譚 琳 劉 芳

(同濟(jì)大學(xué)土木工程防災(zāi)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,上海 200092)

(同濟(jì)大學(xué)巖土及地下工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,上海 200092)

引言

天然氣水合物(簡(jiǎn)稱水合物)是由籠形水分子晶格內(nèi)嵌天然氣分子(主要是甲烷)構(gòu)成的類冰狀晶體化合物,廣泛分布在陸地永久凍土區(qū)和深海海床.據(jù)估計(jì),全球水合物含碳總量是目前傳統(tǒng)化石能源(石油、煤和天然氣)總含碳量的2 倍[1-4],被認(rèn)為是最有應(yīng)用前景的未來能源之一.在開采海底水合物的過程中,甲烷氣體將大量釋放,可能弓起海床孔壓急劇增長(zhǎng),水合物儲(chǔ)層力學(xué)性能顯著劣化,從而誘發(fā)海床失穩(wěn)或海底滑坡[5-7].

目前,已有學(xué)者研究了海床溫度變化和海平面升降對(duì)水合物富集區(qū)海底邊坡穩(wěn)定性的影響.比如,Gidley 和Grozic[8]通過室內(nèi)模型試驗(yàn)研究了水合物因升溫分解產(chǎn)生的氣體在坡體中的運(yùn)移路徑及其誘發(fā)邊坡失穩(wěn)的過程.張旭輝等[9-10]通過離心機(jī)試驗(yàn)研究水合物分解過程中水合物層與上覆層間裂隙的演變,認(rèn)為水合物與上覆層間的裂隙是導(dǎo)致邊坡失穩(wěn)的重要因素.張建紅等[11]采用離心模型試驗(yàn)觀測(cè)了水合物分解致使孔壓增大所誘發(fā)的海底坡體變形、裂縫發(fā)展與滑裂面形態(tài)的動(dòng)態(tài)演變.上述研究均表明,因水合物分解而弓起的孔壓上升是導(dǎo)致海底邊坡失穩(wěn)的重要因素,準(zhǔn)確預(yù)測(cè)孔壓變化是合理評(píng)價(jià)水合物富集區(qū)海床穩(wěn)定性的關(guān)鍵.為此,不同學(xué)者提出了水合物分解過程的孔壓計(jì)算模型.如Nixon和Grozic[12]基于不排水假設(shè)提出了水合物分解的孔壓計(jì)算模型,并將之弓入極限平衡法分析水合物分解所弓發(fā)的海底滑坡;Sultan 等[13]考慮溫度、壓強(qiáng)、孔隙水化學(xué)成分以及孔隙尺寸的影響,基于水合物的熱動(dòng)力學(xué)-化學(xué)平衡模型計(jì)算水合物分解過程的孔壓,并利用極限平衡法分析了挪威Storegga 大滑坡;Kwon 等[14-15]建立了描述水合物分解過程的熱-流-化學(xué)耦合模型求解孔隙水壓力,并基于極限平衡法研究了海床升溫對(duì)海底水合物儲(chǔ)層邊坡穩(wěn)定性的影響.

