在于澄清液中。
2.2 不同土水分离方式对分散性土改性效果的影响
本文采用的分散性鉴定试验包括针孔试验、碎块试验和双比重计试验。在综合判别时,以针孔试验结果为主,同时参考碎块试验和双比重计试验的试验结果。在采用抽滤风干的土水分离方式时,考虑到土水悬液中溶解在水溶液中离子的流失,同时土体酸碱度也会因土水分离发生一定变化,而这些因素会影响分散性土鉴定试验判断的准确性,故对抽滤风干设置纯水对照组。表4是按不同的液固比和土水分离方式处理后,分散性土的分散性鉴定试验结果。
表 4 仿岩溶碳酸氢钙改性分散性土的试验结果Table 4. Results of stabilized dispersive soil with calcium bicarbonate formed by pseudo-karstification土样处理方式 液固比 针孔试验 碎块试验 双比重计试验 综合判定 自然风干（静置） 0.5∶1 分 过 — 分 1∶1 分 过 — 分 2∶1 分 非 — 分 3∶1 分 非 — 分 4∶1 分 非 — 分 5∶1 分 非 — 分 6∶1 分 非 — 分 抽滤风干 0.5∶1 分 分 分 分 1∶1 分 分 过 分 2∶1 分 分 过 分 3∶1 过 过 过 过 4∶1 非 非 过 非 5∶1 非 非 非 非 6∶1 非 非 非 非 抽气抽滤风干 0.5∶1 分 分 — 分 1∶1 分 分 — 分 2∶1 分 分 — 分 3∶1 过 过 — 过 4∶1 非 非 — 非 5∶1 非 非 — 非 6∶1 非 非 — 非 纯水对照组（抽滤风干） 0.5∶1 分 分 分 分 1∶1 分 分 分 分 2∶1 分 分 分 分 3∶1 分 分 分 分 4∶1 分 分 分 分 5∶1 分 分 分 分 6∶1 分 分 分 分 注： 分表示分散性土,过表示过渡性土,非表示非分散性土。由表4可看出,在自然风干（静置）处理条件下,随着液固比的增加,针孔试验表明碳酸氢钙改性分散性土均没有效果,土样依然呈分散性,但碎块试验表明土样逐渐从过渡性转变为非分散性土。这说明,仿岩溶碳酸氢钙对于分散性土是有一定的改性效果。针孔试验和碎块试验的结果不一致,这可能是由于土体的结构受到破坏而引起的。针孔试验是将土样风干后进行粉碎磨细重新制样,而碎块试验是土样自然风干过程中,在含水率较大时取自然沉积的样品进行的试验,前者破坏了土体的微胶结,后者保留了土体中的微胶结。在抽滤风干和抽气抽滤处理条件下,针孔试验、碎块试验和双比重计试验表现比较一致的特性,即随着液固比的增加,土样逐渐由分散性土转变为过渡性土,进而转变为非分散性土。典型针孔试验、碎块试验过程照片见图3。
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图 3 不同液固比抽滤风干处理后土样的针孔和碎块试验Figure 3. Pinhole and crumb tests on soil samples after suction filtration and air-dried with different liquid-solid ratios纯水对照组试验表明,经过纯水浸泡并采用抽滤风干处理后,土样的分散性没有发生明显的变化,依然保持较强的分散特性,即碳酸氢钙溶液浸泡土样后水对土样的分散性没有影响,而是其中的碳酸氢钙对土样的分散性具有改性效果。
值得提及的是,虽然自然风干可使碳酸氢钙溶液中的所有碳酸钙沉积在土体中,但是大部分都在土体表面,没有有效地胶结土颗粒。抽滤或抽气抽滤的处理,虽然在水中有部分碳酸氢钙没有分解形成有效碳酸钙,但是在土体中形成的碳酸钙沉积在土体内部,对土颗粒形成了有效胶结。这从水分蒸发后土体的表层特征上就可看出来（见图4）,自然风干的土体表层有一层白色的碳酸钙,抽滤和抽气抽滤后的土体表层没有白色的碳酸钙。
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图 4 不同处理后（液固比4∶1）土样干燥表面情况Figure 4. Dry surface conditions of soil samples after different treatments (liquid-solid ratio 4∶1)分散性鉴定试验表明,仿岩溶碳酸氢钙饱和溶液能够有效改善土体的分散性,随着液固比的增加,改性效果增强,液固比达到4∶1以上时,改性效果稳定。采用自然风干、抽滤风干和抽气抽滤滤风干都有效果,但是自然风干的效果不稳定,而且改性时间长；采用抽气或抽气抽滤的方式处理效果几乎相同,而且两者比自然风干处理速度快,改性效果好。结合电导率试验结果,认为抽气抽滤处理的效果最好,抽滤次之,自然风干处理效果最慢,而且效果不甚理想。
