極地凍土低溫力學(xué)特性及井眼坍塌風(fēng)險(xiǎn)分析*

周曉暉，蘇義腦，程遠(yuǎn)方，李慶超

(1.中國(guó)石油大學(xué)(華東) 石油工程學(xué)院，山東 青島 266580； 2.河南理工大學(xué) 能源科學(xué)與工程學(xué)院，河南 焦作 454000)

0 引言

美國(guó)地質(zhì)調(diào)查局(USGS)在2009年對(duì)北極圈以內(nèi)地區(qū)的油氣資源進(jìn)行科學(xué)評(píng)估，發(fā)現(xiàn)該區(qū)域油氣資源量極其豐富，蘊(yùn)藏有全球約30%的天然氣已探明儲(chǔ)量和約13%的石油已探明儲(chǔ)量[1-3]，開發(fā)前景極好。盡管北極地區(qū)油氣資源量極為豐富，但考慮到該區(qū)域永久凍土層為溫度敏感性地層[4-5]，鉆井過程中鉆井液在井筒中不斷循環(huán)會(huì)使其溫度不斷升高從而導(dǎo)致井周凍土層的融化[6-7]及其強(qiáng)度的降低[8-9]，并加劇井壁的失穩(wěn)狀況進(jìn)而威脅鉆井作業(yè)安全[10-11]。因此，開展與極地凍土層力學(xué)特性及其影響因素相關(guān)研究和分析對(duì)于維持極地凍土層鉆井過程井壁的穩(wěn)定意義重大。

目前，國(guó)內(nèi)關(guān)于極地凍土低溫力學(xué)特性的相關(guān)研究已取得一定進(jìn)展[12-14]，并對(duì)凍土層油氣開發(fā)過程工程地質(zhì)力學(xué)問題的分析研究有一定幫助。路貴林[12]開展多年凍土區(qū)凍土在高溫下的力學(xué)特性實(shí)驗(yàn)研究，同時(shí)揭示高溫條件下凍土強(qiáng)度的發(fā)揮機(jī)制；薛楠[13]對(duì)吉林地區(qū)的季凍土進(jìn)行預(yù)凍融和正凍融實(shí)驗(yàn)研究，闡述凍融循環(huán)效應(yīng)對(duì)粉砂凍工程性質(zhì)的影響。盡管如此，考慮到永久凍土的取樣和保存均較難，導(dǎo)致低溫條件下永久凍土的力學(xué)特性研究尚不夠深入。另外，國(guó)內(nèi)關(guān)于凍土儲(chǔ)層鉆井井眼坍塌風(fēng)險(xiǎn)的分析研究也僅停留在井筒傳熱和失穩(wěn)規(guī)律分析層面，井壁失穩(wěn)相關(guān)機(jī)制的深入分析仍不足[14-16]。同時(shí)，極地凍土儲(chǔ)層埋藏較深，復(fù)雜地應(yīng)力狀況下井眼穩(wěn)定性狀況更為復(fù)雜[17]。相比于國(guó)內(nèi)，國(guó)外已經(jīng)開始與凍土井眼完整性相關(guān)的數(shù)值模擬研究工作。Sohail[18]在對(duì)極地凍土力學(xué)特性進(jìn)行深入實(shí)驗(yàn)研究的基礎(chǔ)上，利用有限元法分析不同工況下套管的變形與穩(wěn)定，推動(dòng)極地凍土層油氣開發(fā)設(shè)計(jì)。盡管如此，國(guó)內(nèi)外針對(duì)極地凍土井壁坍塌失穩(wěn)的致災(zāi)機(jī)理仍較為模糊，對(duì)其開展深入研究可為極地凍土油氣開發(fā)井壁穩(wěn)定的維持提供理論和技術(shù)保障。

為此，本文對(duì)凍土巖樣開展低溫三軸力學(xué)特性實(shí)驗(yàn)研究，并對(duì)永久凍土區(qū)鉆井過程中井周冰的分解和井周近井地帶屈服失穩(wěn)演化規(guī)律進(jìn)行探討，為完善凍土鉆井過程井壁失穩(wěn)機(jī)制提供參考和支持。

