渤海油田现阶段浅层油气资源的开发大多集中在新近系，埋深通常小于1500m，地层沉积以河流相沉积和浅水三角洲沉积为主，垂向发育薄砂厚泥互层。采用常规手段难以精准测定浅部地层的力学特性^[1-2]，对浅部地层力学性质和变形破坏机理的薄弱认识，影响了钻井工程设计的准确性和实际施工的可靠性，对油气资源安全高效开发的限制逐步显现^[3-7]。

目前，国内外学者对弱胶结地层岩石力学性质的研究主要服务于煤矿开采、建筑施工、铁路隧道等领域。尚辉、张世忠、李回贵等^[8-10]研究了弱胶结砂岩的力学性能，随含水率增加，其力学参数降低，岩爆倾向性降低，在应力—损伤—渗流耦合作用下，弱胶结覆岩渗透性演化复杂。樊浩博等^[11]研究了新近系富水弱胶结砂岩崩解机制，指导香山隧道富水弱胶结砂岩段的安全施工。Zhao、李小龙、赵永川、An等^[12-15]研究饱和弱胶结地层在不同加载速率和水饱和状态下的疲劳行为、裂纹演化、塑性变形机制。宋朝阳、张景科等^[16-18]研究了干湿循环对弱胶结地层的影响，分析了干湿循环下地层的声发射特征及细观劣化机理，揭示了水岩作用劣化机制。苗胜军等^[19]针对多孔弱胶结岩石力学性能复杂的问题，通过试验研究围压对其破裂的影响机制，提出压密—损伤本构模型。Zhao等^[20]研究了不同湿度环境下单轴加载对弱胶结红砂岩的中—宏观损伤劣化机制。张慧梅等^[21]利用SHPB装置研究不同加载速率及扰动次数下弱胶结红砂岩的能量耗散规律及破碎块度分形特征。盛军等^[22]针对新近系储层弱胶结砂岩进行了应力敏感分析，得出储层应力敏感损伤整体呈中等—强应力敏感。邱守美、张明等^[23-24]针对中国海上油田浅层砂岩弱胶结易出砂，研究了开发过程中实现防砂效果的技术途径。调研弱胶结地层当前研究成果，重点关注的是路桥工程的水稳特性、渗透性演化，以及石油工程的油气储层应力疲劳及出砂破坏，但对钻井过路层位的浅部弱胶结地层力学性质鲜有研究。

随着渤海浅层油气发育区的开发，以及海洋功能重叠区浅层大位移井需求的增加，浅部弱胶结地层力学性质的精细研究愈发迫切。但是渤海浅部地层（海拔为-850~-20m）井筒取心的样品松散，且海上井筒取心浅部地层岩样稀缺，采用常规物理模拟手段开展岩石力学测试，岩样的可重复利用率较低，无法为钻井工程设计和现场施工提供可靠支撑。本研究通过建立数字岩心模型，并利用天然岩心、人造岩心进行标定，开展了对浅部弱胶结地层力学特征和破坏机制的研究。

渤海油田浅部弱胶结地层集中在第四系平原组和新近系明化镇组，其中平原组中上部为散砂和黏土，下部为泥岩，海拔位于-450~-20m之间；明化镇组以砂岩、粉砂岩和泥岩交互层段为主，海拔位于-850~-450m之间。为深入研究渤海油田浅部弱胶结地层的力学性质，采用井筒取心的方式对第四系平原组和新近系明化镇组取样，并进行了声波时差测试，如表 1所示。由于样品内部存在微裂隙及未胶结情况，多次测试，横波时差信号均呈现过弱或噪声严重现象，无法获取可靠结果。本研究重点针对单轴压缩获取的力学强度和剪切带演化，以提取不成岩样品的基本参量。测试结果显示，不同地层样品的声波传播呈现差异不大，在物理特性上具有较高相似性。

表 1

表 1 渤海某油田岩样声波时差测试表 Table 1 results of interval transit time in an oilfield in Bohai Sea area 编号 地层 井深/m 纵波时差/(μs·m-1) 横波时差/(μs·m-1) 1 平原组 328.91 946 — 2 平原组 383.94 955 — 3 平原组 414.34 951 — 4 明化镇组上段 549.13 867 — 5 明化镇组上段 618.15 858 — 6 明化镇组上段 676.17 842 — 7 明化镇组下段 786.49 771 — 8 明化镇组下段 846.41 769 — 注：无围压状态下测试声波时差，—表示样品状态无法满足设备测量要求，无测试结果。

