李慶超 張世闊 楊陽 李發(fā)旺 劉洋 犍昭琦

摘要：我國(guó)海域水合物儲(chǔ)量極大，但儲(chǔ)層通常埋藏淺、強(qiáng)度低、成巖性差，鉆井作業(yè)產(chǎn)生的擾動(dòng)會(huì)導(dǎo)致井眼坍塌失穩(wěn)，影響鉆井效率及安全。為此，以南海神狐海域SH2站位為例構(gòu)建了用于探討水合物儲(chǔ)層鉆井作業(yè)擾動(dòng)效應(yīng)的多場(chǎng)耦合數(shù)學(xué)模型，并通過鉆井液擾動(dòng)效應(yīng)試驗(yàn)對(duì)數(shù)學(xué)模型的適用性進(jìn)行了驗(yàn)證，同時(shí)探究了鉆井期間近井地帶溫度、孔隙壓力、水合物分解及井眼屈服失穩(wěn)狀況等的擾動(dòng)演化規(guī)律。研究發(fā)現(xiàn)：①鉆井液侵入對(duì)近井地帶溫度的擾動(dòng)要弱于其對(duì)孔隙壓力的影響，鉆井作業(yè)持續(xù)不到6 h就可使模型孔隙壓力被完全擾動(dòng)，而鉆井24 h僅使井周寬度1.18 m的地層溫度受到影響。②盡管研究工況下井周水合物最終分解范圍達(dá)0.408 m，但水合物在鉆井初期分解較快，隨著鉆井作業(yè)的持續(xù)才會(huì)逐漸變緩。③近井地帶物性參數(shù)主要受水合物分解影響，同時(shí)隨應(yīng)力變化而改變；水合物分解會(huì)使地層強(qiáng)度降低，但會(huì)使其孔滲性能得到顯著提高。④井周塑性屈服區(qū)域在鉆井過程中會(huì)以逐漸降低的速率向外擴(kuò)展，最終形成環(huán)繞井眼且長(zhǎng)軸沿最小水平主應(yīng)力方向的屈服橢圓，最終井眼擴(kuò)大率達(dá)45.96%。研究結(jié)果可為深入理解弱成巖水合物儲(chǔ)層鉆井井壁失穩(wěn)機(jī)制的探討提供理論支撐。

關(guān)鍵詞：弱成巖儲(chǔ)層；天然氣水合物；井壁穩(wěn)定；多場(chǎng)耦合；水合物分解；鉆井液擾動(dòng)；神狐海域

0 引 言

近年來，我國(guó)油氣資源的海外依存度逐年攀升，緊張的能源局勢(shì)亟需天然氣水合物等非常規(guī)油氣資源的補(bǔ)充和替代［1］。天然氣水合物是甲烷等氣體分子與水分子在低溫、高壓環(huán)境下形成的似冰狀晶體［2-3］。天然氣水合物全球分布范圍極廣，主要存在于陸上高寒凍土帶及水深超500 m的海底淺層［4］，儲(chǔ)量極其豐富。據(jù)估計(jì)，全球天然氣水合物中儲(chǔ)存的有機(jī)碳含量為煤炭等常規(guī)化石燃料中有機(jī)碳含量的2倍還多［5］。并且，我國(guó)海域天然氣水合物儲(chǔ)量約800億 t 油當(dāng)量［6］，其必將是我國(guó)未來重要的油氣接替能源。然而，我國(guó)海域天然氣水合物通常埋存于泥線以下300 m以內(nèi)淺層沉積物中［7］，膠結(jié)性和成巖性均極差［8］。鉆井過程中鉆井液侵入水合物層段井周地層時(shí)，近井地帶孔隙壓力和溫度均會(huì)因受鉆井液擾動(dòng)而出現(xiàn)不同程度地改變［9］。沉積物孔隙中天然氣水合物的穩(wěn)定性會(huì)隨之受到威脅［10］，進(jìn)而影響井壁和井周地層穩(wěn)定性［11］。