2.3 不同液固比对土体酸碱度的影响
酸碱度与黏土分散性的有密切关系,主要表现其影响土颗粒表面负电荷的变化,若土体碱性较强,负电荷增加,当土体中钠离子含量较高时,土颗粒表面吸附较多的钠离子,土颗粒双电层厚度增加,土体分散性增强。碳酸氢钙为强碱弱酸盐,常温常压下碳酸氢钙水溶液的pH为8.13左右,但本文制备的仿岩溶碳酸氢钙饱和溶液中,由于溶解了大量的二氧化碳,使得碳酸氢钙溶液呈微酸性（pH<7）。当加入到土体中时,必定会引起土体酸碱度的变化。图5为采用抽滤风干处理后,不同液固比改性土的pH值变化情况。
图5表明,分散性土的pH为9.78,属于强碱性土。加入碳酸氢钙溶液后,随着液固比的增加,土体的pH逐渐降低,在6∶1的液固比下,土体的pH已由9.78降低至8.98。同时在对照组的试验中可看出,随着液固比的增加,土体的pH逐渐降低,但降低幅度很小,在6∶1的液固比下,其pH仍高于9.5,属于强碱性土。
未经碳酸氢钙处理的土体中的pH值较高,土颗粒表面的净负电荷数量较大,负电荷数量的增加导致土颗粒表面双电层厚度增大,不同颗粒间的排斥力增加,碱性环境为土体的分散化提供了条件,加剧了土体的分散趋势。将碳酸氢钙溶液加入到土体中后,溶液中含有的
HCO−3 离子作为酸式根离子,会和土体中存在的OH-离子发生反应生成正盐根离子CO2−3 和水H2O。整个反应过程中消耗了土体中OH-,故随着碳酸氢钙溶液的添加逐渐增加,土体的pH值逐渐降低,土颗粒有效负电荷数减少,土颗粒之间的斥力减少,土体分散性降低。2.4 不同液固比对土样颗粒组成的影响
由于常规的颗分试验中会加入分散剂并煮沸,导致改性形成的碳酸氢钙胶结的土体又重新分散,团粒结构被破坏。为了探究碳酸氢钙溶液改性后土体的颗粒组成的变化,确定团粒结构的胶结程度,结合双比重计试验方法,对抽滤风干不同液固比处理后的土样进行了非常规颗粒级配试验（即不煮沸不加六偏磷酸钠分散剂）,试验结果见图6。
从图6中可看出,当液固比从0.5∶1逐渐增加时,土体中大于0.075 mm粒径（粉粒）的土颗粒数量质量百分数逐渐增多,黏粒的质量百分数逐渐降低。当液固比为1∶1时,土体中的黏粒含量降低至原分散性土的一半左右；当液固比为2∶1时,土体黏粒含量降低的幅度较大,其含量仅为4.6%；当液固比为3∶1,4∶1,5∶1和6∶1时,土体的颗粒级配曲线变化最为显著,土体中的黏粒含量仅为1%左右,同时土中有95%以上的土颗粒的粒径大于0.01 mm。
在试验过程中发现,量筒中土水悬液的浑浊程度的区分也较为明显。图7为试验开始后2 h时量筒中土颗粒的表观特性,从左往右液固比依次为0.5∶1,1∶1,2∶1,3∶1,4∶1,5∶1和6∶1。可以看出,随着液固比的增加,土体的沉降速度逐渐增加,以2∶1和3∶1时的区分最为明显,当液固比大于3∶1时,量筒中的土体发生了明显的分层,上方的悬浮澄清液中几乎不含有黏粒的悬浮物,溶液较为清澈,土水之间的界面明显。
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图 7 不同液固比非常规颗粒级配试验开始后2 h量筒情况Figure 7. Results of unconventional particle tests with different liquid-solid ratios after 2 h in graduated cylinder2.5 仿岩溶碳酸氢钙改性分散性土的机理研究
（1）仿岩溶碳酸氢钙改性分散性土的微观结构变化
对液固比为4∶1的仿岩溶碳酸氢钙溶液自然风干沉积处理后的分散性土进行扫描电镜和能谱分析,并以纯水作为对照处理。试验时对表面和从表面至底层的断面进行分段扫描并分析每段上钙元素的含量,从微观结构上及钙元素含量探究碳酸氢钙对分散性土的改性作用。试验结果见图8,9和表5。