水合物開采誘發(fā)海床失穩(wěn)的研究還相對(duì)較少.目前常見的水合物開采方法包括降壓法、熱激法、化學(xué)抑制法、二氧化碳置換法、固態(tài)流化法以及不同方法的組合.其中,熱激法最為直接,但能量損失較大,氣體收集困難;降壓法最簡(jiǎn)單有效,但開采后期效率降低;目前降壓和熱激結(jié)合的方法被認(rèn)為是最有前景的長(zhǎng)期開采方法.在水合物開采的海床失穩(wěn)致災(zāi)研究方面,蔣明鏡等[16]采用流體動(dòng)力學(xué)和離散元耦合法研究了水合物熱開采誘發(fā)的海底滑坡全過程,分析了開采位置和水合物儲(chǔ)層空間分布的影響,但忽略了水合物開采的實(shí)際過程,假設(shè)水合物瞬間分解.Kimoto 等[17-18]建立熱-力-流-化學(xué)全耦合數(shù)值模型,采用有限元法研究了降壓加熱結(jié)合法開采過程的海床變形特性.劉鋒[19]采用有限差分法研究了水合物分解過程中坡體的位移演變與滑動(dòng)過程.Zander等[5]分析了豎井降壓開采對(duì)黑海Danube 深海邊坡穩(wěn)定性的影響,認(rèn)為降壓開采會(huì)造成局部海床下沉,但不會(huì)降低邊坡的整體穩(wěn)定性.Moridis 等[6-7]研究了水平井降壓和熱開采過程中的海床穩(wěn)定性,認(rèn)為熱激法在滲透性較差的水合物儲(chǔ)層中會(huì)產(chǎn)生足夠高的孔壓致使海床失穩(wěn),降壓法在開采過程中對(duì)邊坡穩(wěn)定性無不利影響,但停采后海床穩(wěn)定性由于孔壓增加而有所降低.綜上,水合物開采有可能誘發(fā)海底邊坡失穩(wěn),不同水合物開采方法對(duì)海床穩(wěn)定性的影響研究還有待系統(tǒng)開展.本文基于邊坡穩(wěn)定極限平衡分析方法的框架,弓入考慮水合物開采過程的熱-流-化學(xué)耦合數(shù)值分析模型,模擬不同開采方法中水合物分解鋒面擴(kuò)展和瞬態(tài)孔壓演化過程,得到不同開采方法的邊坡穩(wěn)定安全系數(shù)和失穩(wěn)模式的變化規(guī)律.

1 分析方法

有別于陸地滑坡,水合物開采誘發(fā)海底滑坡伴隨著水合物分解相變所產(chǎn)生的土體強(qiáng)度劣化和孔壓變化使力學(xué)特性更加復(fù)雜[20-21].鑒于邊坡穩(wěn)定極限平衡分析方法的物理概念清晰,分析框架簡(jiǎn)單實(shí)用,本文嘗試在該方法框架內(nèi)考慮上述影響,弓入水合物開采過程的瞬態(tài)孔壓場(chǎng),計(jì)算有效應(yīng)力變化,并考慮水合物分解過程水合物儲(chǔ)層抗剪強(qiáng)度的弱化,采用極限平衡分析方法確定水合物開采過程的邊坡穩(wěn)定安全系數(shù),從而建立判定水合物開采誘發(fā)海底滑坡與否的實(shí)用方法.圖1 為本文分析流程,具體分析步驟包括兩部分.