目前，國(guó)內(nèi)外針對(duì)水合物儲(chǔ)層鉆井過程中井壁及近井地帶響應(yīng)特征的相關(guān)研究已取得一定進(jìn)展。寧伏龍等［3，12］構(gòu)建了用于水合物儲(chǔ)層鉆井過程井壁穩(wěn)定性分析的流-固耦合模型，探究了鉆井液侵入對(duì)近井地帶應(yīng)力分布和水合物分解狀況的影響，開發(fā)了滿足水合物儲(chǔ)層鉆井作業(yè)需求的鉆井液防塌體系。R.FREIJ-AYOUB等［13］建立了水合物儲(chǔ)層井壁穩(wěn)定性分析的多場(chǎng)耦合數(shù)學(xué)模型，發(fā)現(xiàn)當(dāng)考慮鉆井液侵入時(shí)，井周屈服區(qū)域面積要比不考慮鉆井液侵入時(shí)高32%。朱淵等［14］分析了鉆井液溫度影響下的井周圍巖應(yīng)力分布，發(fā)現(xiàn)當(dāng)鉆井液與原始儲(chǔ)層間溫差小于2 ℃時(shí)，可以保持水合物儲(chǔ)層中井壁的穩(wěn)定。SUN J.X.等［15］分析了水合物儲(chǔ)層鉆井期間井周水合物分布和應(yīng)力狀態(tài)分布等特征的演化規(guī)律，認(rèn)為鉆井液溫度和鹽度是影響井周水合物分解的重要因素，且井周有效應(yīng)力的變化會(huì)導(dǎo)致井眼破壞。盡管當(dāng)前國(guó)內(nèi)外相關(guān)研究對(duì)于進(jìn)一步探討水合物儲(chǔ)層鉆井井壁失穩(wěn)規(guī)律有一定幫助，但仍存在如下問題：①目前針對(duì)水合物鉆井井壁失穩(wěn)研究相關(guān)的數(shù)學(xué)模型在構(gòu)建過程中滲流場(chǎng)、溫度場(chǎng)和相變場(chǎng)的耦合處理已較為完善，但三者與變形場(chǎng)的耦合方案不深入；②多數(shù)研究未將水合物分解對(duì)儲(chǔ)層物性參數(shù)的影響考慮在內(nèi)，井壁失穩(wěn)狀況被嚴(yán)重低估。

為此，筆者構(gòu)建了用于水合物儲(chǔ)層鉆井作業(yè)擾動(dòng)效應(yīng)分析的流-固-熱-化多場(chǎng)耦合數(shù)學(xué)模型，并基于鉆井液擾動(dòng)效應(yīng)試驗(yàn)對(duì)數(shù)學(xué)模型的適用性進(jìn)行了驗(yàn)證。同時(shí)，以南海北部神狐海域SH2站位為例，分析了鉆井作業(yè)對(duì)近井地帶溫度、壓力、水合物飽和度及井眼失穩(wěn)狀況等的擾動(dòng)演化規(guī)律，以期通過該研究為深入理解并完善南海弱成巖水合物儲(chǔ)層鉆井井壁失穩(wěn)機(jī)制提供理論支持。

李慶超，等：弱成巖水合物儲(chǔ)層鉆井作業(yè)擾動(dòng)效應(yīng)建模分析

1 工程背景及物理模型

南海北部神狐海域SH2站位水深達(dá)1 235 m，且天然氣水合物埋存于泥線以下190～220 m間厚度達(dá)30 m的沉積物中［16］。假設(shè)半徑為215.9 mm（81/2 in）的水平井井眼軸線沿最大水平主應(yīng)力方向，且井眼軸線深度為205 m。基于此，構(gòu)建了圖1所示的用于探究鉆井作業(yè)對(duì)水合物儲(chǔ)層擾動(dòng)效應(yīng)的物理模型。

由圖1可知，物理模型是邊長(zhǎng)為30 m的正方形平面應(yīng)變模型，模型Y方向?qū)挾日煤w整個(gè)水合物儲(chǔ)層厚度。同時(shí)，模型尺寸約為井眼的60倍，可有效避免模擬過程邊界效應(yīng)的影響?？紤]到模型尺寸較小，初始狀態(tài)下模型內(nèi)沉積物為各向同性材料，但模擬過程材料物性特征受水合物飽和度和有效應(yīng)力雙重影響。