表 5 能谱分析钙元素试验结果Table 5. Results of mineral analysis tests on calcium content谱图（a） 谱图（b） 序号 Ca含量/% 序号 Ca含量/% 谱图1 7.17 谱图1 0.29 谱图2 6.22 谱图2 0.53 谱图3 5.78 谱图3 0.39 谱图4 3.31 谱图4 0.30 谱图5 5.95 谱图5 0.35 谱图6 4.08 谱图6 0.48 谱图7 4.30 — — 谱图8 2.79 — — 最大 7.17 最大 0.53 最小 2.79 最小 0.29 平均值 4.95 平均值 0.39 图8（a）为碳酸氢钙的液固比为4∶1,土体断面的扫描电镜试验结果,谱图1的位置为土体的上表面,谱图8的位置为土体的下表面。图b为相同液固比的纯水处理对照组,谱图1的位置为土体的上表面,谱图6的位置为土体的下表面。表5为图8扫描电镜试验中各个对应的谱图位置点中钙元素的含量。
从图8中可看出,自由沉降的土体内部的层次和结构较为清晰,在土样沉积的底层中颗粒粒径较大,从底层到表层,土颗粒的粒径越小,且上层土体较为致密,下层土体较为松散。表8表明,采用仿岩溶碳酸氢钙自然风干处理后,土样表层沉积的碳酸钙含量较多（7.17%）,随着土体厚度增加,碳酸钙的含量逐渐降低,最底层土体的碳酸钙含量较少,约为2.79%,整个土体剖面中碳酸钙含量的平均值约为4.95%。在纯水处理的对照组中,土体表面到土体底部碳酸钙含量无明显差距和规律性的变化,整个土体剖面中碳酸钙含量的平均值约为0.39%,明显低于仿岩溶碳酸氢钙处理后土体中碳酸钙的含量。
图9给出了土体表层和内部的局部区域扫描电镜和能谱分析的结果。可以看出,由于水分自然蒸发,导致大量碳酸钙沉积在土体表层,表层的碳酸钙呈四方棱柱型,表层有不完整的条纹。在碳酸钙含量较多的区域,晶体成片平铺在土体的表面,相互之间交错存在,形成整体覆盖在土体的表面。在土体内部形成的碳酸钙,主要以较小的晶体或凝胶状出现,能谱分析结果表明这些部位的钙元素的峰值强度较高。因此,碳酸钙通过附着在体积较大的土颗粒表面与颗粒的间隙中起填充作用,或分布在较小的颗粒周围起胶结作用,将不同粒径的土胶结起来,形成具有一定结构的团粒。
碳酸钙是土体团粒形成过程中的主要胶结物,其特点呈现出碳酸钙含量越多,团粒越大的趋势。扫描电镜和能谱分析表明,分散性土经碳酸氢钙处理后,沉积形成的碳酸钙可以单个的颗粒（晶体）或微胶结作用（无定型）存在,前者可起到物理填充作用,后者可以胶凝形式存在,将细小的土颗粒胶结起来形成团粒结构。
（2）仿岩溶碳酸氢钙溶液在土体中的化学反应
基于岩溶化学、土壤化学、土壤物理学等相关理论,可知仿岩溶碳酸氢钙溶液中存在H2CO3、H+、
HCO−3 、CO2−3 和Ca2+等离子或成分,溶液呈微酸性。当仿岩溶碳酸氢钙溶液加入土体中后,发生了如下的物理化学反应。酸碱中和反应：
H2O+CO2=H2CO3, (2) H2CO3=H++HCO-3, (3) HCO-3=H++CO2−3, (4) H++OH-=H2O。 (5) 分解反应：
Ca(HCO3)2=CaCO3↓+H2O+CO2。 (6) 复分解反应：
Na2CO3+Ca(HCO3)2=CaCO3↓+2NaHCO3。 (7) 交换吸附反应：
土-(2Na+) +Ca2+→土-(Ca2+)+2Na+。 (8) 通过这些反应,土体的碱性降低,钙离子绝对量增加,钠离子相对含量减少,并且土颗粒吸附钙离子,置换了吸附的钠离子,降低了土颗粒的双电层厚度,土颗粒的排斥力降低,黏结力增强,使土体的分散性降低,水稳性增强。
综合分析认为,土体经过碳酸氢钙溶液处理后,降低了pH值,土颗粒间双电层厚度减薄,生成的碳酸钙可将土颗粒胶结起来,或填充于土颗粒的孔隙中,形成比较大的团粒结构,提高了土体的水稳性,降低了土体的分散性和水敏特性,增强了土体的工程性能。
3. 结论
（1）与自然风干（静置）相比,抽滤风干、抽气抽滤风干的处理方式可促使碳酸氢钙较多的分解形成碳酸钙,而且能够快速使得土水分离,提高改性效率与速率,但是碳酸氢钙没有分解彻底,仍有部分存在于澄清液中。
（2）仿岩溶碳酸氢钙饱和溶液能够有效改善土体的分散性,随着液固比的增加,改性效果增强,液固比达到4∶1以上时,改性效果稳定。
（3）仿岩溶碳酸氢钙溶液改性分散性土的机理主要是增加了土体中钙离子的含量,降低了土体的碱性,新沉积生成的碳酸钙具有填充和胶结作用,提高了土体的抗水蚀性,降低了土体的分散性。
（4）仿岩溶碳酸氢钙溶液在制备以及改性过程中,反应物和生成物中没有有毒有害的物质,整个改性过程只是碳酸钙的形态发生转化,因此是一种环境友好型的土体改性材料。在今后的研究中,可通过采用物理、化学及生物的措施,提高碳酸氢钙的溶解度及沉积速率,达到工程实践应用的目的。
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图 5 一维固结模拟结果与理论对比
