李蒞臨，楊 進(jìn)，路保平，柯 珂，王 磊，陳柯錦

（1.中國(guó)石油大學(xué)（北京）安全與海洋工程學(xué)院，北京 102249；2.中國(guó)石化石油工程技術(shù)研究院，北京 100101）

我國(guó)南海天然氣水合物分布于海底泥面以下幾十米至300 m 以淺的淺部地層，主要賦存于泥質(zhì)粉砂等細(xì)粒沉積物中，具有埋深淺、膠結(jié)性差的特點(diǎn)，上覆蓋層多為非成巖的海底軟黏土和泥質(zhì)粉砂，地層的承載力和穩(wěn)定性低[1-5]。目前，我國(guó)水合物試采時(shí)間最長(zhǎng)為60 d，產(chǎn)氣量為30×104m3[6]，水合物分解范圍不大，未出現(xiàn)海底地層沉降問(wèn)題。然而，在未來(lái)的水合物試采中，為進(jìn)一步提高水合物的產(chǎn)氣量，并隨著試采時(shí)間進(jìn)一步增長(zhǎng)，水合物的分解區(qū)域向井眼周?chē)饾u擴(kuò)大，地層中的水合物不斷氣化分解，會(huì)大幅降低地層的承載力和穩(wěn)定性，可能造成海底地層塌陷，損壞水下井口、跨接管匯等水下設(shè)備，導(dǎo)致試采工程失敗[7]。因此，研究深水非成巖地層水合物試采過(guò)程中的海底地層沉降和井口穩(wěn)定性具有現(xiàn)實(shí)意義。近年來(lái)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)深水水合物開(kāi)發(fā)所帶來(lái)的環(huán)境和地質(zhì)風(fēng)險(xiǎn)進(jìn)行了大量研究：劉峰、施加杰等人[8-9]研究了南海天然氣水合物分解對(duì)海底斜坡穩(wěn)定性的影響；Ning Fulong、Li Qingchao 等人[10-11]基于多場(chǎng)耦合理論，分析了水合物鉆井過(guò)程中井眼及周?chē)貙拥姆€(wěn)定性問(wèn)題；朱敬宇等人[12]分析了鉆井過(guò)程中水合物地層的安全承載能力。這些研究為水合物分解導(dǎo)致的海底地層沉降和穩(wěn)定性深入研究奠定了理論基礎(chǔ)，但其主要關(guān)注區(qū)域性溫度壓力改變、鉆井及測(cè)試過(guò)程中誘發(fā)的水合物分解所導(dǎo)致的地質(zhì)風(fēng)險(xiǎn)，水合物分解的范圍小、時(shí)間短，尚缺少針對(duì)我國(guó)南海深水非成巖水合物試采中大面積弱固結(jié)地層水合物分解所引起的海底地層沉降和井口失穩(wěn)方面的研究。針對(duì)這一問(wèn)題，建立了非成巖地層水合物試采過(guò)程中海底地層沉降和井口穩(wěn)定性分析模型，模擬研究了海底地層沉降和井口失穩(wěn)機(jī)理，分析了不同試采時(shí)間下，水合物分解半徑對(duì)海底地層沉降和井口穩(wěn)定性的影響，并通過(guò)室內(nèi)水合物分解模擬試驗(yàn)進(jìn)行了驗(yàn)證，為深水非成巖地層水合物試采時(shí)間控制和井口安全評(píng)估提供了理論參考。

1 海底地層沉降及井口穩(wěn)定性分析模型的建立

我國(guó)和日本的水合物井均采用與常規(guī)深水油氣井相似的鉆井方法，并采用降壓法試采[13-16]，井身結(jié)構(gòu)如圖1 所示（圖1 中：Fs為井口的下拉載荷，N）。