圖1 計(jì)算流程示意圖Fig.1 Flow chart

首先,采用TOUGH+HYDRATE 程序[22]對(duì)水合物開采過程進(jìn)行熱-流-化學(xué)(THC)耦合分析.TOUGH+HYDRATE 是美國(guó)勞倫斯-伯克利國(guó)家實(shí)驗(yàn)室針對(duì)水合物合成/分解過程開發(fā)的非等溫多相流多場(chǎng)耦合數(shù)值模擬器.該模擬器將土骨架簡(jiǎn)化為彈性多孔介質(zhì),將水合物合成/分解環(huán)境界定為介質(zhì)孔隙,其中涉及氣、水、水合物和抑制劑4 種物質(zhì),這4種物質(zhì)存在于氣態(tài)、液態(tài)、冰和水合物態(tài)4 種相態(tài).基于Darcy 定律、Fourier 定律和水合物熱動(dòng)力學(xué)穩(wěn)定性質(zhì)[23]建立質(zhì)量守恒與能量守恒方程來描述水合物合成/分解中的滲流、熱傳導(dǎo)和相變過程.該過程中考慮了熱-流-化學(xué)多場(chǎng)耦合,即溫度場(chǎng)、孔壓場(chǎng)和化學(xué)場(chǎng)(系統(tǒng)中各相態(tài)的物質(zhì)組分)之間的相互作用.孔壓場(chǎng)和溫度場(chǎng)通過水合物的熱動(dòng)力學(xué)穩(wěn)定特性控制水合物的分解/合成,并通過滲流過程中的氣液運(yùn)移影響化學(xué)場(chǎng);反過來,水合物合成/分解涉及到固、液、氣間的相變會(huì)改變孔隙壓力,并通過滲流過程來影響孔壓場(chǎng),同時(shí)水合物合成/分解過程中的放熱/吸熱效應(yīng)會(huì)弓起溫度的變化,并通過熱傳導(dǎo)來影響溫度場(chǎng);孔壓場(chǎng)的變化驅(qū)動(dòng)滲流過程中氣液運(yùn)移通過熱對(duì)流來影響溫度場(chǎng),溫度場(chǎng)通過影響各物質(zhì)的流動(dòng)特性(比如黏滯系數(shù)、密度等)來影響孔壓場(chǎng).TOUGH+HYDRATE 通過求解質(zhì)量守恒與能量守恒方程來獲取孔壓場(chǎng)、溫度場(chǎng)和化學(xué)場(chǎng)等的演變,可以模擬不同布井方案的降壓法、熱激法、抑制劑法以及組合法開采過程,是目前模擬水合物開采最流行的模擬器之一[6,24],并在水合物開采模擬方面得到了大量應(yīng)用[25-26].為了驗(yàn)證TOUGH+HYDRATE 對(duì)模擬水合物分解過程的有效性,本文對(duì)文獻(xiàn)[27]的一維水合物分解室內(nèi)試驗(yàn)進(jìn)行了模擬,計(jì)算模型及參數(shù)與文獻(xiàn)[27]保持一致.該實(shí)驗(yàn)在裝有砂樣的不銹鋼反應(yīng)釜中合成水合物,然后通過降壓法使水合物分解.反應(yīng)釜長(zhǎng)50 cm,直徑3.8 cm,砂樣粒徑300～450 μm,滲透率3.0×10-13m2,水與水合物飽和度分別為21.83%和29.61%,初始溫度為1.54°C,壓強(qiáng)為3.535 MPa.實(shí)驗(yàn)中將出口壓強(qiáng)降至0.93 MPa 使水合物分解,同時(shí)在出口處收集氣體.一維數(shù)值模擬中將出口單元設(shè)置為恒溫恒壓邊界條件,另一端邊界單元設(shè)置為恒溫、不透水、不透氣條件.如圖2 所示,本文數(shù)值模擬結(jié)果與文獻(xiàn)[27]的試驗(yàn)及數(shù)值模擬結(jié)果吻合較好.

圖2 水合物一維分解實(shí)驗(yàn)與數(shù)值結(jié)果的對(duì)比Fig.2 Comparison between the one-dimensional hydrate dissociation experimental and numerical results

其次,根據(jù)指定時(shí)刻的孔壓場(chǎng)計(jì)算邊坡的有效應(yīng)力場(chǎng),并根據(jù)水合物分解鋒面的狀態(tài),確定土體強(qiáng)度參數(shù)(即有效黏聚強(qiáng)度和有效內(nèi)摩擦角)的空間分布,將其輸入商業(yè)軟件SLOPE/W,基于極限平衡分析框架分析邊坡穩(wěn)定性.通過SLOPE/W 提供的最危險(xiǎn)滑裂面位置搜尋算法,確定最危險(xiǎn)滑裂面位置及相應(yīng)的邊坡穩(wěn)定安全系數(shù),最終得到水合物開采中邊坡穩(wěn)定安全系數(shù)隨時(shí)間的變化規(guī)律和最危險(xiǎn)滑裂面的演變.

當(dāng)水合物分解時(shí),海床土體將由初始飽和狀態(tài)過渡到非飽和狀態(tài),不同狀態(tài)的有效應(yīng)力均采用簡(jiǎn)化的Bishop 模型[28]計(jì)算,即

其中,σ 和σ′分別為土中總應(yīng)力和有效應(yīng)力,u為平均孔壓(如無特殊說明,后文中孔壓均指平均孔壓),采用下式計(jì)算

其中,SG和SA分別為孔隙氣相和孔隙液相的飽和度,PG和PA分別為孔隙氣壓和孔隙液壓.

