CO2改造水合物藏海底边坡稳定性研究

闫传梁，陈勇，任旭，程远方，李阳

(1.中国石油大学(华东)非常规油气开发教育部重点实验室，山东青岛，266580；2.中国石油大学(华东)石油工程学院，山东青岛，266580)

天然气水合物广泛分布在陆上冻土带和海底的浅部地层[1-2]。目前开采天然气水合物的基本思路是改变天然气水合物藏的温压环境促使天然气水合物分解[3-4]。由于水合物藏胶结松散、力学强度低，且大多未发育出完全封闭的盖层，在开采过程中，水合物的分解容易引发天然气泄漏、储层沉降和海底滑坡等地质灾害[5]，这制约了水合物的安全开发。因此，对水合物藏进行改造“加固”是保证水合物开采安全的一项重要措施。由于CO2水合物的力学稳定性以及热力学稳定性均优于相同条件下的CH4水合物，可以使用CO2对天然气水合物藏进行改造，对上覆盖层或下伏地层进行孔隙封堵与力学加固，同时也将温室气体CO2封存在地下[6]。将天然气水合物这一清洁能源的开采与“碳达峰、碳中和”这一双碳目标结合起来，符合人类对低碳发展的愿景。

准确预测天然气水合物储层的力学特性是评价水合物开采过程中地层稳定性的基础。目前天然气水合物储层的力学性能研究主要是测试人工制备的含天然气水合物试样[7]。根据MASUI等[8]对日本南海海槽天然气水合物地层岩心和人工合成的天然气水合物试样的力学测试对比，发现当人造试样的粒径分布与天然岩心的粒径分布接近时，二者的力学特性相似；张旭辉等[9]在三轴压缩实验中，发现围压、沉积物颗粒粒径等会影响含天然气水合物试样的力学特性，其破坏形式为塑性破坏；LIU 等[10]对CO2水合物试样进行力学实验，研究了不同温度和围压下CO2水合物试样的力学性质，发现CO2水合物试样强度大于天然气水合物试样的强度；沈治涛[11]利用低温高压水合物三轴实验装置对不同饱和度CO2水合物和天然气水合物混合制成的试样进行压缩和剪切实验，发现随着CO2水合物饱和度增大，岩样的强度增大，但内聚力变化不大。现有CO2水合物地层力学特性研究主要集中在冻土层，针对南海水合物储层特征的研究较少，缺乏对南海水合物藏使用CO2改造后地层力学特性的系统认识。

海底斜坡地层中含有天然气水合物储层时，天然气水合物的分解会降低地层强度，可能引起边坡失稳。当分解范围很大时，可能引起大规模的海底滑坡[12-13]。含天然气水合物的海底斜坡稳定性受边坡自身角度和天然气水合物分解程度等共同影响[14-15]。在天然气水合物储层的盖层中注入CO2气体，将盖层改造成CO2水合物的改造层，然后再进行降压开采。由于改造后的盖层强度比周围地层的强度更大，可以充当顶板，对边坡的稳定性有一定加强作用。李楠[16]研究注CO2改造水合物藏，发现CO2水合物盖层提高了采气量和地层力学稳定性。目前水合物开采过程中的边坡稳定性研究主要针对降压、注热开采，缺乏对CO2改造后天然气水合物藏开采过程中边坡稳定性的研究。

本研究通过对CH4水合物和CO2水合物沉积物试样的三轴力学实验，研究水合物饱和度对地层力学参数的影响规律，建立描述注CO2改造水合物藏及后续开采过程的温度-渗流-应力-饱和度多场耦合模型，结合分析边坡稳定性的强度折减法，分析注CO2改造水合物藏对后续开采过程边坡稳定性的影响。

1 含水合物地层力学特性实验

1.1 实验准备

为研究CH4水合物和CO2水合物沉积物试样的力学特性，采用低温水合物三轴实验系统对2种水合物的沉积物试样开展三轴力学实验。

研究中人工岩样骨架根据南海实际水合物储层组分进行制作。选用粒径为4～125 μm[17]的石英砂颗粒，选用高岭土充当颗粒之间的胶结物。岩样骨架制备完成后，采用原位生成的方式在反应釜中生成水合物。为了能制成符合实验要求的水合物沉积物试样，本研究通过控制岩样中的水的质量，并通入足量的CH4和CO2气体，在实验温压条件下生成预设饱和度的水合物。