水合物井試采時(shí)，通過(guò)降壓使井眼附近的水合物首先發(fā)生分解，同時(shí)逐漸向周?chē)鷶U(kuò)展而產(chǎn)生水合物分解區(qū)，底部水合物分解使上覆海底淺層土產(chǎn)生新的固結(jié)沉降，導(dǎo)致表層導(dǎo)管、水泥環(huán)和周?chē)貙又g存在相對(duì)位移而產(chǎn)生負(fù)摩阻力，并沿軸向疊加而產(chǎn)生下拉載荷。根據(jù)樁基負(fù)摩阻力理論[17]，經(jīng)過(guò)試采時(shí)間t后，若地層的沉降位移為s(z,t)，則井口的下拉載荷為：

圖1 水合物井井身結(jié)構(gòu)及井口失穩(wěn)示意Fig.1 Schematic diagram of the casing program and wellhead instability of hydrate wells

式中：h為技術(shù)套管下深，m；Gs為上覆海底土的剪切模量，Pa；rm為水合物的分解半徑，m；r0為表層導(dǎo)管半徑，m；s(z,t)為地層的沉降位移，m；wp(z)為井口的軸向位移，m。

從式（1）可以看出，井口下拉載荷的大小主要取決于以下因素：1）水合物井的井身結(jié)構(gòu)及上覆海底地層的土質(zhì)條件；2）水合物分解導(dǎo)致上覆地層的沉降位移，主要與水合物的分解情況相關(guān)，水合物儲(chǔ)層的厚度和飽和度越大，則水合物分解半徑越大，地層沉降越明顯，井口的下拉載荷也越大；3）時(shí)間效應(yīng)，隨著試采時(shí)間不斷增長(zhǎng)，水合物分解后上覆土體的沉降位移不斷變大，井口的下拉載荷也會(huì)越來(lái)越大。

當(dāng)水合物分解引起的下拉載荷和井口載荷的大小超過(guò)海底土的極限承載力時(shí)，井口將失穩(wěn)下沉[18]。海底土的極限承載力主要與表層導(dǎo)管的側(cè)向摩阻力、水泥環(huán)和地層的膠結(jié)力、技術(shù)套管和生產(chǎn)套管的端部阻力有關(guān)，因此要保證井口不下沉需滿足：

式中：WL為井口載荷，N；pf為表層導(dǎo)管自上而下的側(cè)向摩阻力，N；pc為水泥環(huán)與地層間的膠結(jié)力，N；pb為技術(shù)套管和生產(chǎn)套管的端部阻力，N；fs(z)為表層導(dǎo)管的單位面積側(cè)向摩阻力，Pa；fc(z)為水泥環(huán)與地層間的膠結(jié)強(qiáng)度，Pa；D1，D2和D3分別為表層導(dǎo)管、技術(shù)套管和生產(chǎn)套管的外徑，m；h1，h2和h3分別為表層導(dǎo)管、技術(shù)套管和生產(chǎn)套管的下深，m；δ為變截面半徑引起的承載力修正系數(shù)；pb1，pb2分別為技術(shù)套管和生產(chǎn)套管的端部阻力，N。

2 地層沉降及井口穩(wěn)定性數(shù)值模擬

水合物分解后地層強(qiáng)度會(huì)降低，因此采用有限元強(qiáng)度折減法模擬水合物分解對(duì)地層沉降和井口穩(wěn)定性的影響[8-9]：通過(guò)逐步折減水合物分解區(qū)的地層強(qiáng)度參數(shù)和有效應(yīng)力系數(shù)，模擬水合物的分解過(guò)程，使上部地層產(chǎn)生沉降位移，再進(jìn)一步計(jì)算不同分解半徑下，表層導(dǎo)管、水泥環(huán)和周?chē)貙拥呢?fù)摩阻力分布及下拉載荷，具體流程如圖2 所示。

圖2 有限元強(qiáng)度折減法模擬水合物分解的基本流程Fig.2 Basic simulation process of hydrate decomposition with finite element strength reduction method