2 擾動(dòng)效應(yīng)多場(chǎng)耦合數(shù)學(xué)模型

2.1 溫度場(chǎng)方程

忽略熱輻射的前提下，考慮水合物分解和鉆井液侵入對(duì)近井地帶溫度的影響，構(gòu)建了水合物儲(chǔ)層鉆井近井地帶溫度場(chǎng)方程［17］：

3 模型求解與驗(yàn)證

3.1 模型解耦求解

有限元法在多場(chǎng)耦合數(shù)學(xué)模型偏微分方程組數(shù)值求解方面優(yōu)勢(shì)明顯，可用于該數(shù)學(xué)模型的解耦求解。首先，基于虛位移原理，采用Galerkin法對(duì)模型各物理場(chǎng)控制方程分別在空間域上進(jìn)行離散求解，得到了相應(yīng)有限元弱積分離散格式。同時(shí)，基于全隱式差分方法，對(duì)除變形場(chǎng)方程外的其他物理場(chǎng)方程進(jìn)行時(shí)間域上的離散求解。最后，基于Matlab語言對(duì)解耦離散后的控制方程弱積分形式進(jìn)行編程求解。

3.2 適用性驗(yàn)證

3.2.1 鉆井液擾動(dòng)效應(yīng)試驗(yàn)

為驗(yàn)證數(shù)學(xué)模型的適用性，基于鉆井液對(duì)含水合物沉積物擾動(dòng)效應(yīng)試驗(yàn)系統(tǒng)（見圖2）開展了試驗(yàn)。該試驗(yàn)系統(tǒng)主要由鉆井液循環(huán)系統(tǒng)、聲波收發(fā)系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集和控制系統(tǒng)、低溫冷庫(kù)、高壓反應(yīng)筒和壓力控制系統(tǒng)等組成。冷庫(kù)溫度最低可達(dá)-50 ℃，滿足水合物生成的溫度要求。圖2中，高壓反應(yīng)筒是內(nèi)徑100 mm、長(zhǎng)度320 mm的圓筒狀空間結(jié)構(gòu)，筒殼上以沿軸向125 mm等間距安置3組探頭用以收發(fā)聲波信號(hào)。另外，高壓反應(yīng)筒中含水合物沉積物是根據(jù)南海神狐海域SH3站位巖樣粒度分析結(jié)果［22］人工配制而成，且沉積物中的甲烷水合物通過“氣過量法”原位合成。人造含水合物沉積物中水合物飽和度為0.432，滲透率為5.1 mD。

試驗(yàn)過程中，21.25 ℃的鉆井液在鉆井液循環(huán)系統(tǒng)作用下，以14.64 MPa的壓力持續(xù)流經(jīng)模擬井壁。高壓反應(yīng)筒內(nèi)沉積物溫度和壓力在試驗(yàn)過程中分別被控制為15.25 ℃和14.64 MPa。沉積物中甲烷水合物在試驗(yàn)中會(huì)不斷分解，探頭接收的聲波信號(hào)也會(huì)不斷發(fā)生變化。因此，通過不同探頭處聲波波速變化狀況進(jìn)行處理即可確定試驗(yàn)過程水合物分解前緣位置。

3.2.2 數(shù)模試驗(yàn)

參照鉆井液擾動(dòng)效應(yīng)試驗(yàn)中沉積物尺寸，構(gòu)建了如圖3所示的驗(yàn)證模型。模擬過程中，模擬井壁端施加14.64 MPa的壓力邊界條件和21.25 ℃的溫度邊界條件。另外，模型中還需要施加14.64 MPa的初始孔隙壓力、0.432的初始水合物飽和度及15.25 ℃的初始溫度。同時(shí)，含水合物沉積物滲透率設(shè)置為5.1 mD，導(dǎo)熱系數(shù)為1.5 W/（m·K），比熱容為1 950 J/（kg·K）。

表1給出了試驗(yàn)和模擬條件下水合物分解前緣位置對(duì)比結(jié)果。由表1可知，水合物分解到任意探頭位置模擬所需時(shí)間均稍長(zhǎng)于試驗(yàn)，但差別不大。水合物分解到探頭1時(shí)模擬所需時(shí)間比試驗(yàn)長(zhǎng)5.45 min。然而，對(duì)于探頭2和探頭3，模擬所需時(shí)間比試驗(yàn)分別僅長(zhǎng)7.77 min和25.51 min，遠(yuǎn)短于各自分析時(shí)長(zhǎng)。因此，表1結(jié)果說明，數(shù)學(xué)模型可用于水合物儲(chǔ)層鉆井作業(yè)擾動(dòng)效應(yīng)的分析研究。