1 凍土巖樣礦物分析

極地凍土低溫力學(xué)特性實(shí)驗(yàn)的研究對(duì)象本應(yīng)取自北極圈的永久凍土，但目前北極凍土直接取樣實(shí)施相對(duì)困難。考慮到我國(guó)東北大小興安嶺的凍土區(qū)是歐亞大陸多年凍土區(qū)的延續(xù)，因此，本文在我國(guó)黑龍江漠河市的多年凍土層鉆取凍土土樣代替極地凍土作為實(shí)驗(yàn)材料，部分凍土樣品如圖1所示，取樣點(diǎn)坐標(biāo)為(N122.88,W53.29)。

圖1 凍土取樣照片F(xiàn)ig.1 Photo of frozen soil sampling

礦物成分與組成會(huì)影響到巖土的力學(xué)特性。因此，為進(jìn)一步了解凍土土樣的礦物組成，對(duì)凍土巖樣進(jìn)行全巖礦物分析，分析結(jié)果如圖2所示。由圖2可知，凍土土樣礦物主要成分包括石英、鉀長(zhǎng)石、斜長(zhǎng)石、鐵白云石、閃石以及黏土礦物。黏土礦物以伊蒙混層為主要成分。通過礦物含量對(duì)比可以看出長(zhǎng)石和黏土含量占69.8%，而石英含量為30.2%，故凍土中較高的黏土成分易導(dǎo)致不可控井壁失穩(wěn)狀況的發(fā)生。

圖2 凍土土樣全巖礦物分析結(jié)果Fig.2 Analysis results of whole rock mineral on frozen soil samples

2 低溫力學(xué)三軸實(shí)驗(yàn)

2.1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

因凍土巖樣在高溫下極易融化，而在低溫環(huán)境下卻較為穩(wěn)定的特點(diǎn)，故三軸力學(xué)特性實(shí)驗(yàn)需要在低溫環(huán)境下開展。為此，凍土的力學(xué)特性實(shí)驗(yàn)采用如圖3所示的凍土低溫力學(xué)特性三軸實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)。該系統(tǒng)主要由低溫冷庫(kù)、數(shù)據(jù)采集和控制系統(tǒng)、低溫三軸力學(xué)實(shí)驗(yàn)機(jī)和圍壓加載系統(tǒng)等組成。其中，低溫冷庫(kù)和低溫三軸實(shí)驗(yàn)機(jī)是實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)的核心組成部分。

圖3 凍土低溫力學(xué)特性三軸實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意Fig.3 Schematic diagram for triaxial experimental system on low-temperature mechanical properties of frozen soil

低溫冷庫(kù)主要由冷庫(kù)和制冷設(shè)備組成，冷庫(kù)為4.0 m×2.5 m×3.0 m的保溫空間，而制冷設(shè)備則采用嵊州金豪制冷設(shè)備有限公司的DJ-7.3/40型制冷機(jī)，可以在-50 ℃與室溫之間設(shè)置環(huán)境溫度。低溫三軸實(shí)驗(yàn)機(jī)精度為±1%，最大軸壓可加載到100 kN，最大圍壓可加載到40 MPa，完全滿足本文實(shí)驗(yàn)要求。另外，巖樣周圍安置2個(gè)分別用于測(cè)量巖樣軸向和徑向變形的應(yīng)變片，最大變形測(cè)量范圍為4 mm；軸向加壓活塞安裝有測(cè)量軸壓的傳感器。在數(shù)據(jù)采集和控制系統(tǒng)的控制作用下，實(shí)驗(yàn)過程中的應(yīng)力和應(yīng)變數(shù)據(jù)會(huì)以5 min的時(shí)間頻率被自動(dòng)采集和保存。

2.2 實(shí)驗(yàn)流程

凍土的三軸力學(xué)特性實(shí)驗(yàn)可分為以下2個(gè)步驟：

1)土樣重塑。首先稱50.00 g搗碎過篩的原始土樣，并量取所需質(zhì)量的蒸餾水與土樣充分混合后填于制樣工具中。在此期間，打開冷庫(kù)并調(diào)節(jié)至實(shí)驗(yàn)所需溫度。土樣重塑使用低溫三軸實(shí)驗(yàn)機(jī)并采用單向壓縮方法實(shí)現(xiàn)，壓制力需要根據(jù)上覆巖層壓力確定。為保證實(shí)驗(yàn)所用凍土巖樣含水率，重塑土樣需做抽真空處理。

