含水率变化率（通用7篇）
含水率变化率 篇1
含水率和含水上升率是评价油田开发效果和预测开发指标的核心指标, 也是油田开发效果变化预警的重要指标。特别是在油田特高含水期, 由于受到地面产液量处理能力的限制, 产液量是在一定范围内波动的, 影响产量的主要因素就是含水率和含水上升率的变化, 它的变化直接影响到产量递减的大小, 因此在油田开发中含水率变化的分析是开发工作的重中之重。在不同的开发阶段如何进行含水率变化分析?从油田构成的角度看, 油田总的含水率变化与油田不同组成部分的产液量及产水量有何关系?不同构成的含水率变化对油田总含水率变化影响程度如何?所有这些问题都可以通过含水率的基本公式和含水上升率的定义来进行解释。
1 方法推导
1.1 含水率分析方法
含水率的预警方法以单位的年度含水上升率控制指标为指导, 同时也考虑水驱油藏在特高含水开发期的变化规律, 按开发阶段不同的单元区块构成, 分别统计分析区块的含水率变化规律, 并根据含水率变化规律预测下一时间段的含水率。
矿场上含水变化常用含水上升率 (1) 来衡量, 定义为采出1%可采储量的含水上升值, 即
式中: 为含水上升率;Rf为可采采出程度, 小数;对于水驱油藏, 随着采出程度增加, 含水率逐渐上升, 但是当含水率大于80%以上时, 含水上升明显减缓。
对于地质参数比较全的区块单元可以通过油水两相的相对渗透率曲线处理得到理论的含水上升率, 油藏含水率变化理论上快慢与实际值对比。而实际区块的条件与理论条件下差别较大, 现场应用存在一定的局限性, 只适合用于定性的分析含水上升的快慢, 不适合用来分析在固定井网下含水上升异常分析。含水上升异常变化分析可以用区块本身变化过程来比较, 对于地质参数不全缺少相渗数据单元区块可以用累积产油量来代替可采采出程度, 即公式
式中:Np为累积产油量, 万吨;NR为可动油储量, 万吨。
对于一个区块单元NR是固定不变的, 而Np是不断变化的,
式中: 为是每采出单位储量的含水上升值。在不同的含水阶段, 其变化的趋势与理论的含水率是相似的, 在不考虑新区投入时适合在矿场上油田及区块单元本身的对比应用。含水率预警的评判, 就是通过油田及区块单元内 在不同含水率间的对比来进行对比, 随着含水的升高, 是逐渐减小的, 如果上升即为含水预警对象, 进一步分析含水上升的具体构成。
1.2 含水构成变化计算方法
根据含水率的定义:是产水量与产液量的比值。
式中:fw为含水率, 小数;QL为产液量, 万吨;wQ为产水量, 万吨;
油田实际的产液量和产水量都大于零, 含水率可以作为是一个与产水量和产液量两个变化量相关的连续函数, 两边取全微分 (2) :
将 带入上式整理得
式 (5) 的物理意义就是相对产水变化值的大小决定了含水变化值的大小, 变化形式后就得到实际用来分析的公式。例如分析M油田2011年与2010年含水的变化, 上面公式改写成:
式中:∆fw为2011年含水率与2010年含水率变化值;∆Qw为2011年产水量与2010年产水量变化值, 万吨;按不同的区块构成∆Qw=∆Qw区块1+∆Qw区块2+..., ∆Qw区块1为区块1的2011年产水量与2010年产水量变化值, 万吨;∆Qw区块2为区块2的2011年产水量与2010年产水量变化值, 万吨;∆QL为2011年产液量与2010年产液量变化值, 万吨;按不同的区块构成∆QL=∆QL区块1+∆QL区块2+..., ∆QL区块1为区块1的2011年产液量与2010年产液量变化值, 万吨;∆QL区块2为区块2的2011年产液量与2010年产液量变化值, 万吨;把式 (6) 合并整理得到:
式中:∆fw区块1为区块1由于产液量和产水量的变化对于总体含水变化的影响值, 小数;∆fw区块2为区块2由于产液量和产水量的变化对于M油田含水率变化的影响值, 小数;其中∆fw区块1就是区块1对M油田含水率变化的影响值。此外可用这种算法对区块内部的单井进行分析, 找到对区块含水影响较大的单井或井组。
2 应用
以我国东部某油田为例, 共有12个主力区块单元, 共动用地质储量5072万吨, 采收率38.25%, 渗透率100~3000×10-3ηm2, 地层流体性质相近。该油田2011年底年均含水达到92.91% (见表1) , 比2010年年均含水上升1.06个百分点, 每采万吨油含水上升值由2010年的0.025上升到0.03, fw''值增大, 该油田作为含水率预警油田, 在油田的12个主力区块单元中一定有含水率变化异常的单元。利用含水构成变化计算方法得到对总体含水上升影响最大的是A4单元, 使总体含水上升了0.4个百分点, 占含水变化比例的38.2%。对比发现该区块单元每采万吨油含水上升值由2010年的0.38上升到0.46, 通过在单元内部应用含水构成变化计算方法, 找到了含水上升较快的原因是部分高液量井区水井损坏, 油水井单向注采对应较多, 含水率上升快, 可以通过下步措施得到控制见表1。
3 结论
通过对含水率的计算公式推导出水驱油田含水率变化宏观分析方法, 方法表明, 总含水率变化受不同构成的产液量和产水量的变化影响, 总含水率的变化受分构成含水率变化的绝对值影响不大, 主要受构成中液量比重大的组成部分影响较大。根据该方法对具体的油田进行了实例分析, 为油田下步具体调整措施的提出提供依据。
参考文献
[1]才汝成, 李阳, 孙焕泉.油气藏工程方法与应用, 山东东营:石油大学出版社, 2002
[2]《数学手册》编写组.数学手册[M].北京:高等教育出版社, 2002
含水率变化率 篇2
GIS支持下的矿区土壤含水量遥感反演及变化规律
遥感方法可以开展大范围土壤含水率的`连续监测,其技术关键是建立土壤含水率的遥感信息模型.针对矿区采动影响特征,提出了应用归一化植被指数NDVI=0.3作为判别高、低植被覆盖条件的阈值;裸地或低植被覆盖条件(NDVI≤0.3)采用基于热惯量理论的表现热惯量法(ATI)、高植被覆盖条件(NDVI＞0.3)采用作物供水指数法(VSWI)来反演土壤含水量.并根据采后“三带”高度和植被覆盖情况,将矿区分为6种不同的研究区域,提出应用MODIS数据和TM/ETM+数据定量反演矿区土壤含水量,进一步提出了在GIS支持下,由非采煤区推算采煤区采矿前的土壤含水量以及分析采矿前后土壤含水量变化规律的理论和方法.
作 者：常鲁群 卞正富 邓喀中 Chang Luqun Bian Zhengfu Deng Kazhong 作者单位：中国矿业大学 刊 名：金属矿山 ISTIC PKU英文刊名：METAL MINE 年，卷(期)： “”(2) 分类号：P61 关键词：遥感 土壤含水量 矿区 GIS
含水率变化率 篇3
1 聚合物驱生产动态特征分析
一般说来,聚合物驱油含水率曲线的典型特点,即在水驱转聚驱后一段时间,含水率会由原来的上升状态转为下降状态,达到一定谷值后再继续上升,这一变化过程被称之为含水率曲线下降漏斗。从XX海上油田现有注聚动态生产资料来看,19口注聚井的注聚时机为综合含水20%~80%,且注聚受效井多呈现含水率下降漏斗的典型特征,含水率下降漏斗呈V字型或√型,见图1。但不同的注聚时机,含水变化率(或含水率下降斜率)不尽相同,对后续开发效果的影响必然也不一样。
因此对于注聚受效井,研究其含水率下降斜率,对于预测注聚见效后日产油量变化和最终采收率是有必要的。
2 不同含水阶段转聚驱的一维实验研究
2.1 实验参数
相关实验参数见表1,实验装置图见图2。
2.2 实验设计、结果与分析
2.2.1 实验设计方案