4 水合物儲(chǔ)層鉆井作業(yè)擾動(dòng)效應(yīng)分析

4.1 模型離散及模擬所需參數(shù)

對(duì)圖1所示物理模型進(jìn)行了網(wǎng)格離散，得到了如圖4所示網(wǎng)格模型?？紤]到水合物分解等物理過程在鉆井過程中均發(fā)生在近井地帶，網(wǎng)格離散化時(shí)需對(duì)近井地帶做加密處理。最終，模型共包含14 400個(gè)可同時(shí)進(jìn)行滲流、傳熱、水合物分解及變形分析的網(wǎng)格單元。

模擬過程中，水合物儲(chǔ)層的物性特征設(shè)置如下：孔隙度為42.46%，導(dǎo)熱系數(shù)為1.5 W/（m·K），比熱容為1 900 J/（kg·K），骨架密度為2 500 g/cm3，水合物飽和度為0.432，滲透率為5.1 mD，初始溫度為13.25 ℃，最大水平主應(yīng)力為2.327 MPa，最小水平主應(yīng)力為2.327 MPa，垂向主應(yīng)力為3.025 MPa，初始內(nèi)聚力為1.50 MPa，初始內(nèi)摩擦角為23.5，初始彈性模量為625 MPa，初始泊松比為0.30，孔隙壓力為14.44 MPa。另外，鉆井液的溫度和壓力分別為25.25 ℃和14.20 MPa，鉆井時(shí)長(zhǎng)為24 h。

4.2 鉆井作業(yè)對(duì)井周溫度和壓力的擾動(dòng)

鉆井作業(yè)對(duì)水合物儲(chǔ)層的擾動(dòng)首先表現(xiàn)為其對(duì)近井地帶溫度和孔隙壓力的影響。為此，圖5給出了不同工況下近井地帶溫度（見圖5a）和孔隙壓力（見圖5b）沿路徑AB的分布演化曲線。由圖5a可以看出，鉆井作業(yè)對(duì)近井地帶溫度的擾動(dòng)會(huì)隨鉆井作業(yè)的持續(xù)而逐漸變?nèi)?。鉆井開始6 h后，溫度擾動(dòng)前緣已距井壁0.73 m。但是，隨后18 h的鉆井作業(yè)僅使溫度擾動(dòng)前緣向外推進(jìn)了0.45 m，最終到達(dá)距井壁1.18 m的位置。究其原因可歸結(jié)為如下2方面：①傳熱過程中距井壁越遠(yuǎn)處溫度越低，傳熱動(dòng)力越弱；②水合物分解需消耗大量熱量，會(huì)進(jìn)一步削弱傳熱進(jìn)程。

對(duì)比圖5a和圖5b可清晰發(fā)現(xiàn)，鉆井作業(yè)對(duì)近井地帶溫度的擾動(dòng)要明顯弱于其對(duì)孔隙壓力的影響。鉆井作業(yè)開始不到6 h就已使模型任意位置處孔隙壓力被擾動(dòng)。盡管如此，模型任意位置處孔隙壓力仍會(huì)在隨后鉆井過程中因受鉆井液繼續(xù)侵入影響而持續(xù)變化。另外，數(shù)學(xué)模型中用相平衡壓力與孔隙壓力間的差值來確定水合物的穩(wěn)定性和飽和度見式（6）。任意位置處peq-p為正值時(shí)表示水合物存在分解風(fēng)險(xiǎn);而當(dāng)peq-p為負(fù)值時(shí)則說明水合物是穩(wěn)定的。圖6給出了peq-p沿路徑AB的分布演化曲線。由圖6可發(fā)現(xiàn)，研究工況下近井地帶水合物穩(wěn)定性會(huì)受到威脅，鉆井結(jié)束時(shí)井周寬約56.33 cm范圍內(nèi)的水合物存在分解風(fēng)險(xiǎn)。并且，水合物存在分解風(fēng)險(xiǎn)的區(qū)域會(huì)隨鉆井作業(yè)而不斷擴(kuò)展，只是擴(kuò)展速度會(huì)越來越慢。