2)低溫三軸力學(xué)實(shí)驗(yàn)。待巖樣壓制成功后，將凍土巖樣安置到三軸實(shí)驗(yàn)機(jī)上，同時(shí)開啟液壓油泵以1 MPa/min的加載速率使圍壓升至相應(yīng)深度所對(duì)應(yīng)的數(shù)值，維持該狀態(tài)6 h使巖樣內(nèi)水完全結(jié)冰。之后，以0.25 mm/min加載速率進(jìn)行軸向載荷加載，直至巖心承受載荷超過峰值強(qiáng)度發(fā)生剪切破壞。

2.3 實(shí)驗(yàn)方案及材料

本文模擬凍土層的溫度和壓力環(huán)境，并開展凍土巖樣在不同溫度和圍壓下的16組低溫力學(xué)三軸實(shí)驗(yàn)，得到多組低溫三軸應(yīng)力-應(yīng)變曲線和彈性模量、泊松比等力學(xué)特性參數(shù)。實(shí)驗(yàn)方案及相應(yīng)巖樣尺寸見表1。

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 凍土應(yīng)力-應(yīng)變曲線特征

應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線是研究巖土力學(xué)特性的基本數(shù)據(jù)。為此，當(dāng)環(huán)境溫度為-10 ℃時(shí)，凍土巖樣在無圍壓條件下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖4所示。由圖4可知，凍土的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線可被劃分為壓密階段、彈性階段和屈服階段3個(gè)不同的階段。

圖4中凍土低溫三軸應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線與典型巖石的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線有所不同。典型的巖石應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線具有明顯的屈服強(qiáng)度和峰值強(qiáng)度，同時(shí)峰后會(huì)常見脆性破壞。然而，圖4所示凍土應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線雖有明顯的彈性階段和屈服強(qiáng)度，但無明顯的峰值強(qiáng)度，也不存在脆性破壞。因此，提出極限抗壓強(qiáng)度(極限強(qiáng)度)這一概念用以表征凍土的承壓能力。經(jīng)計(jì)算，圖4所示工況下凍土巖樣彈性模量為703 MPa，泊松比為0.35，極限強(qiáng)度為2.75 MPa。

表1 實(shí)驗(yàn)方案及相應(yīng)巖樣尺寸Table 1 Experiment schemes and corresponding sample sizes

圖4 凍土在-10 ℃和無圍壓下的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線Fig.4 Stress-strain curve of frozen soil under temperature of -10 ℃ and without confining pressure

3.2 極限強(qiáng)度

為方便開展凍土鉆井井壁屈服失穩(wěn)狀況的后續(xù)研究，探討實(shí)驗(yàn)溫度和圍壓對(duì)凍土極限強(qiáng)度的影響。得出永久凍土在不同實(shí)驗(yàn)溫度和不同圍壓下的極限強(qiáng)度，如圖5所示。由圖5可知，凍土的極限強(qiáng)度在任意圍壓下均會(huì)隨著實(shí)驗(yàn)溫度的降低而以冪函數(shù)形式逐漸提高。以圍壓3.0 MPa為例，當(dāng)實(shí)驗(yàn)溫度由-5 ℃降低到-25 ℃時(shí)極限強(qiáng)度會(huì)由5.12 MPa升高到11.56 MPa，增幅達(dá)125.78%；任意圍壓下當(dāng)實(shí)驗(yàn)溫度高于-10 ℃時(shí)凍土極限強(qiáng)度隨實(shí)驗(yàn)溫度的降低而提高較快，但當(dāng)實(shí)驗(yàn)溫度低于-10 ℃時(shí)凍土極限強(qiáng)度隨實(shí)驗(yàn)溫度降低的提高程度比高于-10 ℃時(shí)有所減緩，且圍壓越高這種狀況越明顯。產(chǎn)生這種現(xiàn)象的原因主要是當(dāng)溫度降低時(shí)，凍土中對(duì)其強(qiáng)度起弱化作用的未凍水會(huì)逐漸發(fā)生相變形成孔隙冰，同時(shí)孔隙冰與凍土土粒接觸處的膠結(jié)作用會(huì)逐漸增強(qiáng)，這都會(huì)導(dǎo)致凍土黏聚力迅速提高，從而使得凍土極限強(qiáng)度明顯增大。并且，在溫度逐漸降低過程中孔隙冰已經(jīng)逐漸形成，凍土極限強(qiáng)度也會(huì)受溫度降低的影響逐漸減弱。