CH4水合物和CO2水合物生成的化学反应式分别为[17-18]：

式中：n为水合指数。

式(1)和式(2)中的n分别取5.75 和6.00，因此，可以近似认为相同物质的量的水在足量的CH4和CO2气体条件下生成水合物的物质的量相同。换言之，当试样的含水量相同时，生成的CH4水合物和CO2水合物饱和度相同。制作不同水合物饱和度的试样所需水的质量用下式确定(以CH4水合物为例)：

式中：MW为水的质量，g；mH2O为水相对分子质量；SH为水合物饱和度；Vc为岩心体积，cm3；mCH4为CH4相对分子质量；ρH为CH4水合物密度，g/cm3；φ为孔隙度。

在CH4水合物和CO2水合物饱和度分别为13%，25%和38%，围压分别为1，2 和3 MPa 时，开展三轴力学实验。

1.2 改造过程中地层力学参数动态演化模型

图1所示为CH4水合物和CO2水合物试样弹性模量随水合物饱和度的变化关系，其中，σ3为有效围压，MPa。由图1可见：CH4水合物试样的弹性模量整体上随CH4水合物饱和度增加而增大(部分试验点弹性模量略有减小，可能是实验操作所致)。这主要是由于随着CH4水合物饱和度增加，试样中CH4水合物会逐渐包裹骨架颗粒，使颗粒之间的黏结力增大，限制了颗粒移动，同时，CH4水合物对骨架也有一定支撑作用。CO2水合物试样的弹性模量同样随水合物饱和度增加而增大，且在相同水合物饱和度下，CO2水合物试样比CH4水合物试样的弹性模量更大。

图1 CH4水合物和CO2水合物试样弹性模量随水合物饱和度变化曲线Fig.1 Variation curves of elastic modulus with hydrate saturation for CH4 and CO2 hydrate samples

线性拟合CH4水合物地层弹性模量与CH4水合物饱和度及有效围压的关系，可以得出：

式中：EN为CH4水合物沉积物地层的弹性模量，MPa；ShN为CH4水合物的饱和度；b1为有效围压的函数，b1= 82.16a+42.22；a为有效围压，MPa。

线性拟合CO2水合物地层弹性模量与CO2水合物饱和度及有效围压的关系可以得出，

式中：EC为CO2水合物地层的弹性模量，MPa；ShC为CO2水合物的饱和度；b2为有效围压的函数b2= 100.5a+66.46。由于泊松比变化不明显，因此，将泊松比设为常数0.3。

在常规三轴实验中，一般规定应力-应变曲线的峰值为试样的强度，含水合物沉积物的性质不同于常规岩石，若应力-应变曲线没有明显的峰值，则人为规定轴向应变达到15%时的轴向应力为试样的强度。图2所示为CH4水合物和CO2水合物试样强度随水合物饱和度的变化关系。由图2可见：随着水合物饱和度增大，2种试样的强度都逐渐增大；在相同条件下，CO2水合物试样的强度明显高于CH4水合物试样的强度。

图2 CH4水合物和CO2水合物试样强度随水合物饱和度变化关系Fig.2 Variation curves of strength with hydrate saturation for CH4 and CO2 hydrate samples

Mohr-Coulomb 准则是岩土力学中最为常用的强度准则，采用该准则对含水合物试样的破坏规律进行分析，其表达式为

式中：σ1为最大有效主应力，MPa；C为内聚力，MPa；φ为内摩擦角，(°)。

图3所示为2种水合物试样内聚力和内摩擦角随饱和度的变化关系，从图3可见：CH4水合物和CO2水合物试样的内聚力均随着饱和度增大而增大。这是因为内聚力主要表征试样颗粒之间的胶结作用，而胶结作用随着水合物饱和度增大而增强。当水合物饱和度相同时，CO2水合物试样的内聚力大于CH4水合物试样的内聚力，这是由于CO2水合物强度更大，且较CH4水合物能增强试样颗粒间的胶结作用；CH4水合物试样的内摩擦角略微大于CO2水合物试样的内摩擦角，但内摩擦角与水合物饱和度间无明显联系规律。

图3 内聚力和内摩擦角随饱和度变化关系Fig.3 Variation curves of cohesion and internal friction angle with saturation

根据实验结果，CH4水合物沉积物地层的内聚力与饱和度的关系可表示为

式中：CN为CH4水合物沉积物地层内聚力，MPa；ShN为CH4水合物饱和度。

CO2水合物沉积物地层内聚力与饱和度的关系可表示为

式中：CC为CO2水合物沉积物地层的内聚力，MPa；ShC为CO2水合物的饱和度。

2 注CO2改造水合物藏及开采过程多场耦合模型

注CO2对天然气水合物藏进行改造以及之后进行的开采过程伴随着地层温度、孔隙压力、应力状态、CH4水合物和CO2水合物饱和度变化的过程，其本质是温度场-渗流场-应力场和饱和度场等多场耦合的动态过程。