对饱和了模拟油的岩心进行水驱,至含水98%结束,计算驱油效率。然后用相同方法进行水驱,当驱出液含水率分别为20%、40%、60%时,注入0.2PV的聚合物溶液,然后继续水驱至含水率达到98%。
2.2.2 实验结果与分析
如图3所示,聚合物驱的含水率曲线均呈现含水率下降漏斗特征,且随着注聚时机的延迟,下降漏斗越明显,含水率下降斜率越大。在注入相同PV聚合物溶液条件下,注聚时机越早,驱油效率越高(图4)。平均采油速度(单位时间内采出程度)随着注聚时机的延迟而逐渐变小。转聚驱后的注入压力呈先增大后减小趋势;越早注聚,含水率达到98%的注入压力越大(图5)。
3 数值实验研究
建立以填砂管模型为蓝本的典型数值模型,通过反演物理模拟实验规律,研究聚合物驱含水率变化规律。
3.1 参数选取
研究应用的数值模拟软件为ECLIPSE。聚合物黏浓关系、聚合物饱和吸附数据等物化参数均由参考实验获得。残余阻力系数为2.5,聚合物溶液浓度为1 500 mg/L。
建立均质三维径向网格模型(图6),R、θ、Z总网格数为5×6×25=750,径向上θ均为60°,最小内径0.3 m,最大外径24.72 m;Z轴向网格步长13.84 m;径向半径/Z轴长度=1/14,与Φ25 mm×350 mm填砂管模型近似(图6)。平均渗透率为2 000×10-3μm2;孔隙度为33%,原始含油饱和度67.7%,原油黏度为50 m Pa·s。为防止重力分异,在网格顶端布井生产采油,底端布井注水/注聚。该模型采油速度定为2%,以定油量方式进行生产。
3.2 数值实验结果
设计9组不同注聚时机聚驱开发方案,研究聚驱时机与含水率下降率变化规律(表2)。
在不同含水阶段转聚合物驱,产出液含水率先缓慢上升,然后下降,呈现下降漏斗,说明聚合物存在着一个见效时机。现只考虑出现含水率下降漏斗的情况,这里将聚合物驱见效时机看作是含水率出现下降点(即含水率上升至第一个峰值)对应的时间。
得到含水率变化曲线后,其下降曲线成反“Z”字型(图7),可以分为三个阶段,第一和第三阶段变化很小,几近直线,不做斜率计算,这里的含水率下降斜率主要是截取第二阶段的曲线而获得(前后含水率相差0.1%以上)。由图8和图9可知,注聚时机越早,采收率越高,且含水率下降斜率亦随着注聚时机的延后而逐渐增大,该趋势与一维物理模拟相同。通过拟合得到含水率下降率随注聚时机的关系式为
y=0.016 4lnx+0.010 2。
而累积增油量随含水下降率的增大而降低(图10),拟合的关系式为
y=-92 494x+13 281。
因此可根据注聚受效井的含水变化动态数据统计,以建立累计产油量和含水变化率的关系式,实现对注聚受效井生产能力的预测。
3.3 原因分析
随着聚驱时机延后,含水率下降斜率增大,而注入量和产液量基本保持一致,这意味着注聚见效后某一阶段内产出原油越来越多,可累积产油量却随着含水变化率的增大而减小,这两者似乎相悖。分析原因有:从注入压力来看,因为聚合物进入油藏后,驱替相渗流能力显著降低,驱替系统的渗流阻力增大,从而获得较高的注入压力,使得驱替液在较高的压力梯度下驱替原油,克服压力梯度采出更多的原油。另外,根据数值实验曲线分析,与晚期注聚相比,早期注聚见效时含水率处于一个较低值,虽然含水变化率小,但其保持低含水率的生产时间长,在整个聚驱的含水率下降阶段(即聚驱的主要采油阶段)可以采出较多的原油。早期注聚时,前期水驱波及区域中含油饱和度高,聚合物的调剖作用下有利于形成原油富集带和流线的平稳均匀推进,保证该段时间内驱替出更多原油,因此含水率保持较低水平。此外,从相渗曲线上[8,9]反映出,聚驱时机越早,油相渗透能力的增值越大,两相区范围越大,使得残余油饱和度越低。
4 总结