圖5 溫度和圍壓對(duì)凍土極限強(qiáng)度的影響Fig.5 Influence of temperature and confining pressure on ultimate strength of frozen soil

由圖5還可知，任意實(shí)驗(yàn)溫度下凍土極限強(qiáng)度均同樣會(huì)隨圍壓的增大而提高，以實(shí)驗(yàn)溫度-15 ℃為例，實(shí)驗(yàn)過程中當(dāng)圍壓為0 MPa時(shí)極限強(qiáng)度僅為2.98 MPa，而當(dāng)圍壓提高到4.5 MPa時(shí)極限強(qiáng)度變?yōu)?1.26 MPa，為0 MPa圍壓下極限強(qiáng)度的3.78倍；極限強(qiáng)度隨圍壓增長(zhǎng)趨勢(shì)在圍壓3.0 MPa前后存在差異，以實(shí)驗(yàn)溫度-15 ℃為例，當(dāng)圍壓小于3.0 MPa時(shí)極限強(qiáng)度隨圍壓的提高速度為2.18 MPa/MPa，而當(dāng)圍壓高于3.0 MPa時(shí)極限強(qiáng)度隨圍壓的提高速度降為1.17 MPa/MPa。這是因?yàn)閮鐾林锌紫侗鶗?huì)隨著圍壓的增大出現(xiàn)壓融效應(yīng)，冰的融化會(huì)導(dǎo)致孔隙冰與凍土顆粒間的膠結(jié)作用減弱，使得凍土強(qiáng)度隨圍壓的增大而有所降低，而當(dāng)圍壓較低時(shí)則不存在冰的壓融效應(yīng)；圍壓的升高會(huì)使凍土變得更為致密，骨架強(qiáng)度升高。因此，隨著圍壓增大，凍土骨架強(qiáng)度由于壓實(shí)而逐漸升高，并與凍土由于壓融效應(yīng)導(dǎo)致其強(qiáng)度的降低會(huì)互相抵消，導(dǎo)致凍土極限強(qiáng)度隨圍壓變化的關(guān)系曲線在3.0 MPa圍壓下出現(xiàn)轉(zhuǎn)折。

3.3 彈性模量和泊松比

彈性模量等彈性參數(shù)是反映凍土基本特性的基本數(shù)據(jù)。凍土彈性模量與實(shí)驗(yàn)溫度和圍壓的關(guān)系曲線如圖6所示。由圖6可知，凍土的彈性模量在任意圍壓下受實(shí)驗(yàn)溫度影響較大，其彈性模量大致隨溫度的降低以線性形式增加。以圍壓1.5 MPa為例，當(dāng)實(shí)驗(yàn)溫度為-5 ℃時(shí)凍土彈性模量為586 MPa，而當(dāng)實(shí)驗(yàn)溫度降為-25 ℃時(shí)其彈性模量則升高為1 171 MPa，升高近1倍。凍土彈性模量隨實(shí)驗(yàn)溫度的降低而升高主要是由于冰在凍土孔隙中會(huì)隨著實(shí)驗(yàn)溫度的降低而逐漸形成，冰作為固相會(huì)導(dǎo)致凍土強(qiáng)度升高，從而使凍土整體彈性模量升高。并且，實(shí)驗(yàn)溫度越低，孔隙冰對(duì)凍土的力學(xué)強(qiáng)度和彈性模量影響越大。

圖6 溫度和圍壓對(duì)凍土彈性模量的影響Fig.6 Influence of temperature and confining pressure on elastic modulus of frozen soil

由圖6還可知，任意實(shí)驗(yàn)溫度下凍土彈性模量隨圍壓的升高會(huì)出現(xiàn)小幅升高，但變化不顯著。以實(shí)驗(yàn)溫度-10 ℃為例，當(dāng)圍壓為1.5 MPa時(shí)彈性模量為731 MPa，而當(dāng)圍壓升高至4.5 MPa時(shí)彈性模量則升高為819 MPa，升幅僅為12.04%，凍土彈性模量隨圍壓的變化較小。這主要是由于凍土中孔隙冰會(huì)隨實(shí)驗(yàn)過程中圍壓的升高而出現(xiàn)壓融效應(yīng)，導(dǎo)致凍土彈性模量逐漸降低；然而，凍土骨架卻會(huì)隨著實(shí)驗(yàn)過程中圍壓的升高而被逐漸壓實(shí)，凍土彈性模量和強(qiáng)度逐漸升高。然而，隨著實(shí)驗(yàn)過程中圍壓的升高，凍土骨架的壓實(shí)效應(yīng)對(duì)凍土彈性模量的影響稍強(qiáng)于孔隙冰的壓融效應(yīng)對(duì)凍土彈性模量的影響，故凍土彈性模量會(huì)隨圍壓的增大而表現(xiàn)出逐漸升高的趨勢(shì)。