2 數(shù)值建模

2.1 問題描述

海底邊坡以緩坡為主,但峽谷海山等地形區(qū)域存在陡坡,如南海北陸坡白云凹陷區(qū)和珠江口盆地的峽谷區(qū)少數(shù)邊坡達(dá)到40°左右[29-30].陡坡穩(wěn)定性差,對(duì)外界擾動(dòng)更加敏感,容易發(fā)生滑坡失穩(wěn).本文參照文獻(xiàn)[16],模擬我國(guó)南海北陸坡水合物富集區(qū)的典型45°陡坡在水合物開采過程中的穩(wěn)定性.該海底邊坡的計(jì)算網(wǎng)格如圖3 所示,計(jì)算域?qū)?000 m,其中邊坡段寬600 m,坡頂水深1000 m,坡底水深1600 m.海床自上而下分別為上覆層、水合物儲(chǔ)層和下臥層,其中水合物儲(chǔ)層埋深100 m,厚150 m,初始水合物飽和度為50%,假設(shè)水合物中的天然氣成分均為甲烷.

假設(shè)采用水平井開采,井軸線垂直于邊坡橫截面,考慮兩種常用開采方法:

(1)單井降壓法.假設(shè)開采井的壓強(qiáng)保持6 MPa持續(xù)開采10 年,隨后停采.該工況重點(diǎn)分析了水平井位置的影響,分別考慮坡肩(A點(diǎn))、坡中(B點(diǎn))和坡趾(C點(diǎn))3 種情況.

圖3 海底邊坡的計(jì)算模型Fig.3 Illustration of the submarine slope model

(2)雙井熱激法.注熱井和生產(chǎn)井分別位于B點(diǎn)和D點(diǎn),兩井的水平距離為40 m.注熱井以0.05 kg/s 的速率注入熱鹽水(鹽度0.035),注水溫度考慮了50°C,70°C,90°C 三種情況;生產(chǎn)井設(shè)置為內(nèi)部固定邊界,開采過程中溫度保持為10.3°C,壓強(qiáng)保持為15.6MPa.

所有算例均假設(shè)海床表面溫度為4°C,地溫梯度為36.0°C/km,海水鹽度為0.035.坡體的上下邊界恒溫恒壓,兩側(cè)邊界假設(shè)為絕緣邊界(即在邊界處不發(fā)生物質(zhì)與熱量的傳遞).圖4 為邊坡的孔壓和溫度的初始空間分布情況.

圖4 邊坡初始條件Fig.4 The initial conditions in the slope

2.2 計(jì)算模型及參數(shù)

水合物開采過程THC 耦合分析的關(guān)鍵計(jì)算模型匯總為表1.開采井用透水單元來近似模擬,孔隙率取1.0,滲透率取5.0×10-9m2.表2 為地層的物理力學(xué)參數(shù),上覆層主要為黏性土,水合物儲(chǔ)層及下臥層以砂性沉積物為主,參數(shù)取值參考了中國(guó)南海北陸坡典型地層條件和已有相關(guān)數(shù)值模擬[31-33],水合物儲(chǔ)層的強(qiáng)度指標(biāo)參考文獻(xiàn)[34]的試驗(yàn)結(jié)果,水合物未分解時(shí)(對(duì)應(yīng)水合物飽和度0.5)有效內(nèi)摩擦角和有效黏聚強(qiáng)度分別取20°和0.5 MPa,水合物分解過程中內(nèi)摩擦角保持不變,黏聚強(qiáng)度隨著水合物飽和度降低而線性減小,當(dāng)水合物完全分解時(shí)黏聚強(qiáng)度降至0.05 MPa.

表1 計(jì)算模型Table 1 Models used in this study

表2 地層的物理力學(xué)參數(shù)Table 2 Physics and mechanical parameters of strata

3 結(jié)果分析

3.1 降壓開采的計(jì)算結(jié)果

3.1.1 孔壓場(chǎng)變化和分解鋒面擴(kuò)展

圖5 為開采井位于坡體中部時(shí)單位長(zhǎng)度水平井的產(chǎn)氣曲線.開采初期水合物分解鋒面自井口向外擴(kuò)散,產(chǎn)氣率迅速增加,在開采后第4 年達(dá)到峰值,隨后水合物分解鋒面向井周擴(kuò)展,分解鋒面處壓強(qiáng)有所增加,產(chǎn)氣率逐漸下降,開采第7 年后產(chǎn)氣率大致趨于穩(wěn)定.在第10 年停采時(shí),單位長(zhǎng)度水平井的累計(jì)產(chǎn)氣量約為4×105m3(標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下).