表 1 渤海某油田岩样声波时差测试表 Table 1 results of interval transit time in an oilfield in Bohai Sea area

由于浅部地层第四系平原组和新近系明化镇组沉积年代较新，井筒取心整体上呈现弱胶结或无胶结状态，需要借助橡胶膜包裹以保持岩样结构完整。将岩样与水接触2min后，岩样出现疏松分散现象，可明显观察到样品损伤并产生大量砂粒，浸泡前后的样品如图 1所示。

图 1

图 1 遇水浸泡前后的井筒取心样品 Fig. 1 Photos of wellbore core samples before and after water immersion

对采集的井筒取心样品开展XRD矿物分析，获取其定量矿物组分和敏感矿物组成，并进一步制备铸体薄片验证矿物分布与孔隙结构，以获得浅部弱胶结地层的岩石矿物特征。

对地层岩样进行XRD全岩测试分析以明确定量矿物组成，测试结果如图 2a所示。砂岩矿物组成以石英为主，含量占比超过40%，沉积物母岩以陆源碎屑为主，高石英含量与高能沉积环境有关，水流作用淘汰了细粒物质，因此石英富集；其次是斜长石，反映出搬运距离较短或者化学风化程度较弱，未完全分解为黏土矿物；再次是黏土矿物，低黏土矿物含量进一步支持了高能沉积环境的论断，细粒物质被簸选迁移；其他成分的含量从大到小依次为钾长石、白云石、石盐、方解石。该矿物组成整体反映出陆源粗碎屑主导、经历高能搬运的浅海沉积体系。地层砂样测试结果呈现出相似规律，但石英含量更突出，达到65.32%（图 2b）。

图 2

图 2 地层岩石及地层砂样全岩矿物分析结果图 Fig. 2 Analysis results of bulk rock mineral composition of general formation rocks and sand samples

分别对地层岩样进行黏土矿物分析鉴定敏感矿物成分，测试结果如图 3所示。通过黏土矿物测试分析可知，蒙脱石含量最高，含量为48.57%，蒙脱石等膨胀性黏土矿物含量较高时，容易加剧岩石遇水后软化、膨胀的效果；伊利石次之，含量为22.75%，可能由钾长石蚀变或者蒙脱石转化产生，显示出成岩环境的钾离子活跃；其他成分按含量从大到小依次为绿泥石、高岭石。该黏土矿物组合反映出浅部地层钻井具有强水化、强水敏性、易垮塌的特征。

图 3

图 3 地层岩样黏土矿物分析结果图 Fig. 3 Analysis results of clay mineral composition of formation rocks

选取井筒取心样品制备铸体薄片以验证矿物分布与孔隙结构，如图 4所示。岩样的胶结程度较差，孔隙发育显著，粘结力不足。石英占比最大，多以棱角状形式存在（图 4a）。长石蚀变明显，部分被方解石零星交代，薄片中还见到少量的泥片岩屑（图 4b）。颗粒间的孔隙被泥质杂基部分填充，主要包含蒙脱石、方解石、白云石等矿物。

图 4

图 4 地层岩石样品制备铸体薄片 Fig. 4 Casting thin sections of formation rocks

通过纳米压痕测试实验可从微观矿物尺度精确测量弹性模量，为后续构建数字岩心模型时的参数校准提供数据支持，有利于定性分析不同含水率地层岩石与地层砂样的细观破坏及损伤特征。通过公式(1)和公式(2)计算得到石英矿物的平均弹性模量为86.78±5.6GPa。

式中 E_r——折算模量；

A_c——载荷作用下压头与岩石的接触面积，nm²；

P——载荷，mN；

h——压入深度，nm；

h_max——最大压入深度，nm；

$\left.\frac{\mathrm{d} P}{\mathrm{~d} h} \right\rvert\, h_{\max }$——在最大压入深度处卸载曲线的斜率，即接触刚度S，mN/nm；