實(shí)驗(yàn)溫度和圍壓對(duì)凍土泊松比的影響如圖7所示。由圖7可知，實(shí)驗(yàn)溫度和圍壓對(duì)凍土的泊松比構(gòu)成的影響很小，任意實(shí)驗(yàn)溫度和圍壓下凍土泊松比在0.31～0.38波動(dòng)，規(guī)律性欠佳。因此，在后續(xù)的凍土井壁穩(wěn)定等工程地質(zhì)力學(xué)相關(guān)問題模擬過程中可以忽略溫度及圍壓對(duì)泊松比的影響。

圖7 溫度和圍壓對(duì)凍土泊松比的影響Fig.7 Influence of temperature and confining pressure on Poisson’s ratio of frozen soil

3.4 內(nèi)聚力和內(nèi)摩擦角

凍土的三軸力學(xué)特性實(shí)驗(yàn)過程中溫度等因素也會(huì)對(duì)凍土的內(nèi)聚力和內(nèi)摩擦角產(chǎn)生影響，進(jìn)而影響后續(xù)的凍土鉆井井眼穩(wěn)定性。實(shí)驗(yàn)溫度對(duì)凍土內(nèi)聚力的影響規(guī)律曲線如圖8所示。

圖8 實(shí)驗(yàn)溫度對(duì)凍土內(nèi)聚力的影響Fig.8 Influence of experimental temperature on cohesion of frozen soil

由圖8可知，凍土的內(nèi)聚力會(huì)隨實(shí)驗(yàn)溫度的降低出現(xiàn)較大幅度提升，但不同實(shí)驗(yàn)溫度范圍內(nèi)溫度對(duì)凍土內(nèi)聚力的影響程度存在差異，當(dāng)實(shí)驗(yàn)溫度高于-12.5 ℃時(shí)溫度對(duì)凍土內(nèi)聚力的影響明顯強(qiáng)于實(shí)驗(yàn)溫度低于-12.5 ℃時(shí)實(shí)驗(yàn)溫度的影響。由圖8可清晰看出實(shí)驗(yàn)溫度為-5 ℃時(shí)凍土內(nèi)聚力僅為2.12 MPa，但當(dāng)實(shí)驗(yàn)溫度分別降為-12.5 ℃和-25 ℃時(shí)，凍土內(nèi)聚力則分別變?yōu)?.64 MPa和4.35 MPa，高于-12.5 ℃和低于-12.5 ℃ 2個(gè)實(shí)驗(yàn)溫度范圍內(nèi)凍土內(nèi)聚力隨溫度的變化速率分別為0.20 MPa/℃和0.06 MPa/℃。這主要是由于實(shí)驗(yàn)溫度的降低會(huì)使凍土孔隙中的未凍水相變結(jié)冰，促進(jìn)凍土骨架顆粒間的膠結(jié)，故實(shí)驗(yàn)溫度的降低會(huì)對(duì)凍土內(nèi)聚力起較強(qiáng)的強(qiáng)化作用。并且，在高于-12.5 ℃的低溫環(huán)境下孔隙水凍結(jié)成冰就已基本完成，更低的溫度下可供凍結(jié)的孔隙水十分有限，故高于-12.5 ℃的實(shí)驗(yàn)溫度范圍內(nèi)凍土內(nèi)聚力受溫度的影響要比低于-12.5 ℃的實(shí)驗(yàn)溫度范圍內(nèi)強(qiáng)。