2.1 数学模型建立

2.1.1 传热方程

热传导由Fourier定律来描述：

式中：f为热流密度，J/m2；k为热传导矩阵。θ为满足基本边界条件的任意变量。

传热过程的热量守恒方程为[19]

式中：ρ为材料的密度，kg/m3；U˙为材料的内能随时间的变化速率，J/s；V为物体材料体积，m3；q为单位面积内流入体内的热量，J/m2；S为物体材料表面积，m2；Sq为存在热量流入的物体材料表面积；r为单位体积体内产生的热量，J/m3。

2.1.2 流固耦合方程

多孔介质的有效应力准则为[20]：

式中：为有效应力矩阵，MPa；nt为单位体积内束缚液体的体积分数；为固体骨架的有效应力矩阵，MPa；为束缚液体的平均压应力，MPa；I为由应力产生的内力矢量。

由虚功原理得到的地层固体骨架的应力平衡方程为

式中：σ为总应力矩阵，Pa；f1为体力向量，N；t为单位面积表面牵引力向量，N/m2；δv为虚速度，m/s；δε为虚应变率矩阵；s为液相饱和度；n为液相体积与材料体积之比；ρw为液相的密度，kg/m3；g为重力加速度矢量，m/s2。

固体介质的本构关系表达式为[21-22]：

式中：H为多孔介质的刚度矩阵，N/m；a为热应变的应力变化，MPa。

多孔介质固体的孔隙中的流体满足质量守恒方程：

式中：Vw为非束缚液体体积，m3；Vt为束缚液体体积，m3；nw为非束缚液体单位体积的体积分数。

多孔介质固体中的流体应满足达西定律：

式中：qm为多孔介质中的流体速度矢量，m3/s；ρf为流体密度，kg/m3；k1多孔介质导流能力，m3；X为空间坐标向量。

2.1.3 动力学方程

注CO2对天然气水合物藏进行改造及之后进行的开采过程中包含CH4水合物的分解和CO2水合物的生成。CH4水合物分解方程和CO2水合物生成方程分别为[18,23]：

式中：ΔH1和ΔH2分别为CH4水合物分解热和CO2水合物生成热，J/mol。

CH4水合物的相平衡条件如下所示[24]：

式中：T为热力学温度，K；Peq1为温度为T时所对应的CH4水合物相平衡压力，MPa；e1和e2为分解系数。当T＞273.15 K时，e1取31.497，e2取8 349.7。CO2水合物的相平衡条件如下所示[24]：

那一年，国内网站上汉语诗歌写作已经进入萌发期了。榕树下、橄榄树、蒲公英……很多诗人没事的时候都喜欢到网吧去聊天、发帖子。

式中：Peq2为温度为T时的CO2水合物相平衡压力，MPa；e3和e4为生成系数，e3取35.3，e4取9 583.2。

CH4水合物的分解和CO2水合物的生成与许多变量有关。本研究建立了模拟CH4水合物分解和CO2水合物形成的5 组分动力学模型，其组分为水、CH4气体、CO2气体、CH4水合物固体、CO2水合物固体。

CH4水合物的分解方程为[25]

CO2水合物的生成方程为[25]

式中：A为水合物的分解速率，(mol/m3)-1·kPa-1·d-1；B为水合物的形成速率，kPa-1·d-1；t为反应时间，d；E为活化能，J/mol；R为理想气体常数，8.314 J/(K·mol)；ρH为水合物密度，kg/m3；φ为孔隙度；SH为水合物饱和度；Sw为液相饱和度；yi为气相摩尔分数；pg为气相分压，Pa；K为三相(水-水合物-蒸汽)平衡值。

2.2 储层物性参数

CH4水合物和CO2水合物在储层孔隙中以固体形式存在，此外，孔隙中还存在水、CH4和CO2流体。本研究将CH4水合物与CO2水合物固体体积、水、CH4和CO2流体体积之和与储层总体积之比定义为总孔隙度。将水、CH4和CO2流体体积之和与储层总体积之比定义为有效孔隙度，CO2改造水合物藏及后续开采过程中储层的渗透性与CH4水合物和CO2水合物的饱和度有关[26]。

