朱敬宇 陳國明 劉康 張若昕 鄭健

中國石油大學(xué)(華東)海洋油氣裝備與安全技術(shù)研究中心

天然氣水合物作為21 世紀(jì)最理想的非常規(guī)能源，具有能量密度高、清潔高效等優(yōu)點(diǎn)，主要分布在陸地凍土和深水海域。鑒于天然氣水合物巨大的資源潛力，20 世紀(jì)70 年代以來，美國、加拿大、日本等相繼開展水合物的試采實(shí)踐作業(yè)研究。我國雖然起步較晚，但近些年發(fā)展迅速，已分別取得水合物降壓加熱及固態(tài)流化的成功試采。目前水合物開采方法主要包括降壓法、熱激發(fā)法、置換法、注抑制劑法、固體法及多種方法相互聯(lián)合［1-2]，在世界范圍內(nèi)仍面臨水合物開采成本高、地質(zhì)災(zāi)害、環(huán)境效應(yīng)以及開發(fā)理論和技術(shù)不成熟等問題，離水合物生產(chǎn)測試，經(jīng)濟(jì)、高效的商業(yè)化開發(fā)還有很長距離［3-4]。目前水合物試采使用的裝備和技術(shù)多移植自常規(guī)深水油氣開采，在試采過程中，裝備和技術(shù)的作業(yè)性能與現(xiàn)有的水合物鉆探需求并不十分匹配。深水噴射鉆井作為天然氣水合物試采作業(yè)的關(guān)鍵環(huán)節(jié)，與常規(guī)鉆井作業(yè)相比，其鉆井工藝和作業(yè)時(shí)間具有更嚴(yán)格的要求［5]。如果噴射導(dǎo)管下入深度設(shè)計(jì)不合理、鉆井過程水合物發(fā)生分解會(huì)導(dǎo)致井口-導(dǎo)管穩(wěn)定性失效問題，因此有必要對(duì)試采過程中噴射導(dǎo)管下入深度設(shè)計(jì)與水合物地層的安全承載展開研究。

目前，國內(nèi)外對(duì)于鉆井導(dǎo)管承載力的研究主要集中在常規(guī)深水油氣鉆井導(dǎo)管豎向承載能力、安全靜置時(shí)間和入泥深度等方向，并取得重要進(jìn)展。楊進(jìn)等分析深水鉆井導(dǎo)管豎向承載力的時(shí)間影響因素，并提出表層導(dǎo)管靜置時(shí)間窗口設(shè)計(jì)方法［6]。蘇堪華等建立鉆井工況下導(dǎo)管的力學(xué)模型，分析導(dǎo)管尺寸、井身結(jié)構(gòu)等因素對(duì)導(dǎo)管承載力的影響規(guī)律［7]。在水合物地層穩(wěn)定性研究方面，勞倫斯伯克利實(shí)驗(yàn)室Moridis 等研發(fā)TOUGH+HYDRATE 軟件，通過與FLAC3D 軟件耦合，開展不同水合物開采方式、井身結(jié)構(gòu)的研究，分析水合物飽和度、溫度、壓力分布規(guī)律［8]。寧伏龍等通過建立有限元模型，分析水合物鉆井過程鉆井液侵入水合物地層井壁穩(wěn)定性［9-10]。程遠(yuǎn)方、李令東等基于流固耦合滲流模型研究水合物降壓開采過程中地層穩(wěn)定性，分析水合物儲(chǔ)層應(yīng)力變化規(guī)律［11-12]。Reem 基于摩爾-庫倫失效準(zhǔn)則，研究水合物地層在開采過程中熱力學(xué)變化規(guī)律［13]。