4.3 鉆井作業(yè)對(duì)水合物穩(wěn)定性的影響

盡管圖6可粗略判斷井周水合物存在分解風(fēng)險(xiǎn)的區(qū)域，但實(shí)際分解范圍需進(jìn)一步的定量探究。圖7給出了井周水合物分解演化狀況?；趫D7a中水合物飽和度分布曲線，近井地帶由井壁向外依次被劃分為完全分解區(qū)、分解過渡區(qū)和未分解區(qū)3部分。完全分解區(qū)和未分解區(qū)內(nèi)水合物飽和度分別為0和0.432，而分解過渡區(qū)內(nèi)水合物飽和度則在0和0.432之間連續(xù)分布，且其寬度基本不變。定義完全分解區(qū)與分解過渡區(qū)交界為分解前緣。圖7b給出了水合物分解前緣演化關(guān)系曲線。由圖7b可看出，盡管水合物分解范圍在鉆井過程中會(huì)逐漸擴(kuò)大，但水合物分解卻會(huì)逐漸變?nèi)?。?dāng)鉆井作業(yè)開始6 h后，水合物分解范圍僅為0.163 m。然而，隨后18 h的鉆進(jìn)作業(yè)僅使水合物分解前緣向前推進(jìn)了0.245 m，最終到達(dá)距井壁0.408 m的位置。鉆井過程水合物分解逐漸變?nèi)踔饕倾@井液向地層的傳熱效應(yīng)變?nèi)?，?dǎo)致溫度擾動(dòng)區(qū)域向前推進(jìn)變慢所致。

鉆井過程井周水合物分解氣侵入井筒會(huì)影響井筒流動(dòng)，威脅鉆井安全。為此，圖8給出了鉆井過程水合物分解氣氣侵量及氣侵速率演化關(guān)系曲線。對(duì)比圖7b和圖8可發(fā)現(xiàn)，水合物分解前緣和氣侵量演化曲線重合度極高，說明鉆井過程水合物分解氣多數(shù)會(huì)以侵入氣形式進(jìn)入井筒。同時(shí)，由圖8還可以看出，水合物分解氣會(huì)以逐漸降低的速率侵入井筒，這主要是井周水合物分解在鉆井過程中會(huì)逐漸變緩所致。鉆井過程最高氣侵速率為68.65 m3/h，出現(xiàn)在鉆井作業(yè)開始后的0.3 h，且單位長(zhǎng)度井筒最終累計(jì)氣侵量達(dá)211.84 m3。盡管最終氣侵速率僅為1.93 m3/h，但211.84 m3的氣侵量足以改變井筒中鉆井液流動(dòng)形態(tài)，對(duì)井筒流動(dòng)安全構(gòu)成威脅。然而，水合物分解氣侵入井筒對(duì)鉆井液流動(dòng)的影響不屬于本研究范圍，對(duì)此不展開論述。

4.4 近井地帶物性響應(yīng)特征

圖9給出了鉆井作業(yè)結(jié)束時(shí)近井地帶各物性特征參數(shù)分布云圖。由圖9可知，近井地帶各物性參數(shù)總體主要受水合物飽和度變化影響，且大致按完全分解區(qū)、分解過渡區(qū)和未分解區(qū)分布，受應(yīng)力變化影響相對(duì)較弱。盡管如此，不同類型物性特征參數(shù)受鉆井過程水合物飽和度和應(yīng)力變化影響存在差異。

由圖9a和圖9b看來，鉆井過程井周水合物分解會(huì)導(dǎo)致近井地帶地層強(qiáng)度和和膠結(jié)性變?nèi)?，但局部?yīng)力集中卻會(huì)在一定程度上使其增強(qiáng)。以內(nèi)聚力為例，水合物分解使完全分解區(qū)內(nèi)聚力由1.5 MPa變?yōu)?.3 MPa，降幅達(dá)80%。然而，未分解區(qū)部分地層內(nèi)聚力卻因受應(yīng)力集中影響由1.5 MPa變?yōu)?.8 MPa，增幅為20%。彈性模量等其余力學(xué)參數(shù)存在類似趨勢(shì)。這是由于水合物作為孔隙填充物可將骨架顆粒進(jìn)一步粘接，并可在一定程度上分擔(dān)地層骨架應(yīng)力，提高地層抗變形能力。同時(shí)，鉆井過程井周應(yīng)力集中使地層更為壓實(shí)，地層強(qiáng)度和膠結(jié)性會(huì)進(jìn)一步得到增強(qiáng)。