渗透率与CH4水合物和CO2水合物的饱和度关系为

式中：k为渗透率，μm2；k0为初始渗透率，μm2；ShN为CH4水合物的饱和度；ShC为CO2水合物的饱和度；n1为饱和度指数。

孔隙度与CH4水合物和CO2水合物的饱和度关系为

式中：φe为有效孔隙度；φ0为初始孔隙度。

自由水和CH4气体、CO2气体的相对渗透率为[27]：

式中：krw为液体的相对渗透率，μm2；S*w为孔隙中自由水的饱和度；Sirw为孔隙中束缚水的饱和度；nw为液相指数；krg为气体相对渗透率，μm2；S*g为孔隙自由气体的饱和度；Sirg为束缚气体的饱和度；ng为气相指数。

模拟所需的总渗透率要考虑水相饱和度的影响。

式中：为储层的总渗透率，μm2；ks为水相饱和度。

2.3 边坡稳定性评价准则

边坡稳定的主流分析方法可以分为2类：有限元法和极限平衡法。采用有限元法计算安全系数时需要通过应力场、塑性区等进行判断，过程比较复杂，概念不明确。极限平衡法通过安全系数可以表征边坡的稳定性，简单明了，但不能分析塑性区的发展过程。采用强度折减法时，边坡的抗剪强度会随折减系数增大而降低，可以高效分析边坡的稳定问题[28]。

折减后的内聚力和内摩擦角可分别表达为[29]

式中：cm为折减后的内聚力，MPa；c为地层原本的内聚力，MPa；φm为折减后的内摩擦角，(°)；φ为地层原本的内摩擦角，(°)；Fr为折减系数，边坡即将发生剪切破坏时的折减系数Fr即为其安全系数Fs，安全系数越高，边坡越稳定。

ABAQUS 是一种通用的有限元分析软件，可用于分析多孔介质中的流体渗流和地质力学问题，近年来已被广泛应用于边坡稳定性分析[30-31]。ABAQUS 可以自动增加折减系数并改变材料的对应强度，最终得到计算中断时的折减系数。在此基础上，根据边坡失稳准则，确定该条件下边坡的安全系数，并根据所得的结果进行后续分析。

2.4 多场耦合模拟验证

2.4.1 水合物模型

目前对注CO2改造天然气水合物藏及后续开采过程的研究内容还比较缺乏，为此，本研究通过验证CH4水合物的分解过程来证明用ABAQUS 得到的计算结果的可靠性，具体内容为对GUPTA等[32]的CH4水合物降压分解模型进行验证。图4所示为本研究模型与验证模型拟合结果。由图4可见：利用ABAQUS 实现CH4水合物分解过程的计算结果与GUPTA等[32]模拟的结果吻合。

图4 本研究模型与验证模型拟合结果Fig.4 Comparison of results between our model and verified mode

2.4.2 边坡稳定性模型

采用Dawson 的标准边坡算例验证3 种边坡失稳评价准则[28]，通过该算例可以验证ABAQUS 在分析边坡稳定性问题上的可靠程度。图5所示为塑性应变随折减系数变化，由图5可见：伴随着折减系数增大，坡脚处先出现塑性屈服，然后塑性区域向上延伸，形成塑性屈服带，此时得到的边坡安全系数为1.001。这与根据极限平衡法所得的安全系数接近，但是形成大范围塑性屈服的时候，位移快速增加且运算没有停止。

图5 塑性应变随折减系数变化Fig.5 Plastic strain changes with reduction factor

图6所示为算例折减系数的计算过程。由图6可见：在折减系数为0.984时，位移突增；折减系数增大到1.058，运算不收敛，达到预设的判断条件。以位移突增为判断标准，安全系数为0.984，以运算不收敛为判断标准，安全系数为1.058。使用极限平衡法、塑性贯通法、拐点法3种极限状态的判断标准所得的安全系数结果相近，误差较小，满足工程要求。因此，用ABAQUS 进行边坡的稳定性分析具有可靠性。

图6 算例折减系数的计算过程Fig.6 Calculation process of reduction factor of calculation example