β——无量纲的校正因子，与压头形状相关，对于Bergs压头，β=1.034；

E——材料模量；

v_i——压头的泊松比；

v——样品的泊松比；

E_i——金刚石压头的弹性模量。

浅部地层采集到的岩石样品无法满足常规岩石力学实验采用直径为25mm、高度为50mm的标准尺寸岩样的测试条件，难以直接用于岩石力学测试，需要使用岩石压制机和制样模具对这些岩样进行岩石重塑。模拟实际地层压力进行岩石重塑，在多次预试验下确定了塑样围压为5~10MPa，在此围压范围下岩样可保持完整，但较地层埋深围压高，可能导致模拟强度偏高，未来研究者重复试验时需注意。对人造岩心开展力学试验，所使用的岩土压制机、制样模具和成样样品如图 5所示。

图 5

图 5 岩土压制机、模具和制样成品 Fig. 5 Photos of geotechnical pressing machine, mold and prepared samples

本次力学试验采用RTR-1000型三轴岩石力学伺服测试系统开展三轴力学预试验。通过三轴压缩试验获取抗压强度、杨氏模量、泊松比等岩石力学参数，探究浅部地层强度特征和抵抗破坏的能力，并为后续数字岩心标定提供依据。

应力应变曲线如图 6所示，单轴压缩和模拟地层压力为6MPa三轴压缩的抗压强度分别为16.6MPa、24MPa，随着围压的增加，岩石的抗压强度明显提高，增幅达44.6%，由此可见，在上覆岩层的压实作用下，浅部弱胶结地层仍会具备一定的胶结强度；弹性模量分别为0.699GPa、0.787GPa，说明岩石的变形刚度在围压作用下有所增强；泊松比分别为0.23、0.12，表明岩石在围压条件下的横向变形受抑制的程度更大，岩石表现出更强的抵抗体积变形的能力。由于弱胶结岩石成样能力较弱，在6MPa围压条件下，其轴向应力—应变曲线未出现典型的应力跌落阶段，主要是因为在径向围压束缚作用下岩样的渐进压实效应，颗粒间接触状态发生持续调整，表现为应力平台期的延长及更强的塑性变形能力，造成实验得到的应力应变曲线无法正确表征其力学性质。此外，弱胶结地层力学应变通常较大，常规三轴力学试验机难以满足其力学测试需求，因此后续研究通过单轴试验研究其力学性质，并结合数字岩石模拟对这种现象进一步分析。

图 6

图 6 不同围压试样应力—应变曲线图 Fig. 6 Stress-strain curves of samples under different confining pressures

浅部弱胶结地层的岩石力学性质受含水率的影响较大，含水率的变化不仅影响地层有效应力，还会改变岩石的力学性能，如抗压强度、弹性模量和破坏模式等。为了深入探究含水率对岩样力学特性和变形特征的影响规律，对不同含水率条件下的岩样进行了单轴压缩试验。岩石含水率的计算详见公式（3）。分别压制了含水率为20%、25%、30%和35%的岩样开展单轴压缩试验，其中35%含水率的样品胶结程度极弱，对含水率20%~30%的3组岩样做宏观特征分析，对含水率20%~35%的4组岩样做规律性分析。

式中w——岩样的绝对含水量，%；

w_water——纯水的重量，g；

w_dry——烘干后岩石的干重，g。

不同含水量实验前后的岩样如图 7所示，随含水率上升，岩样表面渐趋光滑平整，泥质感增强。20%含水率时，颗粒清晰且胶结弱，蒙脱石非均匀膨胀，形态不规整。25%含水率时，水分使蒙脱石均匀膨胀，有效填充孔隙，胶结增强，岩样的整体性和形态明显改善，表面凹陷减少。30%含水率时，岩样形态完整且表面光滑，蒙脱石膨胀饱和，颗粒紧密结合，孔隙和凸起减少。但高含水率下，岩样压制表现明显偏软，强度不足，反映出高含水率岩石内部结构缺乏胶结性。观察试验后的照片，随着含水率的逐渐增加，岩样受压裂后的破坏方式发生显著变化，由脆性破坏向塑性变形转变。20%含水率时，岩样破坏表现脆性特征，受压易剪切破坏，表面出现剪切带并伴有碎屑脱落，主要由试验后岩石内部产生微裂隙和颗粒间摩擦力导致。含水率增至25%时，破坏模式明显转为塑性特征，岩样形状圆润，剪胀效应明显，但仍然存在剪切破坏裂纹，碎屑脱落明显减少，剪切带更依附岩样。含水率达30%时，岩样塑性特征进一步增强，脆性破坏几乎消失，受压变宽膨胀，破坏后的碎块呈壁垒状排列，碎块间微裂纹增多但无碎屑脱落，表现出强韧性和延展性。综上所述，高含水率条件下的应变率也会明显增强，水分的渗入诱发岩石中的微裂隙扩展，岩石的整体破坏行为从脆性逐渐转变为塑性变形。

