天然气水合物分解对井筒周围土层变形的影响

王 晶，张旭辉，鲁晓兵，梁前勇，石要红

(1.中国科学院大学， 北京 100049； 2.中国科学院 力学研究所， 北京 100190；3.广州海洋地质调查局， 广东 广州 510075)

天然气水合物分解对井筒周围土层变形的影响

王 晶1，2，张旭辉1，2，鲁晓兵1，2，梁前勇3，石要红3

(1.中国科学院大学， 北京 100049； 2.中国科学院 力学研究所， 北京 100190；3.广州海洋地质调查局， 广东 广州 510075)

通过运用FLAC3D软件建立三维土体模型，采用具有塑性流动特性的摩尔库仑模型并参考我国近海海域地形和地质参数，分析水合物分解后的井筒周围土体变形，重点讨论天然气水合物分解范围、土层倾角、井筒与土体间的连接方式等因素对土体变形的影响，对深水天然气水合物的开采土体稳定性和安全性进行评估。结果表明：水合物分解范围对土体变形影响最大，水合物分解范围越大，储层的沉降越大；当分解范围超过某临界值时，井筒周围土体发生破坏。这些结论可为深水水合物开采及勘探时的井筒安全评估提供参考。

天然气水合物；井筒；分解范围；土体变形；安全评估

天然气水合物是在高压低温条件下形成的固态类冰的笼型结晶化合物，在陆地和海洋有着广泛的分布，海底的天然气水合物分布面积广，储量丰富，可极大的满足人类对能源的需求，是一种极具潜力的清洁能源[1]。在我国，南海海域、祁连山冻土区等地均已勘探出天然气水合物的储藏地带[2]，证明我国拥有丰富的水合物资源。

现有的天然气水合物开采方法主要是降压法、加热法、注入抑制剂法、置换法、固体法以及几种方法的联合[3]。这几种方法的原理均是基于天然气水合物存在的压力温度条件位于相平衡线下的非水合物区而分解[4]。但不管哪种方法引起的水合物沉积层中水合物的分解，都会使沉积物层的力学强度和刚度产生极大的降低[5]，如果范围过大，就可能导致土层沉降过大，土体破坏，甚至导致滑坡、其他结构物破坏等地质灾害[6-7]。实验研究表明，沉积物层承载力降低是因为水合物分解产生的气体在孔隙内不能快速消散而使孔隙内产生超静孔隙压力，使骨架的有效应力减少，承载力降低[8-9]。因此，在进行深海水合物开采时，要对土体稳定性及开采安全性进行有效评估。

本文通过数值模拟，对不同条件下的水合物分解情况进行比较，分析水合物沉积物层的沉降和水平位移，探讨水合物分解引起的土体变形及破坏。

1 数值模型

1.1 模型参数

近年来，FLAC3D软件在岩土分析方面得到了国内外广泛的运用，如基坑开挖、桩锚支护等方面[10-11]，同时可以运用程序自带的Fish语言来更好的模拟工况[12]。

本文运用FLAC3D软件采用弹性模型和摩尔库仑模型，以我国近海海域地质地貌为参考，将土层分为上覆层、水合物层和下部土层三个部分，其中上覆层厚度约为140 m，水合物层厚度为10 m～30 m，下部土层的厚度为100 m～200 m。计算模型中设海水深度1 000 m，海床土层长800 m、宽800 m、高275 m。考虑到深度为275 m，计算长和宽这样选取可基本消除边界的影响。井筒一直穿过下部土层，筒壁外径24 cm，壁厚2 cm(见图1)。参考文献[13-15]中的数据，计算时采用如下的材料参数：水合物层分解前模量100 MPa，密度1 700 kg/m3；分解后模量37 MPa。上覆土层模量3 MPa～20 MPa且随深度增加，密度1 360～1 700 kg/m3随深度增加。下部土层模量30 MPa，密度4 500 kg/m3。井筒模量0.152 GPa，密度7 890 kg/m3。