2.1 模型及初始邊界條件

根據(jù)水合物試采的實(shí)際工況，建立各層套管、水泥環(huán)、上覆海底土、水合物儲(chǔ)層的幾何模型（如圖3所示），分別定義其初始力學(xué)參數(shù)及本構(gòu)關(guān)系：表層導(dǎo)管、水泥環(huán)為線彈性體，各層套管和水泥環(huán)之間無(wú)相對(duì)位移；海底土和水合物穩(wěn)定區(qū)服從摩爾-庫(kù)倫準(zhǔn)則。參考我國(guó)南海天然氣水合物試采取樣數(shù)據(jù)確定模擬參數(shù)[18-19]：作業(yè)水深1500.00 m，水合物埋深160.00 m、飽和度40%、分解前的黏聚力850 kPa、內(nèi)摩擦角32°、彈性模量3.6 GPa、泊松比0.45，海底土的黏聚力220 kPa、內(nèi)摩擦角25°、彈性模量3 GPa、泊松比0.35。為了更加準(zhǔn)確地模擬表層導(dǎo)管、水泥環(huán)和地層間的負(fù)摩阻力及下拉載荷，需要對(duì)表層導(dǎo)管、水泥環(huán)和海底土之間的接觸面進(jìn)行定義，由于海底土接觸面附近的剪應(yīng)力和剪應(yīng)變?yōu)槊黠@的非線性分布，因此采用無(wú)厚度的非線性接觸面單元模擬表層導(dǎo)管、水泥環(huán)和海底土之間的接觸面，選取各層套管、水泥環(huán)與海底土接觸面的最大剛度系數(shù)、破壞比和破壞剪應(yīng)力定義接觸面的本構(gòu)關(guān)系，定義接觸面的剪應(yīng)力和相對(duì)位移關(guān)系式為[20]：

式中：τ為剪應(yīng)力，Pa；u為切向位移，m；a，b為經(jīng)驗(yàn)系數(shù)；kmax為最大剛度系數(shù)；Rf為破壞比；τf為破壞剪應(yīng)力，Pa。

在模擬研究中，取表層導(dǎo)管與海底土的接觸面最大剛度系數(shù)為100、破壞比為0.65、破壞剪應(yīng)力為80 kPa；水泥環(huán)與海底土接觸面的最大剛度系數(shù)為320、破壞比為0.85、破壞剪應(yīng)力為480 kPa，并進(jìn)行初始地應(yīng)力平衡。

2.2 水合物分解對(duì)地層強(qiáng)度及孔隙壓力的影響

水合物分解對(duì)地層強(qiáng)度的主要影響：1）由于水合物分解，土顆粒的初始骨架被破壞、含水率上升，導(dǎo)致地層的膠結(jié)性和強(qiáng)度降低；2）水合物分解產(chǎn)生的大量氣體導(dǎo)致地層孔隙壓力快速上升、有效應(yīng)力降低。因此，在數(shù)值模擬過(guò)程中，需要采用折減法來(lái)實(shí)現(xiàn)水合物分解過(guò)程中地層膠結(jié)性、強(qiáng)度和有效應(yīng)力的變化，通過(guò)多次迭代確定水合物分解后的地層有效應(yīng)力，逐步折減地層的黏聚力和內(nèi)摩擦角，直至水合物分解區(qū)出現(xiàn)大面積的塑性應(yīng)變區(qū)。

水合物分解區(qū)的黏聚力和內(nèi)摩擦角的逐步折減方法為：

式中：C'為水合物分解后折減的黏聚力，Pa；C為水合物地層的黏聚力，Pa；K1為水合物分解后黏聚力的折減系數(shù)；φ'為水合物分解后折減的內(nèi)摩擦角，rad；φ為水合物地層的內(nèi)摩擦角，rad；K2為水合物分解后內(nèi)摩擦角的折減系數(shù)。