(1)一维物理实验和数值模拟都表明,聚合物驱的含水率曲线均呈现含水率下降漏斗特征,且注入相同孔隙聚合物溶液条件下,注聚时机越早,驱油效率越高。
(2)聚合物驱的含水率下降斜率随注聚时机的延后而增大,累积增油量随着注聚时机的延后而减小。
(3)可根据注聚受效井的含水率变化数据,建立累计产油量和含水变化率的关系式,并实现对注聚受效井生产能力的预测。
参考文献
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含水率变化率 篇4
昔格达土广泛分布攀西地区, 其工程性质特殊, 凝聚力小, 抗剪强度低, 遇水易膨胀软化。土的抗剪强度大小由粘聚力和内摩擦角的值所决定。在实际工程当中, 随着降排水措施或自然环境的变化, 土中含水率也会随着变化, 土的粘聚力和内摩擦角的值也会随之产生变化, 故而土的抗剪强度也会随着含水率的变化而改变。通过室内试验, 可以探究昔格达土的粘聚力值和内摩擦角值以及抗剪强度随着含水率的变化规律, 为工程设计的参数选取提供参考。根据昔格达土相关研究论文[1,2], 昔格达土的物理性质如表1。
1 技术路线
1.1 土样制备
参考据有关研究论文[1,2], 昔格达土的最优含水率为21%。本论文按照昔格达土的最优含水率21%配制土样, 用塑料袋密封, 养护24小时。用同样的击实功把土击实成样, 这样保证了土样的密实度一样, 自然风干一定时间, 当土样含水率达到不同的试验要求值时, 方可进行试验。这样反应了土样的真实情况。本次论文为10%、15%、17%、19 %、21%、23%、25%, 总共7组试验, 需28个试样, 实际含水率以实际测量数据为准。
2 试验结果及分析
2.1 试验结果
由于试验组数过多, 现只例出含水率为21%时的抗剪强度与垂直压力关系线, 如图1。通过直剪试验以及各试样的实测含水率试验, 将试验结果统计于表2。
根据表1, 可以得到粘聚力与含水率变化的关系图以及内摩擦角与含水率变化的关系图分别如图2、图3。
根据图2与图3可以看出, 随着含水率的升高, 粘聚力值以及内摩擦角值都逐渐减小。在昔格达土的塑限 (18.3%) 附近, 粘聚力以及内摩擦角与含水率关系线的变化斜率很大, 变化趋势很明显, 这很有可能是因为在含水率小于塑限的时候, 随着土体的固体固化趋势, 土体越来越硬, 故而粘聚力及内摩擦角值在此含水率附近产生较大的变化。
3 结 论
通过本次试验, 主要结论如下:
(1) 通过对比试验发现, 随着含水率的升高, 昔格达土的粘聚力值以及内摩擦角值都逐渐减小。
(2) 在昔格达土的塑限 (WP=18.3%) 附近, 粘聚力以及内摩擦角与含水率关系线的变化斜率很大, 变化趋势很明显, 这很有可能是因为在含水率小于塑限的时候, 随着土体的固体固化趋势, 土体越来越硬, 故而粘聚力及内摩擦角值在此含水率附近产生较大的变化。
参考文献
[1]阮小龙.高填方边坡昔格达土改性及加筋机理研究[D].西华大学, 2013.
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[5]胡展飞, 傅艳蓉.基于不同初始含水量的软粘土抗剪强度的试验研究[J].上海地质, 2001, (1) :38-42.DOI:10.3969/j.issn.2095-1329.2001.01.010.
[6]胡昕, 洪宝宁, 杜强等.含水率对煤系土抗剪强度的影响[J].岩土力学, 2009, 30 (8) :2291-2294.DOI:10.3969/j.issn.1000-7598.2009.08.016.
[7]黄琨, 万军伟, 陈刚等.非饱和土的抗剪强度与含水率关系的试验研究[J].岩土力学, 2012, 33 (9) :2600-2604.