Figure 5. Comparison between simulated results and theoretical solution of 1D consolidation tests
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图 6 一维热传导模拟与理论结果对比
Figure 6. Comparison between simulated results and analytical solutions of 1D heat conduction tests
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图 8 一维降压开采试验和T+H模拟结果
Figure 8. Comparison of 1D dissociation test results obtained from experiments and T+H simulations
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图 10 一维降压下开采产气量、变形、胶结破坏、压力演化
Figure 10. Evolution of gas production, vertical strain, percentage of bond breakage and pressure for 1D depressurization tests
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图 11 胶结破坏与变形关系曲线
Figure 11. Relationship between strain and percentage of bond breakage during hydrate dissociation
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图 12 一维升温开采产气量、变形、胶结破坏演化
Figure 12. Evolution of gas production, vertical strain and percentage of bond breakage from 1D heat stimulation tests
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图 13 一维升温开采中分解前沿面与t1/2关系
Figure 13. Evolution of dissociation front location against t1/2 from 1D heat stimulation tests
表 1 水合物分解模型参数
Table 1 Parameters for MH dissociation
模型网格 网格尺寸/mm 初始压力/MPa 温度/℃ 盐度/% 开采压力/MPa 土体参数 Δx Δy Δz 渗透系数/m2 土体密度/(kg·m-3) 土体比热容/(J·kg-1·K-1) 土体湿导热系数/(W·m-1·℃-1) 1×1×10 45 45 15 10.5 12.5 0 4 1.5×10-12 2650 1000 3.3 
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[1] MILKOV A V. Global estimates of hydrate-bound gas in marine sediments: how much is really out there?[J]. Earth-Science Reviews, 2004, 66(3/4): 183-197.
[2] WAITE W F, SANTAMARINA J C, CORTES D D, et al. Physical properties of hydrate-bearing sediments[J]. Reviews of Geophysics, 2009, 47(4): 465-484.
[3] SOGA K, NG M Y A, LEE S L, et al. Characterisation and Engineering Properties of Methane Hydrate Soils[M]. London: Taylor and Francis, 2006: 2591-2642.