圖5 坡體中部降壓開采的產(chǎn)氣速率QP和產(chǎn)氣量VPFig.5 Profiles of production rate(QP)and cumulative volume(VP)of produced gas per unit length of a depressurized well in the mid-height of the slope

圖6 為開采過程中孔壓場(chǎng)的變化和水合物分解鋒面的擴(kuò)展情況,其中等值線表示孔壓場(chǎng),云圖表示水合物飽和度的空間分布.開采初期,由于井口降壓導(dǎo)致井周附近形成局部低壓,促使水合物迅速分解;隨著水合物開采的進(jìn)行,低壓區(qū)域由井口向四周擴(kuò)散,弓起水合物在井周持續(xù)分解,分解鋒面由井口逐漸向周圍擴(kuò)散.

圖6 孔壓變化(單位MPa)和水合物分解鋒面擴(kuò)展Fig.6 The variation of pore pressure in MPa and propagation of dissociation front during production

3.1.2 海底邊坡穩(wěn)定性

當(dāng)降壓開采井布置在坡體中部時(shí),圖7 為邊坡安全系數(shù)在開采過程以及停采后的變化情況.在水合物開采之前,邊坡安全系數(shù)約為1.14;隨著水合物的開采,安全系數(shù)逐漸增大,開采后第7 年安全系數(shù)大致穩(wěn)定在1.78 左右;當(dāng)?shù)?0 年停采時(shí),安全系數(shù)迅速跌落,在停采3 年后穩(wěn)定在1.08 左右,比開采前初始安全系數(shù)降低5%.

圖7 坡體中部降壓開采時(shí)邊坡安全系數(shù)變化Fig.7 Evolution of safety factor with a production well installed at the mid-height of the slope

圖8 給出了典型時(shí)刻(圖7 的時(shí)刻A至E)最危險(xiǎn)滑裂面的位置.開采前(時(shí)刻A),最危險(xiǎn)滑弧經(jīng)過坡腳(見圖8(a));開采1 年后(時(shí)刻B),受降壓的影響,井口周圍處的土體孔壓降低,有效應(yīng)力增大,雖然井口處水合物分解導(dǎo)致分解區(qū)黏聚強(qiáng)度下降,但影響范圍尚小,土體抗剪強(qiáng)度整體增強(qiáng),最危險(xiǎn)滑弧向深部發(fā)展(見圖8(b)),相應(yīng)地,邊坡的穩(wěn)定安全系數(shù)有所提高;開采5 年后(時(shí)刻C),隨著水合物進(jìn)一步分解,低壓區(qū)由井口向四周和深部繼續(xù)擴(kuò)散,最危險(xiǎn)滑弧由深部轉(zhuǎn)為淺部(見圖8(c)),位于水合物儲(chǔ)層分解區(qū)上方;開采10 年后,最危險(xiǎn)滑弧位于深部水合物儲(chǔ)層之下(見圖8(d)).上述分析結(jié)果表明,在采用降壓法開采水合物的過程中,雖然水合物分解會(huì)導(dǎo)致分解區(qū)土體黏聚強(qiáng)度有所喪失,但是影響范圍有限,因孔壓降低、有效應(yīng)力提高所弓起的摩擦強(qiáng)度提高占主導(dǎo),水合物分解區(qū)的土體整體抗剪強(qiáng)度反而有所增加,最危險(xiǎn)滑弧不經(jīng)過水合物分解區(qū)域,邊坡安全系數(shù)較開采前有所提高.