1 海底土壤承載力與鉆井導(dǎo)管豎向載荷模型

1.1 土壤實(shí)時(shí)承載力模型

深水噴射鉆井導(dǎo)管的穩(wěn)定主要依賴導(dǎo)管和海底土壤之間的摩阻力，而導(dǎo)管噴射安裝的過程中，由于液力沖刷和鉆頭的旋轉(zhuǎn)會(huì)對(duì)海底土壤造成不同程度的擾動(dòng)，這種擾動(dòng)會(huì)降低土壤的抗剪強(qiáng)度，使得土壤對(duì)導(dǎo)管的承載力下降。根據(jù)現(xiàn)場作業(yè)經(jīng)驗(yàn)和樁基理論，噴射鉆井導(dǎo)管豎向承載力等于最終測量鉆壓值，即導(dǎo)管到達(dá)設(shè)計(jì)深度作用在鉆頭上的壓力。為安全起見，豎向承載力一般選取最終測量鉆壓最大值的80%［14]。土壤初始承載力為

式中，Q0為土壤初始承載力，N；WOBl為最終作用在鉆頭上的力，N；R 為鉆壓利用率，取0.8～1.0；Wco為導(dǎo)管浮重，N；w1為上部導(dǎo)管單位長度浮重，N/m；L1為上部導(dǎo)管長度，m；w2為下部導(dǎo)管單位長度浮重，N/m；WLP為低壓井口頭浮重，N；WDC為噴射管柱浮重，N；L 為導(dǎo)管入泥深度，m；wDC為噴射管柱單位長度浮重，N/m；WCA為CADA 工具浮重，N；WM為防沉板浮重，N。

隨鉆井作業(yè)的進(jìn)行，噴射擾動(dòng)土壤會(huì)隨著時(shí)間逐漸恢復(fù)，地層為導(dǎo)管提供的側(cè)摩擦力和端部支撐力也逐漸增加。由于土壤恢復(fù)力隨噴射過程不斷變化，與導(dǎo)管的下入深度、靜置時(shí)間和土壤剪切強(qiáng)度等相關(guān)，針對(duì)噴射過程，土壤恢復(fù)力選取對(duì)數(shù)函數(shù)法進(jìn)行計(jì)算。

式中，Qt為土壤實(shí)時(shí)承載力，N；Fs為土壤恢復(fù)力，N；k 為土壤恢復(fù)因子，一般取0.055；t 為導(dǎo)管靜置時(shí)間，d；D 為導(dǎo)管直徑，m；Su0為海底泥面剪切強(qiáng)度，Pa；Su1為隨單位入泥深度增加的土壤剪切強(qiáng)度系數(shù)，Pa/m；l 為不同土壤深度，m。

土體的抗剪強(qiáng)度是衡量土體抵抗剪切破壞的極限能力，其數(shù)值等于剪切破壞時(shí)滑動(dòng)的剪應(yīng)力。當(dāng)深水鉆至水合物地層，井眼打開，鉆井液侵入造成井周孔隙壓力和溫度變化，使井周的水合物發(fā)生分解，改變井眼附近地層的力學(xué)強(qiáng)度，使井周地層抵抗變形破壞的能力減弱，降低了水合物層的承載力。庫倫定律又稱剪切定律，可用來衡量水合物地層的抗剪切能力，該理論表示：同性材料抵抗破壞的剪切力等于沿潛在破壞面滑動(dòng)時(shí)的摩擦阻力與內(nèi)聚力之和。摩爾-庫倫理論是巖土力學(xué)通用理論，可用于評(píng)估松散或者膠結(jié)的顆粒材料，同樣適用于深水水合物地層。摩爾-庫倫理論是以庫倫定律作為抗剪強(qiáng)度公式，根據(jù)剪應(yīng)力是否達(dá)到抗剪強(qiáng)度(τ＝τn)來衡量水合物地層是否破壞。摩爾-庫倫破壞準(zhǔn)則是用主應(yīng)力的形式表示摩爾-庫倫理論，也稱土的極限平衡條件。

考慮地層孔隙壓力，用有效主應(yīng)力表示的摩爾-庫倫準(zhǔn)則為

式中，τn為土體的剪切強(qiáng)度，MPa；C 為水合物地層內(nèi)聚力，MPa；σn為剪切面的法向壓力；為內(nèi)摩擦角，°；σ1為最大主應(yīng)力，MPa；σ3為最小主應(yīng)力，MPa；σ1′和σ3′分別為有效最大主應(yīng)力和有效最小主應(yīng)力，MPa。