[4] SONG Y C, YANG L, ZHAO J F, et al. The status of natural gas hydrate research in China: A review[J]. Renewable and Sustainable Energy Reviews, 2014, 31: 778-791. doi: 10.1016/j.rser.2013.12.025
[5] YAN C, REN X, CHENG Y, et al. Geomechanical issues in the exploitation of natural gas hydrate[J]. Gondwana Research, 2020, 81: 403-422. doi: 10.1016/j.gr.2019.11.014
[6] MORIDIS G J, COLLETT T S, DALLIMORE S R, et al. Numerical studies of gas production from several CH4 hydrate zones at the Mallik site, Mackenzie Delta, Canada[J]. Journal of Petroleum Science and Engineering, 2004, 43(3/4): 219-238.
[7] TANG L G, LI X S, FENG Z P, et al. Control mechanisms for gas hydrate production by depressurization in different scale hydrate reservoirs[J]. Energy and Fuels, 2007, 21(1): 227-233. doi: 10.1021/ef0601869
[8] MORIDIS G J, REAGAN M T. Estimating the upper limit of gas production from Class 2 hydrate accumulations in the permafrost: 2. Alternative well designs and sensitivity analysis[J]. Journal of Petroleum Science and Engineering, 2011, 76(3/4): 124-137.
[9] OYAMA H, KONNO Y, MASUDA Y, et al. Dependence of depressurization-induced dissociation of methane hydrate bearing laboratory cores on heat transfer[J]. Energy & Fuels, 2009, 23(10): 4995-5002.
[10] YIN Z Y, MORIDIS G, CHONG Z R, et al. Numerical analysis of experiments on thermally induced dissociation of methane hydrates in porous media[J]. Industrial & Engineering Chemistry Research, 2018, 57(17): 5776-5791.
[11] MIYAZAKI K, MASUI A, SAKAMOTO Y, et al. Triaxial compressive properties of artificial methane-hydrate-bearing sediment[J]. Journal of Geophysical Research, 2011, 116(B6): B06102.
[12] HYODO M, YONEDA J, YOSHIMOTO N, et al. Mechanical and dissociation properties of methane hydrate-bearing sand in deep seabed[J]. Soils and Foundations, 2013, 53(2): 299-314. doi: 10.1016/j.sandf.2013.02.010
[13] HYODO M, LI Y H, YONEDA J, et al. Effects of dissociation on the shear strength and deformation behavior of methane hydrate-bearing sediments[J]. Marine and Petroleum Geology, 2014, 51(2): 52-62.
[14] SONG Y C, ZHU Y M, LIU W G, et al. Experimental research on the mechanical properties of methane hydrate-bearing sediments during hydrate dissociation[J]. Marine and Petroleum Geology, 2014, 51(2): 70-78.
[15] KIMOTO S, OKA F, FUSHITA T, et al. A chemo-thermo- mechanically coupled numerical simulation of the subsurface ground deformations due to methane hydrate dissociation[J]. Computers and Geotechnics, 2007, 34(4): 216-228. doi: 10.1016/j.compgeo.2007.02.006
[16] RUTQVIST J, MORIDIS G J. Numerical studies on the geomechanical stability of hydrate-bearing sediments[J]. SPE Journal, 2009, 14(2): 267-282. doi: 10.2118/126129-PA
[17] UCHIDA S. Numerical Investigation of Geomechanical Behaviour of Hydrate Bearing Sediments[D]. Cambridge: University of Cambridge, 2012.
[18] GUPTA S, WOHLMUTH B, HELMIG R. Multi-rate time stepping schemes for hydro-geomechanical model for subsurface methane hydrate reservoirs[J]. Advances in Water Resources, 2016, 91: 78-87. doi: 10.1016/j.advwatres.2016.02.013
[19] ZHOU M L, SOGA K, YAMAMOTO K, et al. Geomechanical responses during depressurization of hydrate- bearing sediment formation over a long methane gas production period[J]. Geomechanics for Energy and the Environment, 2020, 23: 100111. doi: 10.1016/j.gete.2018.12.002
[20] 蒋明镜, 付昌, 贺洁, 等. 不同开采方法下深海能源土的离散元模拟[J]. 岩土力学, 2015, 36(增刊2): 639-647. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX2015S2093.htm JIANG Ming-jing, FU Chang, HE Jie, et al. Distinct element simulations of exploitation of methane hydrate bearing sediments with different methods[J]. Rock and Soil Mechanics, 2015, 36(S2): 639-647. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTLX2015S2093.htm
[21] CUNDALL P A, STRACK O D L. A discrete numerical model for granular assemblies[J]. Géotechnique, 1979, 29(1): 47-65. doi: 10.1680/geot.1979.29.1.47
[22] JIANG M J, SUN R H, ARROYO M, et al. Salinity effects on the mechanical behaviour of methane hydrate bearing sediments: a DEM investigation[J]. Computers and Geotechnics, 2021, 133: 104067. doi: 10.1016/j.compgeo.2021.104067
[23] MORIDIS G. User's manual for the hydrate v1. 5 option of TOUGH+ v1. 5: A code for the simulation of system behavior in hydrate-bearing geologic media[M]. Oak, Ridge US Lawrence Berkeley National Laboratory, 2014.