由圖9c和圖9d可發(fā)現(xiàn)，水合物作為孔隙填充物因受鉆井?dāng)_動(dòng)而分解會(huì)使地層孔隙空間變大，滲透性提高，利于后續(xù)分解氣開發(fā)。受水合物分解影響，完全分解區(qū)地層孔隙度由23.22%變?yōu)?2.26%，增幅達(dá)81.99%；地層滲透率也由5.1 mD變?yōu)?25.85 mD，提高近24倍。另外，鉆井過程井周應(yīng)力集中會(huì)壓實(shí)地層，在一定程度上導(dǎo)致地層孔隙度和滲透率降低，但影響遠(yuǎn)小于水合物分解的影響。

4.5 井眼屈服失穩(wěn)特征

鉆井過程中近井地帶應(yīng)力變化及水合物分解會(huì)通過改變地層物性特征而影響井眼穩(wěn)定。為此，屈服即失穩(wěn)的約定下，圖10給出了水平井鉆井期間井周屈服失穩(wěn)區(qū)演化云圖。由圖10可發(fā)現(xiàn)，鉆井作業(yè)開始0.13 h后，最小水平主應(yīng)力方向的井壁下方C點(diǎn)會(huì)首先出現(xiàn)塑性屈服（見圖10a），并在此之后屈服范圍沿徑向和周向同時(shí)由該點(diǎn)向外擴(kuò)展（見圖10b），屈服失穩(wěn)區(qū)域逐漸擴(kuò)大（見圖10c、圖10d）。鉆井作業(yè)12 h后塑性屈服區(qū)域已繞井眼形成塑性貫通區(qū)，形成長(zhǎng)軸沿最小水平主應(yīng)力方向的屈服橢圓（見圖10e），之后井周屈服橢圓繼續(xù)擴(kuò)大直至鉆井結(jié)束（見圖10f）。

為量化水合物儲(chǔ)層鉆井期間井眼失穩(wěn)演化規(guī)律，將井眼擴(kuò)大率定義為井周屈服區(qū)域面積與井眼截面積的比值。鉆井初期，鉆井作業(yè)擾動(dòng)效應(yīng)劇烈，井周水合物分解極快，近井地帶強(qiáng)度軟化區(qū)擴(kuò)展迅速，井眼擴(kuò)大率在鉆井作業(yè)持續(xù)12 h后迅速增大為35.67%。之后的鉆井過程中鉆井液擾動(dòng)效應(yīng)逐漸變?nèi)?，井周水合物分解放緩，近井地帶?qiáng)度受水合物分解而軟化的區(qū)域向外擴(kuò)展逐漸變慢。隨后12 h的鉆井作業(yè)僅使井眼擴(kuò)大率增大10.29%，最終達(dá)到45.96%。盡管如此，在合理范圍內(nèi)提高機(jī)械鉆速，盡可能縮短鉆井液浸泡時(shí)間是防止不可控井眼坍塌事故發(fā)生的有效方法。

5 結(jié) 論

（1）以南海神狐海域SH2站位為背景，弱成巖水合物儲(chǔ)層鉆井過程水合物分解模擬結(jié)果與鉆井液擾動(dòng)效應(yīng)試驗(yàn)結(jié)果匹配良好，證明水合物儲(chǔ)層鉆井作業(yè)擾動(dòng)效應(yīng)分析流-固-熱-化多場(chǎng)耦合數(shù)學(xué)模型適用于鉆井過程近井地帶水合物相變分解及井壁失穩(wěn)等相關(guān)模擬分析。