3 注CO2改造水合物藏边坡稳定性

3.1 模型建立与参数设置

注CO2改造水合物藏的过程如下：先通过高压注气井向CH4水合物储层的盖层注入CO2气体，使其与盖层孔隙中的水反应生成CO2水合物；然后对CH4水合物储层进行降压开采。基于注CO2改造CH4水合物藏的工况，建立CH4水合物的海底边坡模型，基础模型规格和尺寸如图7所示。边坡位于1 000 m 水深的海底，宽度为100 m，坡角为20°，CH4水合物储层顶部距边坡坡面200 m 且厚度为50 m，CO2改造层为CH4水合物储层的上覆或下伏地层，厚度也为50 m。本研究结合勘察资料，假设海底温度不受水深变化的影响。为了增大与储层的接触面积，便于压力传递，模型采用2口长度为100 m、贯穿储层的水平井分别进行CO2气体的注入和CH4水合物的开采。注入CO2气体对盖层进行改造时，井底压力大于地层压力，注入压力设为20 MPa；在降压开采时，CH4水合物生产井的井底压力要小于储层压力，生产压力为5 MPa。其余模型基本参数如表1所示。

表1 海底边坡模型基本参数[33]Table 1 Basic parameters of submarine slope model[33]

图7 注CO2改造海底边坡模型示意图Fig.7 Schematic diagram of CO2 injection to transform submarine slope model

3.2 注CO2改造过程及开采过程中水合物藏物性参数演化

图8所示为改造过程中CO2水合物生成分布图。由图8可见：在注入井周围生成的CO2水合物呈现出明显的方向不均匀特征，即先在浅部盖层生成，再逐渐在井周两侧生成，最终CO2水合物饱和度分布呈现出不规则形状。这是因为地层越浅，温度越低，根据CO2水合物的相平衡曲线可知，温度越低，生成CO2水合物所需的压力越小，当高孔隙压力和CO2气体传递到浅部低温盖层后就会先生成CO2水合物。CO2水合物饱和度由井周向地层远处逐渐减小，这是因为CO2气体在注入时先与井周地层中的自由水反应生成CO2水合物，使井周地层的有效孔隙度降低，从而增大CO2气体向远处地层传递的难度，离井筒越远，越难生成CO2水合物。综上所述，越靠近浅部盖层生成的CO2水合物越多，最终CO2水合物的生成范围近似呈倒三角形。

图8 改造过程中注入井周围CO2水合物生成分布图Fig.8 CO2 hydrate distribution around injection well during transformation

图9所示为注CO2改造时间与CO2水合物生成范围半径及孔隙压力的关系曲线。由图9(a)可见：注CO2改造盖层的过程较缓慢，CO2水合物前缘30 d 前进了12 m，60 d 前进了20 m，这意味着注CO2改造速度逐渐降低。这是由于CO2先与注入井周围盖层中的孔隙水反应生成了CO2水合物，占据了这些区域的孔隙空间，导致已改造区域的有效渗透率降低，CO2气体向盖层深处传递的难度加大，导致注CO2改造盖层的速度降低。

由图9(b)可见：注入的CO2气体在井周10～40 m 范围内的压力传递速度比40～70 m 范围内更快。这是因为注入井附近先生成的CO2水合物降低了井周地层的有效孔隙度和渗透率，导致孔压传递速度降低。距离高压注入井40 m 处的地层孔压在改造时间100 d左右开始发生变化，之后以一定速度迅速增大，改造500 d左右时，地层孔压趋于稳定。距离井眼越近的地层，孔压升高的速率和幅度都越大。

为了研究改造后开采过程中储层物性参数的变化，在注入CO2改造盖层厚度为80 m时进行CH4水合物的开采过程分析。图10所示为改造后不同开采时间的CH4水合物分解范围。由图11可见：在开始生产后的300～1 500 d，开采的范围从50 m增大到250 m，且CH4水合物在下部储层的分解范围更大。造成这种现象的原因是：一方面，地层越深，温度越高，CH4水合物越容易分解；另一方面，下部储层的孔隙压力更大，与生产井的压差更大，孔压传递及CH4水合物的分解速度也更快。总体表现为CH4水合物分解范围分布不均匀。

3.3 注CO2改造后边坡稳定性评价

为了得到注CO2改造后边坡稳定性的变化规律，以注入CO2改造盖层的范围为80 m、开采CH4水合物的范围为0～250 m为例对边坡稳定性进行分析。图11所示为注CO2改造盖层后开采时边坡塑性区随折减系数的发展过程，由图11可知：随着折减系数增大，在含有CH4水合物储层和CO2水合物改造层的整个边坡中，最先出现塑性屈服的区域位于CH4水合物分解区域，这是因为：

图11 注CO2改造盖层后开采时塑性区随折减系数的发展过程Fig.11 Development process of plastic zone with reduction factor after CO2 injection to transform strata and mining injection to reform stratum and re-mining