[24] 蒋明镜. 现代土力学研究的新视野——宏微观土力学[J]. 岩土工程学报, 2019, 41(2): 195-254. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC201902002.htm JIANG Ming-jing. New paradigm for modern soil mechanics: Geomechanics from micro to macro[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2019, 41(2): 195-254. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC201902002.htm
[25] ITASCA PFC 6.0 (Particle Flow Code) Documentation[M]. Minmeapolics: ITASCA Inc, 2019.
[26] KIM H C, BISHNOI P R, HEIDEMANN R A, et al. Kinetics of methane hydrate decomposition[J]. Chemical Engineering Science, 1987, 42(7): 1645-1653. doi: 10.1016/0009-2509(87)80169-0
[27] LIU X, FLEMINGS P B P. Dynamic multiphase flow model of hydrate formation in marine sediments[J]. Journal of Geophysical Research: Solid Earth, 2007, 112(B3): B03101.
[28] ZHANG A, JIANG M J, THORNTON C. A coupled CFD-DEM method with moving mesh for simulating undrained triaxial tests on granular soils[J]. Granular Matter, 2020, 22(1): 1-13. doi: 10.1007/s10035-019-0969-4
[29] HU L T, WINTERFELD P H, FAKCHAROENPHOL P, et al. A novel fully-coupled flow and geomechanics model in enhanced geothermal reservoirs[J]. Journal of Petroleum Science and Engineering, 2013, 107: 1-11. doi: 10.1016/j.petrol.2013.04.005
[30] JAEGER J C, COOK NGW, ZIMMERMAN R W, Fundamentals of Rock Mechanics[M]. 4th eds. Malden: Blackwell Publishing, 2007.
[31] WANG Y, KOU X, FENG J C, et al. Sediment deformation and strain evaluation during methane hydrate dissociation in a novel experimental apparatus[J]. Applied Energy, 2020, 262: 114397. doi: 10.1016/j.apenergy.2019.114397
[32] 蒋明镜, 张望城. 一种考虑流体状态方程的土体CFD-DEM耦合数值方法[J]. 岩土工程学报, 2014, 36(5): 793-801. https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC201405002.htm JIANG Ming-jing, ZHANG Wang-cheng. Coupled CFD-DEM method for soils incorporating equation of state for liquid[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2014, 36(5): 793-801. (in Chinese) https://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-YTGC201405002.htm
[33] CHEN F, DRUMM E C, GUIOCHON G. Coupled discrete element and finite volume solution of two classical soil mechanics problems[J]. Computers and Geotechnics, 2011, 38(5): 638-647. doi: 10.1016/j.compgeo.2011.03.009
[34] JIANG M J, KONRAD J M, LEROUEIL S. An efficient technique for generating homogeneous specimens for DEM studies[J]. Computers and Geotechnics, 2003, 30(7): 579-597. doi: 10.1016/S0266-352X(03)00064-8
[35] JIANG M J, SHEN Z F, WANG J F. A novel three- dimensional contact model for granulates incorporating rolling and twisting resistances[J]. Computers and Geotechnics, 2015, 65: 147-163. doi: 10.1016/j.compgeo.2014.12.011
[36] WEIBULL W. The phenomenon of rupture in solids[J]. Proceedings of Royal Swedish Institute of Engineering Research, 1939, 153: 1-55.
-
期刊类型引用(21)
1. 薛强，杜延军，胡黎明，詹良通，李江山. 环境土力学与工程研究进展. 土木工程学报. 2025(03): 83-112 . 