（2）水合物儲(chǔ)層鉆井作業(yè)對(duì)近井地帶溫度的擾動(dòng)要遠(yuǎn)弱于其對(duì)孔隙壓力的影響。研究工況下，模型內(nèi)任意位置處孔隙壓力在鉆井作業(yè)開始不足6 h時(shí)就已被擾動(dòng)，而鉆井結(jié)束時(shí)近井地帶溫度受鉆井作業(yè)影響的范圍卻僅為1.18 m。

（3）水合物分解劇烈程度在鉆井不同時(shí)刻存在差異，鉆井初期水合物分解較為劇烈，分解范圍在鉆井開始6 h時(shí)就已達(dá)0.163 m。但是，之后18 h的鉆井作業(yè)中水合物分解逐漸變?nèi)?，最終的分解前緣距井壁0.408 m。

（4）鉆井過程中近井地帶水合物儲(chǔ)層物性特征參數(shù)同時(shí)取決于井周水合物分解和應(yīng)力分布狀況，但主要受水合物分解影響。水合物分解會(huì)降低儲(chǔ)層強(qiáng)度，但卻會(huì)使儲(chǔ)層孔滲特性得到顯著提高。然而，井周應(yīng)力集中會(huì)使儲(chǔ)層更為壓實(shí)，強(qiáng)度得到微弱提高，而滲透性卻有所降低。

（5）鉆井過程井周屈服坍塌首先出現(xiàn)在最小水平主應(yīng)力方向井壁下方一點(diǎn)的位置，并在隨后鉆井過程中沿軸向和徑向擴(kuò)展，最終形成繞井眼且長(zhǎng)軸沿最小水平主應(yīng)力方向的屈服坍塌橢圓，井眼擴(kuò)大率可達(dá)45.96%。

參考文獻(xiàn)：

［1］ 高德利．深海天然氣及其水合物開發(fā)模式與鉆采技術(shù)探討［J］．天然氣工業(yè)，2020，40（8）：169-176．

GAO D L.Discussin on development modes and engineering techniques for deepwater natural gas and its hydrates［J］.Natural Gas Industry，2020，40（8）：169-176.

［2］ 劉昌嶺，郝錫犖，孟慶國(guó)，等．氣體水合物基礎(chǔ)特性研究進(jìn)展［J］．海洋地質(zhì)前沿，2020，36（9）：1-10．

LIU C L，HAO X L，MENG Q G，et al.Research progress in basic characteristics of gas hydrate［J］.Marine Geology Frontiers，2020，36（9）：1-10.

［3］ 寧伏龍．天然氣水合物地層井壁穩(wěn)定性研究［D］．武漢：中國(guó)地質(zhì)大學(xué)，2005．

NING F L.Research on wellbore stability in gas hydrae formation［D］.Wuhan：China University of Geosciences，2005.

［4］ MUSAKAEV N G，KHASANOV M K，BORODIN S L.The mathematical model of the gas hydrate deposit development in permafrost［J］.International Journal of Heat and Mass Transfer，2018，118：455-461.

［5］ 王帥．天然氣水合物降壓與注熱聯(lián)合開采數(shù)值模擬［D］．太原：太原理工大學(xué)，2018．

WANG S.Numerical simulation of depressurization and injection heat combination method of natural gas hydrate［D］.Taiyuan：Taiyuan University of Technology，2018.

［6］ ZHOU S W，ZHAO J Z，LI Q P，et al.Optimal design of the engineering parameters for the first global trial production of marine natural gas hydrates through solid fluidization［J］.Natural Gas Industry B，2018，5（2）：118-131.

［7］ 熊超，劉力，徐小龍，等．隔熱套管抑制水合物地層分解規(guī)律研究［J］．石油機(jī)械，2021，49（3）：65-71．

XIONG C，LIU L，XU X L，et al.Research on insulation casing inhibiting the decomposition of hydrate formation［J］.China Petroleum Machinery，2021，49（3）：65-71.

［8］ 張懷文．南海北部天然氣水合物開采出砂風(fēng)險(xiǎn)評(píng)價(jià)［D］．青島：中國(guó)石油大學(xué)（華東），2018．

ZHANG H W.Risk assessment of sand production for natural gas hydrate exploitation in the Northern South China Sea［D］.Qingdao：China University of Petroleum （East China），2018.