水合物分解引起的地層有效應(yīng)力變化利用Grozic模型[10]進(jìn)行計(jì)算：

圖3 表層導(dǎo)管及水合物地層幾何模型Fig.3 Geometric model of surface conductor and hydrate formations

式中：σ為有效應(yīng)力，Pa；Cs為膨脹因子；φ為孔隙度；S為飽和度；p0為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓，Pa；p2為水合物的平衡壓力，Pa；T2為水合物的平衡溫度，K；p1為水合物初始?jí)毫Γ琍a；VGH為水合物初始體積，m3（該模型假設(shè)1 m3的水合物分解產(chǎn)生164.6 m3的甲烷氣體和0.83 m3的水，沉積層中的固相和水相不可壓縮，氣相壓力變化符合波義爾定律）[10]。

水合物分解對(duì)地層強(qiáng)度及孔隙壓力的數(shù)值模擬結(jié)果顯示：水合物試采初始階段，分解半徑不超過(guò)5.00 m 時(shí)，上覆地層基本保持穩(wěn)定狀態(tài)，最大垂向沉降位移不超過(guò)0.15 m，海底表面基本無(wú)沉降；隨著水合物分解半徑逐漸增大，地層的沉降逐漸增大，并且水合物層的厚度越大、飽和度越高，分解后地層的最大沉降位移越大；當(dāng)水合物分解半徑達(dá)到50.00 m時(shí)，厚40.00 m、飽和度40% 的水合物層完全分解后，上覆海底地層的最大沉降位移達(dá)0.83 m，井口周?chē)５啄嗝娴某两禐?.36 m。不同水合物分解半徑下海底地層沉降位移云圖見(jiàn)圖4。

圖4 不同水合物分解半徑下地層沉降位移云圖Fig.4 Cloud chart of formation settlement displacement under different hydrate decomposition radii

2.3 下拉載荷及井口穩(wěn)定性分析

表層導(dǎo)管、水泥環(huán)和海底土間的接觸面應(yīng)力，即為水合物分解導(dǎo)致上部地層沉降所產(chǎn)生的摩阻力，圖5 為厚40.00 m、飽和度40%水合物層，不同水合物分解半徑下的摩阻力分布曲線。從圖5 可以看出，負(fù)摩阻力主要分布于管柱底部向上約1/3 的區(qū)域，且水合物分解半徑越大，負(fù)摩阻力的極值越大，并且中性點(diǎn)分布向上移動(dòng)。

圖5 不同水合物分解半徑下負(fù)摩阻力的軸向分布Fig.5 Axial distribution of negative friction resistance under different hydrate decomposition radii

圖6 不同厚度水合物層下拉載荷與井口載荷之和Fig.6 Sum of drop-down load and wellhead load of hydrate stratum with different thickness

將負(fù)摩阻力沿軸向疊加即為水合物分解對(duì)井口產(chǎn)生的下拉載荷。圖6 為不同厚度的水合物層下拉載荷與井口載荷之和同地層極限承載力的對(duì)比情況，若下拉載荷和井口載荷之和超過(guò)地層極限承載力，則井口失穩(wěn)下沉。模擬結(jié)果顯示：

1）水合物層的厚度越大、試采時(shí)間越長(zhǎng)，分解半徑越大，下拉載荷越大；同時(shí)，水合物的埋深越淺，地層極限承載力越低。因此，埋深淺、厚度大的水合物層，試采時(shí)間越長(zhǎng)，井口失穩(wěn)的風(fēng)險(xiǎn)也越高。

2）當(dāng)水合物層埋深160.00 m、厚度40.00 m、飽和度40%，水合物分解半徑分別為20.00 和50.00 m時(shí)，水合物完全分解后下拉載荷分別為123.20 和494.94 kN。根據(jù)地層極限承載力可以反算保持井口穩(wěn)定所允許的最大水合物分解半徑為45.60 m。