百度学术
2. 张永杰，欧阳健，黄万东，刘涛，朱剑锋，陈剑华. 胶结液浓度对微生物固化花岗岩残积土强度特性的影响规律. 湖南大学学报(自然科学版). 2024(03): 121-129 . 百度学术
3. 李俊，何想，张瑾璇，赵常，肖杨，刘汉龙. 微生物加固研究可视化试验系统的开发与应用. 土木与环境工程学报(中英文). 2024(03): 73-79 . 百度学术
4. 张瑾璇，刘汉龙，肖杨. 液滴微流控芯片系统研发与微生物矿化机理研究. 岩土工程学报. 2024(06): 1236-1245 . 本站查看
5. 刘汉龙，赵常，肖杨. 微生物矿化反应原理、沉积与破坏机制及理论：研究进展与挑战. 岩土工程学报. 2024(07): 1347-1358 . 本站查看
6. 陈垚，王重卿，王浩，李流芳，赖国正，李熙，江世雄，王林. 菌胶比影响微生物固化黏土的效果分析. 水利与建筑工程学报. 2024(04): 175-180 . 百度学术
7. 王燕星，高瑜，杨国辉，牛恒茂，刘斌，任雪丹. 微生物矿化技术改良砒砂岩风化土的冻融特性试验研究. 工业建筑. 2024(09): 10-18 . 百度学术
8. 姜启武，黄明，许凯，崔明娟. MICP固化钙质砂的统计损伤本构模型. 工程地质学报. 2024(05): 1526-1535 . 百度学术
9. 肖维民，傅业姗，钟建敏，林馨，李双. 岩石节理中MICP反应碳酸钙沉积演化规律试验研究. 岩石力学与工程学报. 2023(S2): 3851-3860 . 百度学术
10. 唐晨旻，张劲松，刘艳芳，唐庆九，冯娜，唐传红，王金艳，谭贻，刘利平，冯杰. 常压室温等离子体诱变育种与微生物液滴培养筛选技术应用进展. 微生物学通报. 2022(03): 1177-1194 . 百度学术
11. 王燕星，李驰，葛晓东，高利平. 黄河流域内蒙古段砒砂岩风化土微生物矿化改良的试验研究. 岩土力学. 2022(03): 708-718 . 百度学术
12. 赵常，何想，胡冉，刘汉龙，谢强，王誉泽，吴焕然，肖杨. 微生物矿化动力学理论与模拟. 岩土工程学报. 2022(06): 1096-1105 . 本站查看
13. 孟敏强，肖杨，孙增春，张志超，蒋翔，刘汉龙，何想，吴焕然，史金权. 粗粒料及粒间微生物胶结的破碎-强度-能量耗散研究进展. 中国科学:技术科学. 2022(07): 999-1021 . 百度学术
14. 刘子健，黄明，崔明娟，许凯，郭珅，王德发. 基于纳米压痕技术的页岩土MICP结石体微观力学特性研究. 防灾减灾工程学报. 2022(05): 1036-1045 . 百度学术
15. 马国梁，何想，路桦铭，吴焕然，刘汉龙，楚剑，肖杨. 高岭土微粒固载成核微生物固化粗砂强度. 岩土工程学报. 2021(02): 290-299 . 本站查看
16. 中国路基工程学术研究综述·2021. 中国公路学报. 2021(03): 1-49 . 百度学术
17. 赵常，张瑾璇，张宇，何想，马国梁，刘汉龙，肖杨. 微生物加固土多尺度研究进展. 北京工业大学学报. 2021(07): 792-801 . 百度学术
18. 董博文，刘士雨，俞缙，蔡燕燕，涂兵雄. 靶向激活产脲酶微生物加固钙质砂试验研究. 岩土工程学报. 2021(07): 1315-1321 . 本站查看
19. 何想，刘汉龙，韩飞，马国梁，赵常，楚剑，肖杨. 微生物矿化沉积时空演化的微流控芯片试验研究. 岩土工程学报. 2021(10): 1861-1869 . 本站查看
20. 王博，常新昊，渠程业，刘志强. 微生物减饱和法处理液化地基研究进展. 化工矿物与加工. 2021(11): 8-11+15 . 百度学术
21. 肖杨，陈萌，蒋翔，刘汉龙. 拓展土力学课程学习深度和广度的教学探索. 高等建筑教育. 2021(06): 16-23 . 百度学术
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