1.2 计算工况

计算时首先进行地应力平衡计算，排除因井筒和土体自重造成的竖向沉降，再分析水合物区分解导致的上覆土层变形和水合物区土体变形。计算中假设水合物分解后由于地层渗透性较大而没有孔压变化，因此数值计算中的模型按弹塑性理论考虑，用Mohr-Coulomb本构模型进行分析。边界条件为：模型顶面为自由面，左右边界在x方向上固定，底边在y方向上固定。对上覆土层、水合物层、下部土层选择合理的网格尺寸自动划分网格，网格类型为柱形壳体网络和圆柱体外环绕放射状网格，模型共划分了228 864个单元，237 559个节点，井筒是用Pile单元进行模拟，划分4 653个结构单元，2 358个节点。划分网格时，土体与井筒连接的位置和水合物分解区的网格划分细化[16]。计算中考虑两种情况：(1) 水合物分解后地层强度大大降低，土体冲刷、塌陷而形成了空腔，分解区不承受任何载荷(简称采空区)；(2) 分解后土体软化，能承受一部分载荷的情况。

图1计算模型示意图

计算过程中采用以下几种情况以进行比较分析：

(1) 水合物分解区的范围是半径为3.5 m，高为10 m的圆柱体，海底土层的倾角分别为3°、9°、15°；

(2) 海底土层的倾角为3°，水合物的分解区分别为半径3.5 m、高10 m，半径12.5 m、高20 m；半径18.5 m、高26 m，半径24.5 m、高30 m的圆柱体；

(3) 水合物分解区的范围是半径3.5 m，高为10 m的圆柱体，海底土层的倾角为3°，井筒与土体粘结在一起和井筒与土体之间设有接触面，即存在相对滑移的两种情况；

(4) 水合物分解范围是半径3.5 m，高为10 m的圆柱体，水合物分解后土体软化。

通过计算，分析井筒周围土体的沉降和水平位移，以及坡角和分解范围等因素对变形的影响。

2 计算结果和讨论

2.1 坡角的影响

在分解区半径为3.5 m，高为10 m，水合物分解区采空时其顶面土体的沉降在倾角为3°时明显小于倾角为9°和15°时的值；倾角为9°时的沉降略小于倾角为15°时的沉降，三种倾角情况下出现最大沉降的位置均靠近采空区边界处(见图2)。如从3°到9°时，沉降变化约12倍，但总体沉降较小，不会造成土体的坍塌。图中x轴的0点代表井筒和导管中轴位置处。水合物分解区采空时其顶面土体的水平位移在倾角为3°时，采空区周围的土体在水平方向上是向外扩张，原因可能是分解区范围较小，土体的沉降使采空区周围的土向外扩张。在倾角为9°和15°的情况下，采空区周围的土体呈压缩状态，相比较分解范围，水平位移较小，未对土体产生较大破坏(见图3)。 由于水合物分解范围较小，在计算采用的坡角范围内，土层总体变形也较小。

图2 水合物采空极限情况下的沉降

图3水合物采空极限情况下的水平位移

2.2 分解区范围变化的影响

图4给出海底土层倾角为3°，四种分解范围情况下水合物分解区处于完全采空的极限情况下的上覆层顶面土体沉降沿坡面分布的结果。分解范围为半径3.5 m，高为10 m时，上覆层沉降很小；而另三种情况下，随着分解范围扩大，上覆层顶面土层沉降增加。分解范围为半径24.5 m，高为30 m处时，上覆土层快速屈服，导致数值模拟很难收敛到最后结果，其实际数值应该比其余三种情况下的数值大。上覆土层变形主要集中在分解区与未分解区交界处，离分解区越远，则土层变形越来越小。

图5给出海底土层倾角为3°，四种分解范围时的水合物分解区处于极限情况下的采空区顶面土体最大沉降。在四种情况下，最大沉降位置均出现在井筒两侧，靠近采空区边缘。随着分解区范围的逐渐扩大，土体的最大沉降也逐渐变大，分解区为半径3.5 m高10 m时，采空区上方土体还没有产生明显的沉降；当采空范围达到18.5 m×26 m时，竖向应变达到6%，一旦超过该范围，则土层变形急剧增加，以至于土层很快达到变形破坏，这个值可作为采空工况下井口土层变形破坏的临界点。在实际工程中要控制分解范围在临界值以内。沉降主要发生在采空区上部区域，水平位移呈现向采空区内挤压的趋势。