图 7

图 7 不同含水率实验前后岩样 Fig. 7 Rock sample photos before and after experiments with different water cuts

随着含水率的逐渐上升，岩石的单轴抗压强度和弹性模量均呈现出显著的下降，如图 8所示。当含水率为20%时，岩样的单轴抗压强度尚能维持在1.68MPa的水平；当含水率升至30%时，抗压强度降至0.41MPa，弹性模量从22.10MPa大幅缩减至4.81MPa。水分的存在不仅削弱了颗粒间的胶结力，还在一定程度上增加了颗粒间的滑动和流动性，导致岩样受力时发生大幅变形，对岩石的力学性能构成了显著的削弱作用。随着含水率的增加，水分子不断渗透到岩石的孔隙和微裂隙之中，润滑颗粒之间的接触面，严重破坏矿物颗粒间的胶结结构，导致颗粒间的摩擦力大幅减弱，进而使得岩石的承载能力和整体强度均显著降低。含水率增加使岩石抗压强度和弹性模量下降，岩样在相同应力作用下变形程度逐渐增大。

图 8

图 8 力学参数随含水率变化规律图 Fig. 8 Variation law of rock mechanical parameters with water cut

由矿物特征分析和物理模拟实验得到了渤海浅部弱胶结地层不同含水率岩样的力学性质及变化特征，基于前述章节XRD定量测试结果，通过矿物成分比例与实验测得的总体孔隙度构建等效数字岩心，无须使用CT扫描或者薄片分析。采用数字岩心技术在PFC 6.0中构建等效颗粒模型，开展离散元力学模拟，验证物理模拟实验的准确性，并进一步探讨内在损伤机理和剪切破坏特征，从而分析其细观损伤特征。具体流程为：（1）根据XRD定量分析得到的主要矿物（石英、云母、长石等）含量，计算出等效颗粒体系中不同矿物的体积分数；（2）在PFC 6.0中生成包含相应矿物比例的随机紧密堆积颗粒集群模型；（3）开展与实验相同的力学模拟测试，基于实验测试结果运用试错法对模型参数进行校准验证，建立等效数字岩心。

在数字岩心建模时，离散元模拟采用三维离散元软件PFC 6.0（Itasca Consulting Group）实现，所有模拟均在三维空间内构建颗粒系统，粒径通过最大、最小粒径限制，整体颗粒粒径呈高斯分布，粒间相互作用由线性平行粘结模型（LPB模型）和爱丁堡弹塑性粘结模型（Edinburgh Elastic—Plastic Adhesion, EEPA模型）共同描述。结合物理模拟试验中不同含水率岩样的破坏特征，即随含水率升高，岩样在受压后的破坏模式转变，由脆性破坏逐渐演变为塑性变形，数字岩心接触模型选用线性平行粘结模型和爱丁堡弹塑性粘结模型（EEPA模型），其中线性平行粘结模型中的摩擦界面具有线弹性适当滑移、粘结界面抵抗旋转等特点，EEPA模型具有线性滞后扩展、允许张力与压缩非线性、结合黏性阻尼与滚动阻力机制等特点，将两种模型融合起来更好的模拟低含水率的脆性破坏和高含水率的塑性破坏特征。建模结果如图 9所示。