圖8 坡體中部降壓開采時(shí)最危險(xiǎn)滑裂面變化Fig.8 The evolution of potential slip surface with a depressurized well installed at the mid-height of the slope

停采后,水合物分解區(qū)的孔壓隨之升高并逐漸恢復(fù)到靜水壓狀態(tài),由于水合物分解所弓起的黏聚強(qiáng)度降低對(duì)邊坡穩(wěn)定性的不利影響開始變得顯著,水合物分解區(qū)成為抗剪強(qiáng)度薄弱的部位,最危險(xiǎn)滑弧通過水合物分解區(qū)域(圖8(e)),邊坡安全系數(shù)低于水合物開采前的初始值.

3.1.3 降壓井位置的影響

圖9 為降壓井位置對(duì)產(chǎn)氣效率的影響.當(dāng)井口壓強(qiáng)相同時(shí),開采井位于坡趾時(shí)產(chǎn)氣率最高.坡趾的初始孔壓較高,啟動(dòng)坡趾開采時(shí)的壓強(qiáng)變化梯度較大,降壓區(qū)擴(kuò)散較快,水合物分解速率較大.隨著開采井位置上移至坡肩,產(chǎn)氣效率逐漸降低.

圖9 降壓開采位置對(duì)產(chǎn)氣率QP的影響Fig.9 Effect of the production well location on the production rate,QP

降壓井位置對(duì)安全系數(shù)的影響見圖10.不同布井工況下,水合物分解均弓起分解區(qū)土體的黏聚強(qiáng)度下降,但降壓所導(dǎo)致的摩擦強(qiáng)度增加更為顯著,因此開采過程中邊坡穩(wěn)定性均有所增強(qiáng);當(dāng)開采井位于坡體中部時(shí),安全系數(shù)提高最為顯著.停采后,由于開采位置不同,導(dǎo)致分解區(qū)(抗剪強(qiáng)度弱化的區(qū)域)空間位置不同,邊坡的安全系數(shù)也有所區(qū)別,當(dāng)開采井位于坡體中部時(shí),停采后的安全系數(shù)最低.圖11對(duì)比了不同開采位置情況下最危險(xiǎn)滑弧的位置.開采10 年后,當(dāng)開采位置在坡體中部或坡肩時(shí),最危險(xiǎn)滑弧位于水合物分解區(qū)下方的深部土體,出露位置在坡趾附近;當(dāng)開采位置在坡趾時(shí),最危險(xiǎn)滑弧位于水合物分解區(qū)上方的淺部土體,出露位置在坡趾上方.停采后10 年,自坡體中部開采的工況下,最危險(xiǎn)滑弧通過水合物分解區(qū)(圖8(e)),安全系數(shù)低于開采前的初始值;坡趾和坡肩開采工況下,安全系數(shù)較坡體中部開采工況大,其中,當(dāng)坡趾開采時(shí),由于停采后坡體孔壓未完全恢復(fù)到初始狀態(tài)(圖12(b)),安全系數(shù)仍略高于開采前的初始值.

圖10 降壓開采位置對(duì)邊坡安全系數(shù)的影響Fig.10 Effect of the well location on the safety factor of the slope

圖11 開采10 年后的最危險(xiǎn)滑弧位置Fig.11 The potential slip surface after 10-year production with a depressurized well installed

圖12 停采10 年后的最危險(xiǎn)滑弧位置Fig.12 The potential slip surface after 10-year termination of production with a depressurized well installed

3.2 開采方法的影響

圖13 對(duì)比了在坡體中部實(shí)施單井降壓開采和雙井熱激開采的產(chǎn)氣率以及不同注水溫度熱激法開采的產(chǎn)氣率.熱激法的產(chǎn)氣速率在開采前期高于降壓法,但迅速降低,開采4 年后,產(chǎn)氣率低于降壓法.由于熱激法會(huì)導(dǎo)致孔壓上升,抑制水合物分解,因此產(chǎn)氣率曲線在早期出現(xiàn)波動(dòng).對(duì)比不同注水溫度對(duì)應(yīng)的產(chǎn)氣率,可以看出注水溫度越高產(chǎn)氣率越高.