从程家望等[17]人的研究中，可以得到相似的结论，即在水合物降压开采的过程中，孔隙流体压力的降低导致储层的沉降，最大的沉降发生在井壁附近；水合物分解的越多，储层的沉降越大。

图4 水合物分解区采空情况下上覆层沉降

图5水合物分解区采空情况下采空区位移情况

2.3 分解区采空与软化情况的对比

图6给出了在分解区半径为3.5 m，高为10 m，分解区土体软化情况下，分解区土体的沉降随海底土层倾角变化的结果。可以看到，当倾角为3°时，沉降很小，倾角为9°和15°的沉降明显增大。与图2比较可知，在水合物分解区土层软化的情况下，坡度的增加对土体的沉降产生的影响也不明显。

2.4 土体与井筒之间的连接状态

图7给出了在海底土层倾角为3°，分解区范围是半径3.5 m，高10 m的情况下，土体与井筒之间完全粘结和存在接触面(容许竖向相对滑移)两种情况下上覆层土体沉降的比较。由图7可以看出，土体与井筒有接触面时土体的变形相对于土体与井筒粘结时的大。

图6 水合物分解区土层软化情况下的沉降

图7软化情况下上覆层局部沉降

图8给出了在海底土层倾角为3°，分解区范围是半径3.5 m，高10 m，分解区采空情况下，不通过井筒剖面的上覆层顶面沉降在土体与井筒之间以粘结和接触面连接两种情况的结果对比。由图8可以看出，在两种情况下，土体的沉降趋势基本一样，井筒与土体之间以接触面连接时，土体的沉降相对较大。

图8不通过井筒的上覆层顶面沉降

图9给出了在海底土层倾角为3°，分解区范围半径3.5 m，高10 m，不通过井筒剖面的分解区土体沉降在土体与井筒之间以粘结和接触面连接两种情况下的比较。由图9可以看出，与上覆层沉降类似，在两种情况下，土体沉降的趋势相同，井筒与土体之间以接触面连接情况下，土体的沉降相对较大。土体最大沉降均出现在采空边缘处。

图9不通过井筒的分解区局部沉降比较

由以上可以得知，井筒与土体之间的连接方式对土体的沉降影响明显，井筒与土体相互粘结时，井筒周围土体的沉降较接触面连接时小。这是因为土体与井筒完全粘结情况下，井筒对周围土体变形有较强的约束作用，限制了土体的沉降，而以接触面方式连接时，周围土体在竖向没有收到约束而仅水平向有约束，沉降就相对较大。

3 结 论

对水合物分解区的采空极限情况和土体软化情况影响下土体变形的数值模拟，分析了随着坡度变大、分解区范围变大和井筒与土体连接方式对井筒周围土体变形的影响，主要得出以下结论：

(1) 在本文设定的分解区域和坡度范围内，海底土层的倾角增大，分解区土体变形增大，从3°到9°时，沉降变化约12倍，但总体沉降较小，不会造成土体的坍塌。

(2) 当海底土层倾角一定时，分解区域不断增大使土体的变形不断变大，当分解范围小于某临界值时，变形是有限的，不会产生坍塌；但是一旦超过这个临界值时，就会造成分解区周围土体产生剪切破坏。

(3) 井筒与土体之间的连接方式会对井筒周围土体的沉降会产生明显影响。相对完全粘在一起的情况，当井筒与土体之间是可产生相对滑移接触时，土体沉降更大。

[1] 周海峰,李海斌,田方正.天然气水合物研究及开发前景[J].2016,45(4)：533-535.

[2] Wu N Y, Zhang H Q, Yang S X, et al. Gas hydrate system of shenhu area, northern South China Sea: geochemical results[J]. Journal of Geological Research,2011,2011:1-10.

[3] 苏 正,吴能友,张可霓.南海北部陆坡神狐天然气水合物开发潜力[J].海洋地质前沿,2011,27(6):16-23.

[4] 张旭辉，鲁晓兵，刘乐乐．天然气水合物开采方法研究进展[J]．2014,29(2)：858-869.