實(shí)驗(yàn)組孕婦和家庭其他人的滿意率為96.3%,對(duì)照組為73.7%,兩組比較差異有統(tǒng)計(jì)學(xué)意義(P<0.01)。

導(dǎo)管豎向承載力需要考慮水合物地層鉆開后，地層條件變化以及水合物的分解會(huì)降低土壤的承載力，對(duì)導(dǎo)管下入深度造成一定的影響。本文綜合水合物開采過程中地層參數(shù)的變化關(guān)系以及國內(nèi)外經(jīng)驗(yàn)公式，確定水合物地層力學(xué)參數(shù)隨開采過程的變化關(guān)系為［8]

式中，SH為水合物的飽和度；φ 為水合物層的孔隙度，φ0為水合物飽和度為0 時(shí)的孔隙度，Δφ=φ-φ0；E 為水合物地層的彈性模量，MPa；E0為初始條件下水合物地層的彈性模量，MPa；C 為水合物地層的內(nèi)聚力，MPa；C0為初始條件下水合物地層的內(nèi)聚力，MPa；ξ 為實(shí)驗(yàn)擬合系數(shù)，取-9.5。

1.2 鉆井導(dǎo)管豎向載荷模型

鉆井導(dǎo)管組合系統(tǒng)豎向承載安全即保證導(dǎo)管在安裝作業(yè)周期內(nèi)能夠承載最危險(xiǎn)工況下的豎向載荷。在不同施工階段導(dǎo)管的豎向載荷與土壤實(shí)時(shí)承載力均不相同，需要分別進(jìn)行計(jì)算校核。通過理論研究結(jié)合現(xiàn)場作業(yè)經(jīng)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，采用降壓加熱法進(jìn)行水合物鉆井作業(yè)，在水合物地層鉆開之前與常規(guī)油氣鉆井作業(yè)基本相同。導(dǎo)管安裝作業(yè)過程中有3 種比較危險(xiǎn)的工況，分別為：導(dǎo)管噴射到位階段、表層套管固井階段和防噴器組(BOP)和底部隔水管總成(LMRP)緊急解脫階段［5]，其中緊急解脫需要考慮鉆井液的侵入對(duì)水合物地層分解的影響。對(duì)鉆水合物地層前后分別開展研究，3 個(gè)階段的受力如圖1所示。

圖 1 深水天然氣水合物鉆井導(dǎo)管噴射下入不同工況受力示意圖Fig. 1 Schematic force under different working conditions of jetting and lowering of drilling conductor in deepwater natural gas hydrate reservoirs

噴射到位后的導(dǎo)管一般會(huì)浸泡一段時(shí)間，保證土壤在受到擾動(dòng)后有一定時(shí)間的恢復(fù)，然后再進(jìn)行送入工具CADA 解鎖，此時(shí)導(dǎo)管受力情況如圖1(a)所示，表層導(dǎo)管、防沉板及送入工具的重力完全由導(dǎo)管側(cè)向摩擦力和端部承載力來承擔(dān)。表層套管固井作業(yè)一般采用固井管柱下入的方法進(jìn)行，固井階段導(dǎo)管受力情況如圖1(b)所示，此時(shí)固井水泥漿到達(dá)井眼底部尚未進(jìn)入導(dǎo)管與表層套管環(huán)空，井口承受載荷較大?？紤]水合物儲(chǔ)層埋藏較淺，表層套管下入深度淺，天然氣水合物試采井井身結(jié)構(gòu)比較特殊，土壤相對(duì)松散的特點(diǎn)，遇臺(tái)風(fēng)等緊急情況時(shí)，需要進(jìn)行隔水管緊急解脫，而此時(shí)井口和導(dǎo)管系統(tǒng)失去隔水管的上提作用，防噴器的重量會(huì)全部施加到井口和導(dǎo)管，此時(shí)導(dǎo)管受力情況如圖1(c)所示。BOP 和LMRP 緊急解脫需要考慮水合物地層鉆開前后兩種不同情況，鉆水合物層一般在下完?244.4 mm 生產(chǎn)套管作業(yè)之后，隨即進(jìn)行井口試壓，鉆?215.9 mm 井眼等工作。井眼打開后，鉆井液在壓力作用下迅速流入水合物地層，水合物原有穩(wěn)定狀態(tài)被破壞，分解產(chǎn)生水和天然氣，降低水合物地層的承載力，因此為保證鉆井導(dǎo)管的豎向安全，其豎向承載關(guān)系需要滿足式(10)。