浅析水驱油田含水变化规律的探索 篇5
从总体上来看, 受构造的控制, 局部地区由于受构造断层、岩性等因素影响, 全油田没有统一的油水界面, 在同一个油水系统中, 只受岩性控制情况下, 由于重力分异的作用, 使的油往上移动, 水向下移动, 油层注水开发后, 原有的油水平衡被打破, 油层内的倾斜和起伏会引起油水的重新分异, 尽管这种分异极不完全, 时间也很短, 但它能促使部分油由相对较低的负向微型构造向较高的正向微型构造运移, 还是部分水作相反的运移, 其结果是正向微型构造区形成了剩余油的富集区, 而在负向微型构造区形成了高含水区。对于任何的注水开发油田, 含水率与采出程度之间存在如下的线性关系:
我们按照油层非均质性的强弱把含水与采出程度的线性关系详细的分成以下5种类型。线性公式适应的非均质性分别是有强到弱。R=A+BLn (1—f W) ;Ln (1—R) =A+BLn (1—f W) ;R=A+BLn[f W/ (1—f W) ];Ln R=A+B f W;Ln R=A+B Ln f W。对应的曲线形态也可分为5种类型:凸型、凸S型、S型、凹S型和凹型。
2 某区块含水上升规律实例分析
某区块大规模的井网扩边加密调整, 对综合含水的上升规律起着决定性的作用。因此研究水驱采油井的含水上升规律, 应首先研究在井网扩边加密前的规律, 再研究其在加密调整后对综合含水上升基本规律的影响, 进而预测出油田综合含水的变化趋势。
2.1 基础井网开采阶段
我们采取了水驱特征曲线的统计预测法, 并且我们将实际数据回归到经验公式中, 来确定线性关系式中的a、b值。从而确定该阶段含水变化遵循的公式为:
2.2 扩边加密调整阶段
该区块一直不断进行扩边加密调整, 在这个过程中, 因可采储量不断增加, 新井综合含水较低, 使得S型曲线发生相应的平移, 整个调整过程无法用S型曲线描述。针对这种情况我们采取了水驱特征曲线平移法来修正S型模型, 即S+△ER模型。调整过程采取用二次多项式进行拟合的方法, 以描述其含水与采出程度的关系, 并且我们将实际数据回归到经验公式中, 来确定线性关系式中的a、b及c值, 从而得出调整期的二次多项式, 即:R=-0.0157f W2+2.0011f W-44.554
2.3 油田综合含水的预测
通过上面2个阶段含水上升规律的分析, 可以对油田综合含水指标进行预测, 但要分为2种情况:
一是油田继续进行加密及扩边调整, 则可采储量继续增加, 这时含水与采出程度的关系曲线继续平移, 则应采取S+△ER模型, 预测含水上升幅度较小;
二是油田较大规模的调整结束, 此时可采储量不再增加时, 其含水与采出程度的关系曲线将逐步恢复到原状, 即调整前的S型, 线性公式为R=a+b Ln[f W/ (1-f W) ], 预测的含水上升幅度较大。主要原因是加密扩边的规模逐渐减小, 而且新井条件及措施增油效果逐年变差。
3 控制油田含水上升速度的途径
通过对油田含水上升规律的分析, 使我们认识到, 油田正常开发的情况下, 综合含水是呈S型曲线规律变化的, 而要改变其上升趋势, 使其曲线发生平移, 唯一的措施就是调整, 只有通过区块间、井间、层间的综合调整。
3.1 对高含水井采取堵水或关井的方法, 控制水驱老井含水上升速度
在精细地质分析的基础上, 其中一部分井可以进行堵水, 另一部分则暂时关井, 按日减少产液量25t计算, 对全区含水贡献值将达到1.0个百分点。同时无论堵水还是关井, 都尽量能够改变井组的水驱液流方向, 对受效困难、剩余油富集的井层, 扩大波及体积, 提高动用程度。
3.2针对层间、层内差异较大, 含水上升速度较快而无法细分调整的注水井组, 通过浅调剖控制注水井的主要来水方向, 达到控制含水的目的油田进入中高含水期, 层间干扰日益加剧, 地层的非均质性矛盾越来越突出, 而细分受夹层条件限制, 且近年来因套变和串槽而改笼统的井数逐渐增多。
3.3通过注采系统调整, 完善注采关系, 提高水驱动用程度, 减缓产量的递减和含水上升速度。要改善这种状况, 只有进行注采系统调整一是通过在平面上新老注水井间注水量的合理转移, 来促进液流方向的改变。二是转注后同时对老井注水量下调, 削弱老注水井的来水方向, 以利于发挥剩余油相对富集, 含油饱和度相对较高油层的潜力。