[5] Lu X B, Wang L, Wang S Y, et al. Study on the mechanical properties of THF hydrate deposit[C]//Proc. 18th Int. Offshore and Polar Engrg. Conf., Vancouver，2008:57-60.

[6] 王秀娟，吴时国，董冬冬，等.琼东南盆地气烟囱构造特点及其与天然气水合物的关系[J].海洋地质与第四纪地质，2008，28(5):103-108.

[7] Lu X B, Zhang X H, Wang S Y. Strong failure of seabed induced by gas hydrate dissociation[C]//7th International Conference Gas Hydrate, Edinburgh, 2011:1-5.

[8] Lu X B, Wang L, Wang S Y, et al. Instability of seabed and pipes induced by NGH dissociation[C]//Proceedings of 20th International Off shore and Polar Engineering Con-ference, Beijing, 2010:110-114.

[9] 张旭辉，胡光海，鲁晓兵.天然气水合物分解对地层稳定性影响的离心机实验模拟[J].实验力学，2012，27(3)：301-310.

[10] 冯 勇,李 平,姜春艳．FLAC3D在深基坑工程开挖中的数值模拟分析[J].水利与建筑工程学报，2013,11(4)：17-27.

[11] 黄志全，张瑞旗，王安明．基于FLAC3D的桩锚支护结构变形分析[J]．水利与建筑工程学报，2015,13(2)：68-72.

[12] 于丽鹏.基于FLAC3D模拟的土体弹性模量取值分析[J].水利与建筑工程学报，2014,12(2)：162-166.

[13] 石要红,张旭辉,鲁哓兵，等.南海水合物黏土沉积物力学特性试验模拟研究[J].力学学报,2015,47(3)：521-528.

[14] 关进安，卢静生，梁德青，等.高压下南海神狐水合物区域海底沉积地层三轴力学性质初步测试[J].新能源进展，2017,5(1):40-46.

[15] 蒋明镜,肖 俞,朱方园.深海能源土微观力学胶结模型及参数研究[J].岩土工程学报,2012,34(9):1574-1583.

[16] Itasca Software Comp. User Manual of FLAC3D 3.0: Interfaces[M]. [s.l]: Itasca Software Comp, 2007.

[17] 程家望，苏 正，吴能友．天然气水合物降压开采水合物稳定性模拟分析[J]．新能源进展，2016,4(1)：33-41.

DeformationofSoilAroundtheWellboreCausedbyGasHydrateDissociation

WANG Jing1，2, ZHANG Xuhui1，2, LU Xiaobing1，2, LIANG Qianyong3, SHI Yaohong3

(1.UniversityofChineseAcademyofSciences,Beijing100049,China;2.ChinaInstituteofMechanics,ChineseAcademyofSciences,Beijing100190,China;3.GuangzhouMarineGeologicalSurveyGuangzhou,Guangzhou,Guangdong510075,China)

Stratum deformation around wellbore due to GH dissociation was numerically simulated by using FLAC3Dto develop a three-dimensional model of the soil and the model mohr-coulomb which has the plastic flow characteristics, referring as the offshore topographical and geological parameters in China. The effects of GH dissociation range, stratum slope and the connection states between wellbore and stratum on the stratum deformation were mainly investigated to assess the stability and safety of the soil. The results show that the effect of dissociation scope is the greatest. If the dissociation scope exceeds a critical value, the soil surrounding the wellbore can be failure. These results can be taken as the references to the safety assessments on the exploration and recovery of marine GH.

gashydrate;wellbore;thescopeofthedecomposition;deformationofsoils;safetyassessment

10.3969/j.issn.1672-1144.2017.06.010

2017-07-03

2017-08-05

国家自然科学基金项目(51639008)；中国地质调查局项目(DD20160217-1-1-1)；中石油-中科院高端战略联盟计划项目(2015A-4813)

王 晶(1993—)，女，湖北荆州人，硕士研究生，研究方向为天然气水合物分析导致井口土体变形。E-mail: wangjing4@imech.ac.cn

P75

A

1672—1144(2017)06—0048—04