图 9

图 9 数字岩心模型图 Fig. 9 Digital rock model

研究所用LPB和EEPA粘结模型均在三维虚拟颗粒接触面上定义，模型基本参数来源于前述的纳米压痕和XRD测试结果，结合前述三轴实验观测结果，并通过广泛应用的试错法（trial-and-error）进行校准。校准流程为：(1）初始参数由纳米压痕测得的骨架弹性模量和XRD推算的矿物成分比确定；(2）在PFC6.0中对关键参数进行分步调整，每次模拟后与物理试验应力—应变曲线对比；(3）当模拟峰值应力误差与试验结果之差小于5%且加载曲线形状一致后，认为校验参数准确。

校准过程采用物理模拟结果与数值模拟结果对比的方法，开展不同含水率的数字岩心模拟。在离散元参数标定中，多解性难以避免，因此基于前述矿物实验确定参数以保证模型准确，依据纳米压痕实验结果和三轴力学实验结果为细观模型中的矿物岩石力学参数进行赋值，得到20%、25%和30%三种含水率的物理模拟与数值模拟单轴载荷—位移曲线和破坏特征对比（表 2）。

表 2

表 2 模拟载荷—位移曲线及破坏特征对比表 Table 2 Comparison of experimental and simulated load-displacement curves and failure characteristics with different water cuts 含水率 数值模拟与物理模拟的单轴载荷—位移对比 物理模拟破坏特征 数值模拟破坏特征 20% 25% 30%

表 2 模拟载荷—位移曲线及破坏特征对比表 Table 2 Comparison of experimental and simulated load-displacement curves and failure characteristics with different water cuts

分析数值模拟与物理模拟的单轴载荷—位移对比曲线结果可知，在达到峰值载荷前，3种含水率条件下的单轴载荷—位移曲线均基本吻合，趋势一致，且随着含水率的提升，两条曲线均展现出由弹性向塑性的过渡特征。值得注意的是，在达到峰值载荷之后，尽管岩石试样发生了破坏，但曲线的变化趋势基本相同，揭示出试样在破坏后仍具有一定的塑性残余变形能力。这一对比结果充分证明了构建的数字岩心能够反映不同含水率对地层岩石力学性质的影响，与物理模拟吻合度较高。

分析3种含水率的地层岩石在单轴物理模拟与数值模拟时的破坏特征可知，两者在破坏特征上展现出极高的相似性，均显著呈现剪切滑动破坏的模式。随着含水率的增加，试样中部区域逐渐清晰地形成剪切带，且剪切带的宽度和数量也随之增宽、增多。同时，试样的剪胀特征愈发显著。从而有力地证明了数值模拟与物理模拟在破坏特征上的一致性，数字岩心模型具备可靠性，满足开展细观损伤分析的要求。

为了全面探究不同含水率地层岩石在细观层面上的破坏特性，开展20%、25%及30%含水率的数字岩心单轴压缩数值模拟。由于样品胶结程度低难以进行有效三轴试验，本研究以单轴标定和剪切带参数分析为核心方法，以岩石力学强度作为首要关注指标，采用单轴压缩实验获得的强度峰值与应力—应变曲线进行模型标定，基于离散元模拟深入分析剪切带的发育规律，包括剪切带宽度、倾角及颗粒相对运动特征，并将这些特征与实验破坏形态进行对比验证，从而实现模型对主导破坏机制的准确捕捉。

在含水率为20%的条件下，试样加载过程中的动态演变特征如图 10所示，能够注意到，数字岩心数值模拟得到的动态破坏形态特征与物理模拟试验结果基本吻合，试样呈现出非均匀的剪切膨胀特征。在加载初期，剪切带近似呈水平状态；当加载位移达到6mm时，试样剪切膨胀现象变得尤为显著，并伴随着碎屑的脱落。随着加载位移的持续增加，剪切带逐渐演变成“X”形剪切模式，试样的剪切膨胀现象愈发显著，颗粒脱落现象也更为频繁。在达到峰值载荷之前，试样表现出明显的脆性特征；而在峰值载荷之后，表现出一定的塑性变形特性。

图 10

图 10 20%含水率条件下试样加载演变特征图 Fig. 10 Evolution characteristics of loading on samples with 20% water cut

在含水率为25%的条件下，试样加载过程中的动态演变特征如图 11所示。与含水率为20%的试样相比，该试样的剪切膨胀行为表现得更为一致且均匀，且剪切膨胀特征的出现时间也相对更早。在加载初期，中部位移场呈现出一定的延迟反应；当加载位移达到8mm时，试样开始出现碎屑脱落现象，说明试样的韧性有所增加，在载荷—位移曲线的峰值之后，其塑性变形特征表现得更为明显。