3.4 运用精细地质研究成果, 继续进行油田加密及扩边调整, 不断增加动用储量
3.5 对压力高、含水高、水淹严重的区块进行周期注水, 之后在完善注采结构的基础上进行聚合物深度调剖。
4 结语
4.1水驱开发的油田, 综合含水和采出程度存在线性关系, 其变化趋势符合S+△ER模型曲线变化规律, 并可利用其进行含水预测。
4.2大规模的井网扩边加密调整, 对综合含水的上升规律起着决定性的作用。因此研究水驱油田的含水上升规律, 应首先研究调整前的基本规律, 再研究调整后的基本规律, 进而预测出油田综合含水未来的变化趋势。
参考文献
含水率变化率 篇6
1含水率状况分析
1.1累产油量-含水率
对于水驱油藏来说, 在低 (无水) 含水采油期结束以后, 其含水率将逐步上升, 这是影响油田稳产的重要因素之一, 特别是对低渗透油藏尤其明显。低渗透油藏单井产液量普遍较低, 低 (无水) 含水期和中含水期是这类油藏的主要开发期, 尽可能地延长低 (无水) 含水期和中含水期是开发好这类油藏的关键, 主要开发期内含水上升率的高低对开发效果和经济效益起决定作用。实验可以看出:
1.1.1低累计采油阶段, H10井区初期含水均高于稍后阶段, 原因在于压裂作业后压裂液反排能力受限, 使得初期含水表现偏高;
1.1.2油井进入正常开发后, H10井区主力小层4+5121综合含水维持在25%以下, 说明在低含水阶段, H10区的含水上升速率不高。
2含水率变化分析
由于H10区多数井都处于投产初期, 开发时间比较短, 将含水率按照20%、30%、50%的标准, 进行统计各井区含水率状况, 其中H10井区含水率变化统计可以看出, 含水率大于50%的井从初期的4口增加到近期的9口, 所占比例从3.0%增加到6.8%, 而含水率小于20%的井从初期的110口增加到近期的122口, 比例从初期的82.7%上升为91.7%。可见, 近期有9口井可能发生水窜, 而由于生产井均采用压裂投产, 压裂液的返排速度对于初期含水率影响较大。
3见水井特征分析
统计H10井区含水率大于40%的井共计11口, 其中近期日产油量大于1t/d的井共有2口;小于1t/d的井共计9口, 其中3口井射孔砂厚小于7m, 具体见表1所示。
对H10井区含水率大于40%的井进行目前开发参数统计及含水上升控制因素分析, 结果如表2所示, 可以看出:厚度越大, 注入水突破时所对应的米累计采油量越小, 说明厚度越大表现的非均质性越强, 注入水在孔隙中的体积波及系数越小, 可见, 对于高含水井的控水对策主要方向为封堵出水通道, 提高波及系数。
4结论
4.1由于开发时间较短, 油井周围饱和度基本上没发生变化, 只有水井周围由于注水使得含油饱和度有所降低, 从注水前缘来看, 多数井尚未到达生产井井底;纵向上各小层内上下饱和度差别较小, 基本保持一致;
4.2H10井区重点调整方向为低产能改造和水井调剖, 井区地下注采比控制在1.0~1.2左右为最佳, 目前建议使用1.5注采比恢复压力水平到80%以上;
参考文献
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[2]邹存友, 于立君.中国水驱砂岩油田含水与采出程度的量化关系[J].石油学报, 2012, 02:288-292.
含水率变化率 篇7
红粘土是碳酸盐岩在热带、亚热带湿热气候条件下经过物理风化、化学风化和红土化作用而形成的一种呈褐红、棕红等颜色的高塑性粘性土,主要分布在北纬30°与南纬30°之间。亚洲、欧洲、南美洲,特别是非洲都有大面积的红粘土分布。红粘土的工程性质十分复杂[1,2,3],国外一些国家,如非洲的尼日利亚、加纳,拉丁美洲的波多黎各岛,美国、澳大利亚等对红粘土进行过研究。我国地域辽阔,红粘土分布十分广泛,出露面积达20余万平方公里,近年来的研究也日益广泛。
红粘土的比表面积大、颗粒之间相互吸附能力强,而且还由于游离氧化铁的胶结作用,在天然状态下会形成牢固的团粒[4,5]。红粘土广泛分布于我国南方云贵高原、四川东部及两湖两广等地区。