圖13 不同開采方法的井口產(chǎn)氣率QPFig.13 Production rate under different production methods

圖14 為不同開采方法的邊坡安全系數(shù)變化情況.在開采過程中,熱激法的邊坡穩(wěn)定性明顯差于降壓法,并且注水溫度升高會(huì)使最危險(xiǎn)時(shí)刻提前.注熱過程中,由于溫度升高,流體(尤其是氣體)膨脹產(chǎn)生超孔壓,注水溫度越高,超孔壓越高(圖15).注水溫度為90°C 的情況下,開采1 個(gè)月后井口周圍最高超孔壓達(dá)到3.8 MPa(圖15(c)),有效應(yīng)力顯著減小,同時(shí)水合物分解導(dǎo)致分解區(qū)黏聚強(qiáng)度下降,從而造成土體的抗剪強(qiáng)度明顯降低,邊坡安全系數(shù)比開采前初始值降低7%.圖16 給出了注水溫度為90°C 情況下開采后1 年和10 年兩個(gè)典型時(shí)刻的坡體超孔壓分布情況.隨著開采的進(jìn)行,因水合物分解使土體滲透性提高,且流體由開采井抽出,孔壓逐漸消散,邊坡安全系數(shù)稍有回升,但仍低于初始值(圖14).如圖17 所示,與降壓開采工況不同,熱激開采工況下邊坡的最危險(xiǎn)滑弧始終通過水合物分解區(qū).

圖14 不同開采方法的邊坡穩(wěn)定安全系數(shù)Fig.14 Evolution of safety factor with different production methods and well in the middle of the slope

圖15 熱激法不同注水溫度開采30 天后超孔壓場(chǎng)與最危險(xiǎn)滑裂面的位置Fig.15 The field of excess pore pressure and the position of potential slip surface after 30-day thermal stimulation with injected hot water of different temperatures

圖16 熱激法的超孔壓場(chǎng)Fig.16 The evolving field of excess pore pressure under thermal stimulation

圖16 熱激法的超孔壓場(chǎng)(續(xù))Fig.16 The evolving field of excess pore pressure under thermal stimulation(continued)

圖17 熱激法最危險(xiǎn)滑裂面的演變Fig.17 The evolution of the potential slip surface under thermal stimulation

4 結(jié)論

本文基于極限平衡法的分析框架,考慮水合物開采過程的邊坡瞬態(tài)孔壓及抗剪強(qiáng)度的變化,分析了水合物開采井位置與開采方法對(duì)邊坡穩(wěn)定安全系數(shù)的影響.主要結(jié)論如下:

當(dāng)采用降壓法開采時(shí),在開采過程中,邊坡穩(wěn)定性主要受孔壓降低所致的摩擦強(qiáng)度升高的影響,邊坡安全系數(shù)有較大提高;停采后,孔壓恢復(fù),水合物分解所致黏聚強(qiáng)度下降的影響凸顯,邊坡安全系數(shù)顯著下降,低于開采前的初始值.

降壓開采井的位置影響產(chǎn)氣率和邊坡穩(wěn)定性.若井口壓強(qiáng)相同,隨著降壓開采井由坡趾上移至坡肩,產(chǎn)氣效率逐漸降低;若在坡體中部布設(shè)降壓井,開采過程的邊坡穩(wěn)定性最好,但停采后的邊坡穩(wěn)定性最差.

當(dāng)采用雙井熱激法開采時(shí),在升溫過程可能產(chǎn)生較大超孔壓,導(dǎo)致坡體內(nèi)有效應(yīng)力降低,邊坡安全系數(shù)顯著降低,若開采策略不當(dāng),存在誘發(fā)性滑坡的風(fēng)險(xiǎn).

需要指出的是,本研究假設(shè)邊坡土體的滲透率和儲(chǔ)層水合物飽和度的空間分布均勻,當(dāng)實(shí)際地層中土體滲透率和水合物分布不均勻時(shí),即使采用降壓法開采也可能造成局部孔壓上升而顯著影響邊坡的整體穩(wěn)定性,土層性質(zhì)的空間變異性影響還有待進(jìn)一步研究.