［9］ 李令東，程遠(yuǎn)方，周建良，等．深水鉆井天然氣水合物地層井壁穩(wěn)定流固耦合數(shù)值模擬［J］．中國(guó)海上油氣，2012，24（5）：40-45，49．

LI L D，CHENG Y F，ZHOU J L，et al.Fluid-solid coupling numerical simulation on wellbore stability in gas-hydrate-bearing sediments during deep water drilling［J］.China Offshore Oil and Gas，2012，24（5）：40-45，49.

［10］ LI Q C，CHENG Y F，LI Q，et al.Investigation method of borehole collapse with the multi-field coupled model during drilling in clayey silt hydrate reservoirs［J］.Frattura ed Integrità Strutturale，2018，12（45）：86-99.

［11］ YAN C L，REN X，CHENG Y F，et al.Geomechanical issues in the exploitation of natural gas hydrate［J］.Gondwana Research，2020，81：403-422.

［12］ NING F L，WU N Y，YU Y B，et al.Invasion of drilling mud into gas-hydrate-bearing sediments.Part Ⅱ：effects of geophysical properties of sediments［J］.Geophysical Journal International，2013，193（3）：1385-1398.

［13］ FREIJ-AYOUB R，TAN C E，CLENNELL B，et al.A wellbore stability model for hydrate bearing sediments［J］.Journal of Petroleum Science and Engineering，2007，57（1/2）：209-220.

［14］ 朱淵，陳國(guó)明，張若昕．鉆井液溫度影響下天然氣水合物井壁穩(wěn)定性安全評(píng)估［J］．安全與環(huán)境學(xué)報(bào)，2018，18（6）：2131-2135．

ZHU Y，CHEN G M，ZHANG R X.Safety evaluation on the wellbore stability of the gas hydrate due to the temperature of drilling fluid［J］.Journal of Safety and Environment，2018，18（6）：2131-2135.

［15］ SUN J X，NING F L，LEI H W，et al.Wellbore stability analysis during drilling through marine gas hydrate-bearing sediments in Shenhu area：a case study［J］.Journal of Petroleum Science and Engineering，2018，170：345-367.

［16］ 梁維興，婁敏．深水立管油包水乳化液天然氣水合物相變預(yù)測(cè)［J］．石油機(jī)械，2020，48（12）：79-86．

LIANG W X，LOU M.Phase transition prediction of water-in-oil emulsion natural gas hydrate in deepwater riser［J］.China Petroleum Machinery，2020，48（12）：79-86.

［17］ 劉春花，郝忠獻(xiàn)，劉新福，等．致密氣水合物相平衡動(dòng)態(tài)模型及其熱力學(xué)特性［J］．石油機(jī)械，2021，49（9）：85-91．

LIU C H，HAO Z X，LIU X F，et al.Phase equilibrium dynamic model and thermodynamic behavior of tight gas hydrate［J］.China Petroleum Machinery，2021，49（9）：85-91.

［18］ 李慶超，王威，王義頃，等．水合物儲(chǔ)層鉆井水合物分解及井眼坍塌分析［J］．石油機(jī)械，2021，49（6）：43-50.

LI Q C，WANG W，WANG Y Q，et al.Hydrate dissociation and wellbore collapse analysis in hydrate reservoir drilling［J］.China Petroleum Machinery，2021，49（6）：43-50.

［19］ KIM H C，BISHNOI P R，HEIDEMANN R A，et al.Kinetics of methane hydrate decomposition［J］.Chemical Engineering Science，1987，42（7）：1645-1653.

［20］ KAMATH V A，MUTALLK P N，SIRA J H，et al.Experimental study of brine injection and depressurization methods for dissociation of gas hydrates［J］.SPE Formation Evaluation，1991，6（4）：477-484.

［21］ LI Q C，CHENG Y F，LI Q，et al.Development and verification of the comprehensive model for physical properties of hydrate sediment［J］.Arabian Journal of Geosciences，2018，11（12）：325.

［22］ SAKAMOTO Y，KOMAI T，KAWAMURA T，et al.Laboratory-scale experiment of methane hydrate dissociation by hot-water injection and numerical analysis for permeability estimation in reservoir：part 1-numerical study for estimation of permeability in methane hydrate reservoir［J］.International Journal of Offshore and Polar Engineering，2007，17（1）：47-56.