3）當(dāng)水合物層厚度、飽和度一定時(shí)，分解半徑增大到一定程度后，由于離井口的距離越來(lái)越遠(yuǎn)，下拉載荷增加幅度也逐漸減緩。因此，對(duì)于有井口失穩(wěn)風(fēng)險(xiǎn)的水合物層，可以增加套管的下入深度，以提高地層極限承載力，從而降低井口失穩(wěn)的風(fēng)險(xiǎn)。

3 水合物分解對(duì)井口穩(wěn)定性影響的模擬試驗(yàn)

在理論分析的基礎(chǔ)上，自主研發(fā)了天然氣水合物開(kāi)采井口模擬試驗(yàn)裝置，進(jìn)行了水合物分解對(duì)井口穩(wěn)定性影響的室內(nèi)模擬試驗(yàn)，以驗(yàn)證數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性。

3.1 試驗(yàn)裝置

天然氣水合物開(kāi)采井口模擬試驗(yàn)裝置主要由水合物高壓反應(yīng)釜、井口模擬系統(tǒng)、低溫水浴系統(tǒng)、注氣供液系統(tǒng)、測(cè)量及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)組成，如圖7 所示。高壓反應(yīng)釜是一個(gè)內(nèi)徑0.50 m、內(nèi)部高度1.50 m、有效容積295 L 的桶狀容器，靜態(tài)承壓30 MPa，用于制備水合物并進(jìn)行模擬試驗(yàn)；反應(yīng)釜的溫度由低溫水浴控制，溫度控制范圍-10～30 ℃，控制精度0.5 ℃。反應(yīng)釜內(nèi)部布置125 個(gè)溫度測(cè)點(diǎn)，用于測(cè)量反應(yīng)釜內(nèi)部的溫度場(chǎng)分布，使用PT100鉑電阻溫度傳感器，量程-20～100 ℃；布置3 個(gè)壓力測(cè)點(diǎn)，用于測(cè)量反應(yīng)釜內(nèi)壓力，壓力傳感器量程0～30 MPa。使用高壓氣體流量控制計(jì)和恒壓平流泵進(jìn)行注氣供液。

井口模擬系統(tǒng)由模擬管柱和井口加載裝置組成。其中，模擬管柱的上部為鋼管，底部為水泥管，在試驗(yàn)時(shí)插入反應(yīng)釜內(nèi)的地層中。模擬管柱頂部設(shè)置井口加載裝置，可以勻速施加最大2000 kN 的垂向載荷來(lái)模擬井口載荷，也可以控制管柱勻速運(yùn)動(dòng)。模擬管柱內(nèi)部可以插入內(nèi)管，通過(guò)伺服電機(jī)連接升降機(jī)上下運(yùn)動(dòng)模擬試采管柱，總行程為1.50 m，通過(guò)高壓循環(huán)泵在環(huán)空內(nèi)循環(huán)流體模擬水合物開(kāi)采中的井筒流動(dòng)過(guò)程，管底裝有篩網(wǎng)防止砂土堵塞循環(huán)泵。模擬管柱頂部布置位移計(jì)測(cè)量井口的垂向位移，管壁每隔10 cm 集成布置全斷面載荷傳感器、側(cè)壁摩擦盒及應(yīng)變片，樁周土內(nèi)埋設(shè)孔壓計(jì)和土壓力盒測(cè)量水合物分解過(guò)程中的側(cè)向負(fù)摩阻力分布、管周土體應(yīng)力變化和沉降位移（如圖8 所示），所有傳感器獲取的數(shù)據(jù)通過(guò)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)進(jìn)行收集和保存。模擬管柱尺寸及施加載荷根據(jù)相似理論基本原理，考慮邊界效應(yīng)影響，確定幾何相似比為36。

3.2 試驗(yàn)過(guò)程

圖7 水合物開(kāi)采井口模擬試驗(yàn)裝置Fig.7 Wellhead simulation test device for hydrate production