式中，GL為導(dǎo)管豎向載荷，N；A 為剪切面的面積，m2。

2 導(dǎo)管豎向載荷與承載力計(jì)算

2.1 基礎(chǔ)數(shù)據(jù)

以中國南海某天然氣水合物噴射鉆井作業(yè)為例，作業(yè)海域水深約1 300 m，海水密度為1 025 kg/m3，導(dǎo)管外徑914.4 mm，上部導(dǎo)管壁厚38.1 mm，下部導(dǎo)管壁厚25.4 mm，表層套管外徑339.7 mm，表層套管壁厚15.9 mm；生產(chǎn)套管外徑244.4 mm；鉆井液密度1.100 g/cm3，固井水泥漿密度1.890 g/cm3；BOP重量1 700 kN，LMRP 重量2 000 kN，高壓井口頭尺寸為0.476 3 m，低壓井口尺寸為0.914 4 m，鉆桿外徑149.2 mm；噴射導(dǎo)管初始下入深度設(shè)計(jì)為90 m，根據(jù)實(shí)地測量確定水合物儲(chǔ)層基本參數(shù)見表1，不同噴射鉆井深度土壤的不排水抗剪強(qiáng)度見圖2。

表 1 水合物地層物性參數(shù)Table 1 Physical property parameters of hydrate formation

圖 2 土壤不排水抗剪強(qiáng)度Fig. 2 Undrained shear strength of soil

2.2 深水鉆井導(dǎo)管下深設(shè)計(jì)與承載力計(jì)算

2.2.1 噴射到位階段

導(dǎo)管噴射到位與CADA 解鎖階段，不同靜置時(shí)間下導(dǎo)管設(shè)計(jì)入泥深度與豎向承載力的關(guān)系如圖3所示，可以看出，在土壤靜置0.25 d 情況下，導(dǎo)管豎向載荷與承載力曲線在導(dǎo)管入泥深度11 m 處出現(xiàn)交點(diǎn)，隨著導(dǎo)管入泥深度的增加，土壤實(shí)時(shí)承載力將始終大于導(dǎo)管豎向載荷。因此，在噴射到位后與CADA 解鎖階段，當(dāng)導(dǎo)管的最小入泥深度為11 m 時(shí)，滿足噴射階段導(dǎo)管豎向承載力的要求。

圖 3 導(dǎo)管噴射到位與CADA 解鎖階段導(dǎo)管入泥深度與土壤實(shí)時(shí)承載力關(guān)系Fig. 3 Conductor’s driving depth and soil’s real-time bearing load in the stage of jetting to the pre-set position of conductor and CADA releasing

2.2.2 表層套管固井階段

通過計(jì)算，表層套管固井階段深水天然氣水合物鉆井導(dǎo)管入泥深度與土壤承載力的關(guān)系如圖4 所示。在相同導(dǎo)管入泥深度下，靜置時(shí)間越長，土壤實(shí)時(shí)承載力越強(qiáng)；按照施工時(shí)間安排，在靜置2.0 d 后，進(jìn)行表層套管固井，隨著導(dǎo)管入泥深度的增加，土壤實(shí)時(shí)承載力與井口載荷均呈增加趨勢，在導(dǎo)管入泥深度34 m 處兩條曲線相交。因此，入泥深度為34 m即可保證導(dǎo)管固井階段的豎向安全承載要求。