红粘土是一类高液限粘土(高塑性指数、大孔隙比),其工程性质与常遇到的其它粘性土有很大差别[6]。许多学者等曾先后对贵州、广西等地的红粘土进行过研究[4,5],探讨了红粘土中的矿物成分、脱水不可逆性、土颗粒之间的胶结作用和胶结性状以及红粘土的微观结构模型等问题。
目前,在红粘土分布地区修建机场、修筑公路等工程建设活动日益增多,红粘土工程性质的研究引起工程界的重视。
实际上,红粘土的工程性质非常复杂,而且水稳性极差。当红粘土含水率较小时,往往表现出很高的强度。但当其遇水后,强度迅速降低。当采用强夯法加固红粘土地基时,红粘土的含水率、击实功大小等直接影响到它的加固效果,因此研究强夯击实功、红粘土含水率、压实度、饱和度与强度之间的相互关系十分必要。此外,随着外部条件的改变(例如水分的补给),强夯法加固后已经满足要求的红粘土地基,其使用期间的变形和水稳性问题也是人们值得关注的问题。
本文对原状土、重塑土以及饱和重塑土的强度特性进行了比较试验,并对加固样(击实样)在饱和前、饱和后进行了三轴剪切试验,研究抗剪强度特征的变化情况。此外,针对原状土样和重塑土样在脱湿以及加湿过程中无侧限抗压强度的变化规律和机理进行了研究。
1 扰动对红粘土工程特性的影响
进行三轴剪切试验,所用红粘土为土类C,土样来源于地层中深度4.3m处,其物理性质指标为液限wL=78.9%,塑限wP=39.8%,塑性指数IP=39.1,含水率w=44%,初始孔隙比e0=1.1。
图1给出原状土、重塑土以及饱和重塑土的三轴试验结果。制备的三轴试验试样尺寸为直径ϕ=3.91cm、 高h=8cm,剪切速率为0.32mm/min。
由图1(c)可以看出,与图1(a)、(b)相比,饱和土样的强度明显下降。这是由于饱水后,红粘土土样内部矿物成分的胶结作用减弱,结构有一定程度的破坏而引起的。实际上,红粘土浸水后,颗粒之间的薄膜水增厚,体积有一定程度增加,而颗粒之间的相互作用力减弱,从而表现为强度的下降。因此,从这个意义上讲,应该保证地基土不受外界降雨等的影响。
2 红粘土脱湿过程及加湿过程中的强度变化
2.1 试样制备和试验过程
用单轴抗压强度来表示红粘土在脱湿过程及加湿过程中的强度变化。试验所用土样的物理性质指标如下:液限wL=81.7%,塑限wP=40.2%,塑性指数IP=41.5。制备试样的直径ϕ=3.91cm、 高h=8cm。利用应变控制式三轴试验进行试验(围压σ3=0),剪切速率为0.32mm/min。
在一定的试验室温度(20°±1℃)和湿度(55%±1%)条件下进行试验。其中,脱湿过程中主要靠自然风干,必要时辅以吹风机加快干燥速度。而加湿过程中,通过喷雾器喷散水分将初始含水率状态的土样增加到一定湿度。两种情况下,都需要将其包裹在塑料袋中,然后再静置在密封的容器中至少24h,并最终测定其含水率。
2.2 试验结果分析
图2~图3给出脱湿过程及加湿过程中不同含水率土样的无侧限抗压强度试验(单轴抗压强度,实际上为剪切强度)的应力应变关系曲线。可以看出,在脱湿过程中,土体的抗剪强度逐渐增大。而且,原状土的应力应变关系曲线一般呈应变软化的特点(图2(a)),而重塑土的应力应变关系曲线则一般呈现硬化的特点(图2(b))。
由图3(a)可以看出,在加湿过程中,原状土的无侧限抗压强度峰值并不明显,与脱湿过程中的变化特征(图2(a))迥然不同。图3(b)表明,在加湿过程中,重塑土的应力应变关系曲线也大致呈现应变硬化的特征。
图4和图5给出脱湿过程及加湿过程中无侧限剪切强度与含水率的关系。由图4和图5可以看出,脱湿过程或加湿过程中土样强度随含水率的变化是显著的。但两个相反过程对强度的影响规律是不同的,加湿过程所引起的强度变化量要比脱湿过程所引起的强度变化量更为显著(即加湿过程中强度的变化曲线更为陡峻)。
实际上,在脱湿过程中(图4),土样由近饱和状态逐渐向非饱和状态转化,非饱和土体内的基质吸力逐渐增大,构成红粘土结构的粒团产生收缩,土样的体积有减小的趋势,而土中游离氧化铁的胶结作用增强,从而引起土样强度的增大。但是,当含水率逐渐减小时,这种结构强度增强的变化趋势将逐渐减弱(即随着含水率的减小,变化量将逐渐平缓)。另一方面,当含水率减小到一定程度时,原状红粘土试样在无侧限条件下,其天然网状裂隙不断扩展、发育和贯通,使得粒团之间的联结减弱,因而强度值又呈现下降的趋势。