溫度對(duì)凍土內(nèi)摩擦角的影響如圖9所示。由圖9可知，凍土的內(nèi)摩擦角會(huì)隨溫度的降低而逐漸增大。當(dāng)實(shí)驗(yàn)溫度為-5 ℃時(shí)內(nèi)摩擦角僅為9.84°，而當(dāng)實(shí)驗(yàn)溫度降為-25 ℃時(shí)內(nèi)摩擦角變?yōu)?1.92°，增幅達(dá)到122.76%。內(nèi)摩擦角是表征凍土土體顆粒間當(dāng)膠結(jié)作用破壞后的摩擦作用，而土體顆粒自身的摩擦作用受溫度影響較小，但溫度越低，冰顆粒的黏性越高，綜合來看凍土內(nèi)摩擦角會(huì)隨實(shí)驗(yàn)溫度的降低而升高。

圖9 溫度對(duì)凍土內(nèi)摩擦角的影響Fig.9 Influence of temperature on internal friction angle of frozen soil

4 凍土地層井壁穩(wěn)定分析

4.1 井壁穩(wěn)定分析模型

基于上述力學(xué)特性三軸實(shí)驗(yàn)研究結(jié)果開展凍土層鉆井井眼坍塌失穩(wěn)規(guī)律分析。為此，建立如圖10所示的凍土層井壁穩(wěn)定性分析有限元模型，該模型半徑為10 m，井眼半徑為0.25 m。凍土層鉆井井壁坍塌失穩(wěn)模擬所需參數(shù)見表2。假設(shè)初始溫度和初始孔隙壓力分別為-15 ℃和10.0 MPa，垂向主應(yīng)力σv、最大水平主應(yīng)力σH和最小水平主應(yīng)力σh分別為3.0，3.0，2.5 MPa。

圖10 井壁穩(wěn)定分析模型Fig.10 Analysis model of borehole wall stability

網(wǎng)格劃分后模型共包含有12 400個(gè)CPE4P類型的網(wǎng)格單元，且井眼附近網(wǎng)格要稍密于模型外邊界附近。另外，模擬過程共設(shè)置地應(yīng)力平衡分析步和井壁穩(wěn)定分析步2個(gè)分析步。地應(yīng)力平衡分析步獲取地應(yīng)力、溫度及孔隙壓力的初始分布，而井壁穩(wěn)定分析步則用于模擬凍土鉆井過程井眼在鉆井液擾動(dòng)作用下的坍塌失穩(wěn)。在時(shí)長(zhǎng)為4 h的凍土井壁穩(wěn)定模擬過程中，模型井壁上施加大小等于鉆井液溫度的定溫邊界條件和大小等于井底壓力的孔隙壓力邊界條件，外邊界則同時(shí)施加大小等于初始溫度的溫度邊界條件和大小等于初始孔隙壓力的孔隙壓力邊界條件。

表2 實(shí)驗(yàn)方案及相應(yīng)巖樣尺寸Table 2 Experiment schemes and corresponding sample sizes

4.2 冰的分解和井眼坍塌風(fēng)險(xiǎn)分析

考慮到凍土中固態(tài)冰的穩(wěn)定與否會(huì)直接影響到其力學(xué)特性，進(jìn)而對(duì)井眼穩(wěn)定性產(chǎn)生影響。因此，進(jìn)行凍土層鉆井過程中井周溫度前緣和冰的分解前緣演化規(guī)律分析，其規(guī)律曲線如圖11所示。由圖11可知，鉆井液對(duì)凍土的溫度擾動(dòng)前緣和冰的分解前緣演化規(guī)律基本一致，即隨著時(shí)間的推移，溫度前緣和冰的分解前緣的推進(jìn)均逐漸變緩。鉆井作業(yè)開始后1 h，溫度前緣和冰的分解前緣分別為56.40 mm和42.50 mm；然而，當(dāng)鉆井作業(yè)持續(xù)4 h后，溫度前緣和冰的分解前緣推進(jìn)到距離井壁95.10 mm和79.60 mm 的位置。這主要是由于鉆井液對(duì)井周近井地帶凍土的溫度擾動(dòng)會(huì)隨鉆井作業(yè)的開展而逐漸減弱，加上冰的融化吸收大量熱量，導(dǎo)致隨著鉆井作業(yè)的持續(xù)距井壁較遠(yuǎn)位置冰的分解越發(fā)緩慢。

圖11 溫度前緣和冰的分解前緣演化規(guī)律曲線Fig.11 Evolution curves of temperature front and ice decomposition front