圖8 傳感器布置Fig.8 Sensor arrangement

水合物開(kāi)采井口模擬試驗(yàn)包括準(zhǔn)備階段、分解階段和等候階段（如圖9 所示），其中準(zhǔn)備階段是在反應(yīng)釜內(nèi)鋪設(shè)海底水合物模擬地層：先在其他反應(yīng)釜內(nèi)預(yù)制天然氣水合物（由于原位天然氣水合物樣品稀少，每次試驗(yàn)所需的水合物用量很大，因此依據(jù)我國(guó)南海天然氣水合物取樣樣品參數(shù)采用重塑方法合成天然氣水合物，然后在反應(yīng)釜內(nèi)自上而下鋪設(shè)海底軟土層、水合物層和砂墊層，并插入模擬井口系統(tǒng)，期間合成的水合物會(huì)發(fā)生部分分解，但是由于分解速度較慢，鋪設(shè)結(jié)束仍會(huì)有相當(dāng)含量的水合物存留。分解階段是將反應(yīng)釜密封并加壓降溫至海底的壓力和溫度環(huán)境，然后在模擬管柱環(huán)空內(nèi)循環(huán)高溫流體使井眼周?chē)乃衔锓纸?，模擬水合物試采過(guò)程，再通過(guò)回壓控制系統(tǒng)降低反應(yīng)釜內(nèi)的壓力使反應(yīng)釜內(nèi)的水合物完全分解。等候階段是水合物完全分解后需靜置等候一段時(shí)間，再測(cè)量管柱側(cè)壁負(fù)摩阻力分布情況及管周土體的沉降位移。

1）水合物模擬地層制備。依據(jù)阮徐可等人的研究結(jié)論[21]，高嶺土和海底泥質(zhì)粉砂水合物沉積物的力學(xué)特性非常相近，整體誤差在5%以內(nèi)。因此，選用1250 目高嶺土，將其與水按比例混合均勻后分10 層壓實(shí)填入反應(yīng)釜內(nèi)，用氣體增壓泵注入純度99.99%的甲烷氣體，將反應(yīng)釜內(nèi)的壓力升至9.1 MPa。使用低溫水浴系統(tǒng)（設(shè)置溫度1.6 ℃）降低反應(yīng)釜內(nèi)的溫度，水合物開(kāi)始逐漸生成，水浴循環(huán)約12 h 后反應(yīng)釜內(nèi)的溫度可降至6.0～7.0 ℃。當(dāng)反應(yīng)釜內(nèi)的壓力保持一段時(shí)間不再降低時(shí)，即可認(rèn)為水合物的生成過(guò)程結(jié)束，反應(yīng)釜內(nèi)的溫度壓力變化情況見(jiàn)表1。在反應(yīng)釜內(nèi)自上而下填入海底軟黏土、水合物、砂墊層并壓實(shí)，然后施加井口載荷插入模擬管柱，密封反應(yīng)釜并加壓降溫至4 ℃、15 MPa 的海底環(huán)境。

圖9 水合物開(kāi)采井口模擬試驗(yàn)過(guò)程Fig.9 Wellhead simulation test process of hydrate production

表1 反應(yīng)釜內(nèi)溫度和壓力的變化情況Table 1 Variation of temperature and pressure in the reactor

2）水合物試采分解過(guò)程模擬。待反應(yīng)釜內(nèi)的溫度和壓力穩(wěn)定后，使用伺服電機(jī)控制內(nèi)管向下運(yùn)動(dòng)，并在環(huán)空內(nèi)循環(huán)80 ℃的高溫流體2 h，使井眼周?chē)乃衔锓纸?，再通過(guò)回壓控制系統(tǒng)降低反應(yīng)釜內(nèi)的壓力，使反應(yīng)釜內(nèi)的水合物完全分解，模擬水合物試采分解過(guò)程。