在实际工程中,由于削坡、地基开挖等原因,原来处于一定深度位置处(相当于有一定厚度的天然保护层)的原状红粘土会直接暴露在大气环境温度中,并在干燥状态下开始失水,从而使得红粘土土颗粒间的水膜变薄而产生收缩。同时,天然裂隙为内部水分的逸出提供了通道,原来处于封闭状态的土颗粒之间的裂隙进一步扩展,最终导致由于强度显著下降而引起的工程灾害的发生。因此,红粘土地基或边坡在失水过程中的稳定问题值得重视。
因此,在脱湿过程中,原状红粘土的力学指标随含水率的变化是基质吸力与土体裂隙这两个因素此消彼长共同作用的结果。在高含水率范围内,红粘土的强度变化主要受基质吸力的控制,而在低含水率范围内则主要由土体的裂隙性(即结构性)的变化所控制。
在加湿过程中(图5),土样含水率逐渐增大,土颗粒之间的胶结作用遇水崩解,使得土样的强度迅速下降。对于重塑土,当含水率增加到一定程度时,土体内部基质吸力逐渐减小,而它对强度的影响逐步占主导地位,此时强度下降将趋于平缓。
与原状土相比(图4或图5中两条曲线的比较),重塑土在脱湿过程或加湿过程中,其强度随含水率的变化相对要平缓些。事实上,此时由于含水率变化所引起的红粘土的土体结构(即胶结作用)的变化不大,而土体强度的变化更多地是由于饱和程度的变化引起的基质吸力的增大或减小引起的。
总体看来,在相同含水率条件下,原状土的剪切强度要大于重塑土的剪切强度,这与红粘土的结构性直接相关。
3 红粘土工程性质的物理本质
由于红粘土具有特殊的结构特征,其物理力学性质与一般粘性土有较大差异。红粘土所具有的单元粒团的絮凝结构,使得它具有大的孔隙比和较高的含水率。而红粘土中包含的极细的胶粒物质所具有的较大的比表面积使其有很强的吸附水的能力。因此,在天然状态下红粘土含水率较大,但一般以结合水(强结合水或弱结合水)的形态存在,表现为高的液限、塑限和较大的塑性指数。
此外,红土化作用是将松散溶蚀残余堆积物由新生的氧化物逐渐胶结成土的结构连结的过程。在红粘土长期的演化和形成过程中,土体内部具有较多的胶结物质和很强的颗粒之间的联结强度(即结构强度),因此其结构有较好的稳定性,并具有较强的抵抗压缩变形的能力(即具有较小的压缩系数)。这一作用的最后结果是提高了松散溶蚀残余堆积物的强度,表现为红粘土在外力作用下有较大的抗剪切变形的能力。
由于红粘土内的絮凝结构的不规则性以及胶结物质分布的不均匀性,使得土颗粒之间的裂隙非常发育,且呈现很强的不均匀性。实际上,红粘土之间的孔隙大致可分为聚集体内部孔隙、聚集体之间的孔隙和溶蚀孔洞等。在干燥状态下,粘土矿物颗粒之间的健力作用发生变化会加剧裂隙的发展,而外界水的介入会改变土颗粒之间的胶结状态,从而会增强(含水率减小)或弱化(含水率增大)土颗粒之间的联结强度,因而表现出较强的水敏感性。
4 结论
(1)红粘土饱和后的强度明显下降。这是由于饱水后,红粘土土样内部矿物成分的胶结作用减弱,结构有一定程度的破坏而引起的。
(2)在脱湿过程中,土体的抗剪强度逐渐增大。而且,原状土的应力应变关系曲线一般呈应变软化的特点;而重塑土的应力应变关系曲线则一般呈现硬化的特点。在加湿过程中,原状土无侧限抗压强度峰值并不明显,与脱湿过程的变化特征不同,而重塑土的应力应变关系则仍呈现硬化特征。
(3)脱湿过程或加湿过程中土样强度随含水率的变化是显著的。但两个相反过程对强度的影响规律是不同的,加湿过程所引起的强度变化要比脱湿过程所引起的强度变化更为显著。
(4)在加湿过程中,土样含水率逐渐增大,土颗粒之间的胶结作用遇水崩解,使得土样的强度迅速下降。对于重塑土,当含水率增加到一定程度时,土体内部基质吸力逐渐减小,它对强度的影响逐步占主导地位,因此土体强度的下降趋于平缓。
(5)与原状土相比,重塑土在脱湿过程或加湿过程中,其强度随含水率的变化相对平缓些。此时,由于含水率变化所引起的红粘土的微结构的变化不大,而土体强度的变化更多地是由于饱水程度的变化而引起的基质吸力的增大或减小而引起的。
参考文献
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