在屈服即坍塌(井周存在屈服區(qū)域就表示井眼存在坍塌風(fēng)險(xiǎn))的約定假設(shè)下，分析井周屈服區(qū)域的演化規(guī)律云圖，如圖12所示。其中，井周出現(xiàn)等效塑性應(yīng)變的區(qū)域即為屈服坍塌失穩(wěn)區(qū)域。鉆井作業(yè)開始大約0.35 h時(shí)，最小水平主應(yīng)力方向井壁上首先出現(xiàn)屈服點(diǎn)；之后，屈服區(qū)域隨著鉆井作業(yè)的開展逐漸擴(kuò)大，最終形成長(zhǎng)軸延最小水平主應(yīng)力方向的屈服橢圓。為方便研究，將井眼擴(kuò)大率定義為屈服失穩(wěn)區(qū)域面積與井眼初始截面積的比值。鉆井作業(yè)持續(xù)1，2，4 h時(shí)，井眼擴(kuò)大率分別達(dá)到了10.25%，38.64%和63.51%。可以預(yù)測(cè)，延長(zhǎng)鉆井時(shí)間會(huì)導(dǎo)致更大范圍內(nèi)井周地層的屈服坍塌。

圖12 井周屈服區(qū)域演化規(guī)律云圖Fig.12 Cloud map on evolution laws of yield area around wellbore

為說明冰的分解對(duì)凍土層鉆井井壁穩(wěn)定的影響，本文對(duì)比考慮和忽略冰的分解條件下井眼最終的屈服失穩(wěn)狀況，如圖13所示。由圖13可知，相同鉆井作業(yè)條件下當(dāng)凍土層鉆井作業(yè)過程中忽略冰的分解時(shí)井眼擴(kuò)大率僅為2.08%，為考慮冰的分解時(shí)井眼擴(kuò)大率的3.28%。因此，凍土層鉆井作業(yè)過程中考慮冰的穩(wěn)定性對(duì)于凍土層鉆井液的設(shè)計(jì)和控制均具有重要的意義。

圖13 冰的分解對(duì)凍土區(qū)井眼屈服坍塌的影響Fig.13 Influence of ice decomposition on yield collapse of borehole in frozen soil area

5 結(jié)論

1)凍土的極限強(qiáng)度會(huì)隨實(shí)驗(yàn)溫度的降低而以冪函數(shù)形式逐漸提高，但溫度在高于-10 ℃范圍內(nèi)對(duì)凍土極限強(qiáng)度的影響明顯強(qiáng)于其在低于-10 ℃范圍時(shí)的影響；另外，凍土極限強(qiáng)度也會(huì)隨圍壓的增大而提高，但圍壓對(duì)凍土極限強(qiáng)度的影響在3.0 MPa前后存在差異，極限強(qiáng)度在小于3.0 MPa圍壓下受圍壓影響更大。

2)凍土的彈性模量大致隨實(shí)驗(yàn)溫度的降低以線性形式增加，但受圍壓影響較小；凍土的泊松比基本不受實(shí)驗(yàn)溫度及圍壓的影響，在0.31～0.38時(shí)無規(guī)律分布。

3)凍土的內(nèi)聚力會(huì)隨實(shí)驗(yàn)溫度的降低得到較大幅度提升，但不同實(shí)驗(yàn)溫度范圍內(nèi)溫度對(duì)凍土內(nèi)聚力的影響程度存在差異，當(dāng)實(shí)驗(yàn)溫度高于-12.5 ℃時(shí)溫度對(duì)凍土內(nèi)聚力的影響明顯強(qiáng)于實(shí)驗(yàn)溫度低于-12.5 ℃時(shí)實(shí)驗(yàn)溫度的影響；凍土的內(nèi)摩擦角也會(huì)隨溫度的降低而逐漸增大。

4)凍土層鉆井過程中冰的融化分解會(huì)加劇井壁的坍塌失穩(wěn)風(fēng)險(xiǎn)，井眼坍塌風(fēng)險(xiǎn)用井眼擴(kuò)大率表示。考慮鉆井過程冰的融化時(shí)，井眼擴(kuò)大率達(dá)到63.51%，而忽略冰的融化時(shí)井眼幾乎不存在坍塌風(fēng)險(xiǎn)，井眼擴(kuò)大率僅為2.08%。因此，考慮凍土鉆井過程井周冰的融化對(duì)于井壁坍塌風(fēng)險(xiǎn)的預(yù)測(cè)及鉆井工程優(yōu)化設(shè)計(jì)至關(guān)重要。