3）利用傳感器采集數(shù)據(jù)，記錄全過(guò)程模擬管柱周?chē)呢?fù)摩阻力及地層沉降位移分布。

3.3 試驗(yàn)結(jié)果分析

水合物分解過(guò)程中地表沉降模擬試驗(yàn)結(jié)果如圖10 所示，其中P1，P2，P3 和P4 分別代表距離模擬管柱中心40，30，20 和10 cm 的地表位移計(jì)。從圖10可以看出：隨著水合物分解，地表沉降過(guò)程可以分為平穩(wěn)下降段、加速下降段和穩(wěn)定固結(jié)段。在平穩(wěn)下降段，隨著地層溫度升高，水合物的分解半徑逐漸加大，水合物分解產(chǎn)生的孔隙水來(lái)不及排除，因此地層沉降量也較小，地表沉降呈平緩增加的趨勢(shì)。在快速下降階段，隨著水合物分解半徑進(jìn)一步加大，水合物的分解速率增加，分解產(chǎn)生的氣體和水開(kāi)始快速滲透，周?chē)貙釉谧灾丶熬诤奢d的作用下發(fā)生快速沉降，并且水合物的飽和度越大，離井眼的距離越近，沉降速度也越快，該階段也是現(xiàn)場(chǎng)施工中最危險(xiǎn)的一個(gè)階段，極易發(fā)生井口傾斜、下沉或者直接損壞地表管匯。在穩(wěn)定固結(jié)階段，水合物大量分解結(jié)束，地層的溫度、壓力趨于穩(wěn)定，孔隙水和氣體被排出，土體固結(jié)沉降完成。

圖11 為不同水合物飽和度情況下模擬管柱周?chē)?fù)摩阻力分布與數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果的對(duì)比，可以看出，負(fù)摩阻力沿管柱軸向分布趨勢(shì)基本一致，模擬試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果的相對(duì)誤差在10%以內(nèi)，驗(yàn)證了計(jì)算模型和數(shù)值模擬結(jié)果的可靠性。

圖10 水合物分解過(guò)程中地層沉降模擬試驗(yàn)結(jié)果Fig.10 Simulation test results of stratum settlement during hydrate decomposition

圖11 負(fù)摩阻力分布的模擬試驗(yàn)結(jié)果和數(shù)值計(jì)算結(jié)果Fig.11 Simulation test results and numerical calculation results of negative friction resistance distribution

4 結(jié)論及認(rèn)識(shí)

1）建立了水合物試采過(guò)程中的海底地層沉降及井口穩(wěn)定性分析模型，認(rèn)為水合物分解后產(chǎn)生的負(fù)摩阻力和下拉載荷是導(dǎo)致井口失穩(wěn)的主要因素，水合物試采過(guò)程中的井口穩(wěn)定性主要取決于試采井的井身結(jié)構(gòu)、上覆海底地層的土質(zhì)條件、水合物層的分解情況及時(shí)間效應(yīng)。

2）水合物分解后管柱周?chē)呢?fù)摩阻力主要分布在表層導(dǎo)管底部向上約1/3 的區(qū)域，且水合物分解半徑越大、飽和度越高，負(fù)摩阻力越大，中性點(diǎn)和極值向上移動(dòng)，產(chǎn)生的下拉載荷也越大，根據(jù)下拉載荷及地層極限承載力可以反算水合物層試采過(guò)程中保持井口穩(wěn)定所允許的最大水合物分解半徑。

3）水合物試采過(guò)程中地層沉降主要分為平穩(wěn)下降段、加速下降段和穩(wěn)定固結(jié)段等3 個(gè)階段，其中加速下降段是現(xiàn)場(chǎng)作業(yè)中最危險(xiǎn)的階段，離井眼的距離越近、水合物飽和度越高，地層沉降速度也越快，可能直接造成井口下沉或者損壞地表管匯，因此適當(dāng)增加套管的下入深度，提高地層極限承載力，能夠降低井口失穩(wěn)的風(fēng)險(xiǎn)。