圖 4 套管固井階段導(dǎo)管入泥深度與土壤實(shí)時(shí)承載力關(guān)系Fig. 4 Conductor’s driving depth and real-time bearing load in the stage of casing cementing

2.2.3 BOP 和LMRP 緊急解脫階段

鉆井作業(yè)第9 d 需要鉆?215.9 mm 井眼，打開水合物地層?？紤]BOP 和LMRP 緊急脫離階段導(dǎo)管不同靜置時(shí)間，根據(jù)水合物地層抗剪切破壞準(zhǔn)則，通過式(1)、(2)和(10)聯(lián)立計(jì)算確定噴射導(dǎo)管入泥深度與導(dǎo)管豎向載荷和承載力的關(guān)系如圖5 所示，可以看出：當(dāng)鉆井作業(yè)第8 d 時(shí)進(jìn)行緊急撤離，導(dǎo)管設(shè)計(jì)深度80 m，可以滿足導(dǎo)管初始設(shè)計(jì)下深的要求；鉆井作業(yè)第9 d 時(shí)，雖然土壤恢復(fù)時(shí)間增加，但由于水合物層被鉆開，其物性發(fā)生變化，近井眼處部分水合物發(fā)生分解，因此土壤承載力急劇下降，導(dǎo)管下入深度需要在82 m 以上才能保證井口的豎向作業(yè)安全。但是當(dāng)土壤靜置時(shí)間為5 d 時(shí)，盡管沒有鉆開水合物層，但由于土壤恢復(fù)時(shí)間較短，導(dǎo)管設(shè)計(jì)下深不小于98 m 才能滿足導(dǎo)管不沉的作業(yè)要求。綜合水合物鉆井作業(yè)過程中導(dǎo)管噴射到位、表層套管固井、BOP 與LMRP 緊急解脫3 個(gè)階段導(dǎo)管安全下入深度，取其中最大值98 m 作為整個(gè)施工階段的最小設(shè)計(jì)入泥深度，方可保證整個(gè)鉆井周期內(nèi)鉆井導(dǎo)管滿足豎向安全承載的要求。

圖 5 緊急脫離階段導(dǎo)管入泥深度與土壤實(shí)時(shí)承載力關(guān)系Fig. 5 Conductor’s driving depth and real-time bearing load in the stage of urgent separation

3 地層安全承載計(jì)算

井口-導(dǎo)管穩(wěn)定性失效是天然氣水合物試采過程面臨的重大難題，其主要原因是由于水合物的分解開采導(dǎo)致地層失穩(wěn)。天然氣水合物層一般為未固結(jié)或半固結(jié)的砂巖或泥質(zhì)砂巖儲(chǔ)層，固相水合物充填于儲(chǔ)層孔隙空間，同時(shí)起到膠結(jié)和支撐作用。試采過程由于水合物分解導(dǎo)致儲(chǔ)層強(qiáng)度降低，極大地增加了近井眼儲(chǔ)層失穩(wěn)破壞的可能性，進(jìn)而導(dǎo)致上部井筒和水下井口的穩(wěn)定性失效。井壁失穩(wěn)有剪切破壞及拉伸破壞兩種形式，水合物地層往往是孔隙度較高的砂巖地層，剪切破壞導(dǎo)致的坍塌是其井壁失穩(wěn)的主要形式。水合物分解過程復(fù)雜，采用以下方法分析水合物分解過程的儲(chǔ)層力學(xué)特性。

針對(duì)實(shí)例水合物藏物性參數(shù)，基于TOUGH+HYDRATE 模擬器，通過耦合流體流動(dòng)、熱交換和動(dòng)力學(xué)過程，建立水合物降壓加熱開采模型，如圖6所示。通過求解水合物分解過程中的平衡動(dòng)力學(xué)模型和熱平衡方程，分析水合物地層各相飽和度分布、溫度、壓力、鹽濃度等重要的熱物理參數(shù)，確定水合物分解范圍，以及距離井眼不同位置水合物的飽和度。基于獲取的水合物地層的溫度、壓力和飽和度等數(shù)據(jù)，根據(jù)深水鉆井導(dǎo)管的井身結(jié)構(gòu)及導(dǎo)管下入深度，利用FLAC3D 建立水合物地層穩(wěn)定性數(shù)值分析模型(圖7)，計(jì)算隨水合物開采，近井眼處水合物地層的應(yīng)力狀態(tài)變化。