图 11

图 11 25%含水率条件下试样加载演变特征图 Fig. 11 Evolution characteristics of loading on samples with 25% water cut

在含水率为30%的条件下，试样加载过程中的动态演变特征如图 12所示。与物理模拟观察到的破坏特征相比也较为相似。物理模拟时，岩样底部碎块呈壁垒状排列，并伴随着碎块间微裂纹的产生；在数值模拟中，以中下部呈现“X”形剪切带为主要破坏形态，后期岩样底部呈现出碎块趋势，两者均展现出显著的塑性变形特点，且载荷—位移曲线呈现出高度相似性。与含水率为20%和25%的试样相比，30%含水率的试样在破坏过程中塑性特征进一步增强，脆性破坏特征几乎完全消失，岩样在受压过程中变宽膨胀的现象也更为突出。这主要是由于随着含水率的增加，水分更有效地渗透并填充了颗粒间的微小孔隙，从而导致了试样强度的降低。

图 12

图 12 30%含水率条件下试样加载演变特征图 Fig. 12 Evolution characteristics of loading on samples with 30% water cut

为了更深入地探究不同含水率地层岩石的细观损伤特性，以及剪切带随含水率变化的演变规律，分别对位移为4mm和8mm的演变特征进行切片分析，其剖面特征如图 13所示。在20%含水率条件下，岩石达到峰值强度的周期较早，在较小的加载位移下即发生破坏，展现出典型的脆性破坏特征。与含水率为25%和30%的情况相比，其塑性变形特征并不明显。此时，剪切带主要集中在试样的中部区域，并且与试样破坏区域的角度保持一致，均呈现出“左高右低”的倾斜形态。在25%含水率条件下，由于蒙脱石逐渐均匀膨胀，试样的塑性特征显著增强，同时强度有所降低。剪切带的数量和占比相较于20%含水率条件时有所增加，反映了岩石内部损伤和变形的加剧。在30%含水率条件下，岩样的塑性特征变得更加突出。剪胀效应显著增强，外膨胀区域明显扩大，其变形行为更加倾向于塑性变形，而非脆性断裂，揭示了高含水率对岩石力学性质的重要影响。

图 13

图 13 20%、25%和30%含水率试样剪切带特征图 Fig. 13 Shear zone characteristics of samples with 20%, 25% and 30% water cuts

（1）渤海油田浅部弱胶结地层岩石矿物学综合表征分析结果显示，矿物组成以石英和斜长石为主，该区域为陆源粗碎屑主导、经历高能搬运的浅海沉积。黏土矿物中蒙脱石占比达48.57%，具强水敏性。岩样胶结程度差、孔隙发育显著，遇水易水化分散，常规岩石力学测试困难。

（2）物理模拟实验表明，随着含水率从20%增加至30%，岩样抗压强度由1.68MPa降至0.41MPa，弹性模量从22.1MPa缩减至4.81MPa。因水分子渗透至浅部弱胶结地层的岩石孔隙和微裂隙中，削弱颗粒间的胶结效果和摩擦力，导致岩石的承载能力和整体强度显著降低，破坏模式由脆性剪切破坏过渡为塑性变形，剪切带数量与宽度增加，剪胀效应增强。

（3）数值模拟结果显示，基于PFC 6.0构建的数字岩心模型与物理实验结果高度吻合，还原了试样从弹性变形到塑性破坏的动态过程。细观损伤分析揭示水分渗透导致颗粒间胶结力削弱的机制，验证了“宏观力学响应—细观损伤演化”双尺度分析的合理性，数值模拟具有可重复性、节省成本，数字岩心技术为研究弱胶结地层力学变化规律提供了辅助手段。

（4）本文首次建立渤海浅部弱胶结地层的数字岩心仿真模型，定量阐明含水率对地层力学特性的劣化规律，为该领域的理论发展提供了新的研究方法和思路。未来，通过地层力学特性与含水率的关系，可指导现场施工中钻井液性能的调整，提高井壁稳定性，优化防砂措施，保障渤海油田浅部油气资源的高效开发。