1)CH4水合物分解后的地层强度相比较原始储层强度及上覆改造盖层强度更低；

2)塑性区开始由CH4水合物分解地层向坡脚和坡顶处延伸，形成一个塑性屈服带，但此时塑性屈服带的范围和屈服程度都不大；

3)随着折减系数增大，塑性屈服带所在地层的塑性变形区域和程度都增大，直到运算不收敛时结束。

注CO2改造层抑制了塑性区的发展，使塑性区不会向CO2水合物改造层的区域扩展，从而提高了边坡的稳定性。

图12所示为注CO2改造对海底边坡稳定性影响。由图12可见：相比较直接降压开采，注CO2改造上覆盖层后再进行开采边坡的安全系数Fs由1.738提升到1.821，边坡稳定性提升明显。其主要原因是直接降压开采使地层强度降低，水合物分解区域的地层会发生塑性屈服，随着折减系数增大，会形成塑性屈服带从而发生海底滑坡。注CO2改造后的上覆盖层强度增大，相当于在水合物储层上部加上了一个高强度顶板。随着折减系数增大，改造盖层限制了塑性区的发展，降低了开采过程中由于CH4水合物分解引起的海底滑坡的风险。

图12 注CO2改造对海底边坡稳定性影响Fig.12 Effect of CO2 injection on stability of submarine slope

3.4 注CO2改造CH4水合物藏的影响因素

3.4.1 注CO2改造层厚度

以注CO2改造上覆盖层范围为0～80 m、CH4水合物的分解范围0～250 m为例研究改造盖层厚度对边坡稳定性的影响。图13(a)所示为改造层厚度对边坡稳定性影响。由图13(a)可见：当上覆改造层厚度为25～125 m 时，边坡安全系数随着上覆改造层厚度增大而增大，边坡稳定性增强。这是因为上覆改造层厚度增大意味着得到的高强度盖层的厚度增大，水合物藏整体强度增大，抵抗整体变形的能力增强。另外，随着上覆改造层厚度增加，边坡安全系数增速降低。

3.4.2 注CO2改造范围

以注CO2对上覆盖层进行改造、CH4水合物的分解范围0～250 m为例研究改造范围对边坡稳定性的影响。图13(b)所示为CO2水合物生成范围半径与边坡安全系数的关系曲线。由图13(b)可见：边坡安全系数随着CO2水合物生成范围半径增大而增大。一方面，CH4水合物分解后储层强度急剧下降，有效应力增大，地层会被压实，分解后的地层会出现塑性屈服；另一方面，高强度盖层范围半径增大导致CH4水合物分解区域地层压实的程度与对应的塑性屈服程度更低。在这2种因素的综合作用下，CO2水合物改造盖层的海底边坡更难发生塑性屈服，更难形成塑性屈服带，故边坡随着注CO2改造范围增大而更加稳定。

图13 注CO2改造CH4水合物藏对边坡稳定性的影响因素Fig.13 Influencing factors of CH4 hydrate reservoir reconstruction by CO2 injection on stability of submarine slope

3.4.3 注CO2改造位置

为研究注CO2改造位置对边坡稳定性的影响，采用与上覆盖层相同的模型参数对CH4水合物储层的下伏地层进行注CO2改造。图13(c)所示为不同注CO2改造位置条件下边坡顶部X方向的位移随折减系数的变化曲线。将两者安全系数进行对比发现，相比改造上覆盖层(Fs= 1.821)，改造下伏地层(Fs= 1.850)时边坡更稳定。这是由于边坡失稳主要是CH4水合物储层中水合物的分解带动上覆岩层向坡脚处滑移，而下伏地层强度增大限制了储层整体的向下滑移，更有利于边坡稳定。

4 结论

1)CH4水合物和CO2水合物试样的弹性模量、峰值强度和内聚力均随水合物饱和度增大而增大。

2)由于CO2水合物的强度及颗粒间胶结作用均比CH4水合物的大，在相同水合物饱和度下，CO2水合物沉积物的弹性模量和强度均比CH4水合物沉积物的高。

3)在CH4水合物储层的上覆盖层注入CO2，使其与孔隙中的自由水反应生成CO2水合物从而得到强度更大的盖层，完成盖层改造后再进行降压开采与直接降压开采相比，海底边坡发生滑坡的风险降低。

4)随着注CO2改造盖层的厚度和范围增大，海底边坡抵抗滑坡的能力增强。在相同改造程度下，注CO2对下伏地层改造比对上覆盖层改造更有利于水合物开采过程中边坡的稳定。