圖 6 水合物降壓加熱開采模型Fig. 6 Model of hydrate blowdown and heating exploitation

圖 7 水合物地層網(wǎng)格模型Fig. 7 Grid model of hydrate formation

南海某水合物藏原始物性參數(shù)見表1，基于TOUGH+HYDRATE，計(jì)算采用降壓加熱開采方式后水合物地層的物性參數(shù)。考慮天然氣水合物的試采周期，以30 d 為時(shí)間間隔，利用FLAC3D 分別計(jì)算試采時(shí)間為30 d、60 d、90 d、120 d 和150 d，近井眼0.2 m 位置的最大主應(yīng)力和最小主應(yīng)力，計(jì)算結(jié)果如表2 所示。

表 2 近井眼處水合物地層應(yīng)力值Table 2 Stress of hydrate formation near the well

由表2 可知，試采時(shí)間30 d 時(shí)有效最大主應(yīng)力為13.1 MPa，據(jù)式(6)計(jì)算此時(shí)有效最小主應(yīng)力為5.73 MPa。根據(jù)摩爾-庫倫破壞準(zhǔn)則，取當(dāng)δ＜1 時(shí)，地層未發(fā)生剪切破壞，當(dāng)δ＞1 時(shí)，地層發(fā)生剪切破壞。為保證試采作業(yè)安全，取安全系數(shù)0.8，根據(jù)計(jì)算，30 d 時(shí)δ=0.62，地層未發(fā)生剪切破壞，δ 隨開采時(shí)間變化曲線如圖8 所示。

圖 8 δ-時(shí)間關(guān)系曲線Fig. 8 δ-time relationship

由圖8 可知，水合物試采作業(yè)進(jìn)行60 d 時(shí)水合物地層不會(huì)發(fā)生失穩(wěn)，當(dāng)試采作業(yè)大于60 d 時(shí)，水合物儲(chǔ)層雖然未發(fā)生剪切破壞，但是已經(jīng)超過現(xiàn)場推薦的安全試采時(shí)間。因此為保證水合物地層的安全承載，建議水合物的安全試采時(shí)間不應(yīng)超過60 d。

4 結(jié)論

(1) 根據(jù)深水天然氣水合物海底層土壤的工程地質(zhì)特征，結(jié)合樁基理論，考慮現(xiàn)場施工作業(yè)不同的工況和作業(yè)參數(shù)，建立深水天然氣水合物鉆井過程中噴射導(dǎo)管豎向載荷與土壤承載力的計(jì)算模型。

(2)對(duì)水合物開采過程中導(dǎo)管噴射到位、表層套管固井、緊急脫離三個(gè)階段導(dǎo)管的豎向安全承載力進(jìn)行評(píng)估，確定BOP 和LMRP 緊急脫離是水合物開采的最危險(xiǎn)工況；綜合考慮鉆開水合物地層和水合物分解，鉆井液的入侵等情況，結(jié)合鉆井作業(yè)時(shí)間的因素，確定天然氣水合物鉆井作業(yè)周期內(nèi)導(dǎo)管入泥深度的推薦設(shè)計(jì)值。

(3) 基于TOUGH+HYDRATE 建立水合物降壓加熱試采模型，結(jié)合FLAC3D 建立試采作業(yè)的水合物地層穩(wěn)定性數(shù)值分析模型。研究表明：隨開采時(shí)間增加，水合物不斷分解，水合物地層承載能力逐漸減弱，為保證水合物試采作業(yè)安全，建議試采時(shí)間不應(yīng)超過60 d。