基于兩步折減法的含天然氣水合物沉積物海底斜坡穩定性分析

趙亞鵬 孔 亮 劉樂樂 袁慶盟 劉佳棋

1. 青島理工大學理學院 2. 青島理工大學土木工程學院3. 自然資源部天然氣水合物重點實驗室?中國地質調查局青島海洋地質研究所4.青島海洋科學與技術國家實驗室海洋礦產資源評價與探測技術功能實驗室

0 引言

作為一種能量密度高、環境污染小、分布廣泛的新型能源，天然氣水合物（以下簡稱水合物）受到世界各國的密切關注[1]。當水合物儲層的溫壓環境發生變化時，水合物就會發生分解，其膠結作用消失并產生超靜孔隙水壓力，水合物及其周圍地層強度降低，進而引發各種地質災害[2-5]。同時這些地質災害往往以“災害鏈”的形式存在[6]，伴隨災害范圍的不斷擴大，最終誘發長期的、大規模的地質災害[7]，而以水合物分解為主導因素的海底滑坡就是其中的典型代表。

對于普通的陸地邊坡，目前已經進行了較為深入的研究。針對邊坡穩定性問題，廣泛采用極限平衡法和數值分析法[8-9]進行分析，同時基于不同考慮角度，衍生出一系列的細化研究方法，如極限平衡法中的簡化Bishop法[10]、Janbu法[11]、基于塑性力學的上限分析法[12]等。數值分析方法中，則以強度折減法為代表，得到了廣泛的應用[13-14]。與陸地邊坡相比，海底斜坡具有更為復雜的地質環境，但是兩者仍具有諸多共性，可以采用類似的研究方法進行分析，如年廷凱等[15-16]基于極限分析上限方法對海底斜坡進行穩定性分析；Song等[17-18]以水合物分解影響為出發點，采用強度折減法對不同考慮因素下的海底斜坡穩定性進行了研究；Kong等[19]基于強度折減法對海底斜坡進行了多因素敏感性分析；修宗祥等[20]以南海海底斜坡為研究對象，分別采用極限平衡法和強度折減法進行了對比研究，發現兩種方法結果一致。

整體而言，目前對于水合物分解影響下的海底斜坡穩定性問題，較多的研究者采用了強度折減法，其存在著以下不足：①以強度折減法所得安全系數進行穩定性分析，缺乏對于初始地應力平衡基礎上的水合物分解影響效果研究；②多數研究規避了初始地應力平衡的問題，而初始地應力平衡顯然與水合物分解之間有著直接的關系，因此如何實現初始地應力平衡、水合物分解、強度折減三者的有效統一，就成為問題的關鍵；③對于復雜環境下海底斜坡的多因素影響研究不足，專門針對含水合物沉積物海底斜坡的多因素分析較為鮮見，尤其是斜坡傾角與安全系數之間的關系有待于進一步研究。為了解決上述問題，筆者提出將初始地應力平衡、水合物分解、強度折減統一考慮的“兩步折減法”，并利用該方法對含水合物沉積物的海底斜坡穩定性進行了綜合研究。

1 兩步折減法

1.1 強度折減法

強度折減法最早由Zienkiewicz等[21]提出，作為一種邊坡穩定性評價方法，其原理簡單、物理意義明確、評價指標直觀，因而被許多學者廣泛采用。折減后的抗剪強度參數可表示為：

式中cm和φm表示維持平衡所需要的或土體實際發揮的抗剪強度，單位分別為kPa和（°）；c和φ表示土體所能夠提供的抗剪強度，單位分別為kPa和（ ）；Fr表示強度折減系數，無量綱。

在有限元分析中，首先假定不同的Fr，根據折減之后的強度參數進行計算分析，在計算過程中不斷增加Fr的值，直至達到臨界破壞，而破壞時對應的Fr就是邊坡穩定的安全系數。

1.2 兩步折減法

在進行強度折減時，一般需要先進行初始地應力的平衡，在此基礎上再進行強度折減。對于絕大多數的研究對象，如邊坡，其在長期的地質作用下已經達到一種穩定狀態，可以認為邊坡的力學參數保持不變，當對其進行強度折時，只需對其進行初始地應力的平衡，再進行強度折減即可。而對于一些近期經受過擾動影響（如地震、爆破等）的地質對象，由于擾動作用，其力學參數發生了一定的變化。因此，有如下考慮：①由于時間上的不足，其遠未達到重新的地應力平衡，如果將新的力學參數賦予地質對象，再進行初始地應力的平衡和強度折減顯然與實際情況不符；②根據研究目的的不同，所需研究內容可能就是初始地應力平衡基礎之上的擾動影響分析；③對于擾動地質對象所發生的力學參數變化，可能是整體性的，也可能是局部巖層的。

基于以上分析并結合ABAQUS強度折減實現方式，提出兩步折減法（經過前期工作，初始地應力平衡采用“自動地應力平衡法”），將上述考慮因素進行“歸一化”處理。主要步驟如下：

1）增加場變量，將需要進行初始平衡時的各巖層力學參數設置為對應場變量初值（需小于1）。

2）根據實際情況，將受擾動影響后的力學參數賦予地質對象整體或部分巖層，并設置為對應場變量值“1”。

3）在場變量值“1”對應力學參數基礎上進行參數折減，賦予各場變量值對應力學參數。

4）建立第一個分析步（初始平衡），并采用場變量初值對應的力學參數。

5）建立第二個分析步，并進行強度折減，折減至場變量值“1”。

6）建立第三個分析步，并進行強度折減，折減至場變量終值。

當需要對不同擾動程度的影響效果進行分析，或者對不同擾動程度地質對象進行強度折減時，只需對擾動巖層場變量值“1”對應力學參數進行修改即可。兩步折減法可用表示為：

式中c1和φ1表示受擾動土體所能夠提供的抗剪強度，單位分別為kPa和（ ）；c和φ表示未受擾動土體所能夠提供的抗剪強度，單位分別為kPa和（ ）；F(c)和F(φ)表示函數關系式，代表未受擾動與受擾動土體抗剪強度之間的關系，由實際情況或研究需要確定。

綜上所述，兩步折減法所解決的問題可概述為“變動強度穩定性分析”（如地震、爆破、水合物分解、堆載預壓等），尤其適用于部分區域強度變化的整體穩定性對比分析。其主要優勢在于：①避免了重復進行地應力平衡以及力學參數賦值；②可實現不同擾動程度、不同擾動形式（線性、非線性）邊坡穩定性分析；③可實現小范圍強度變化的整體穩定性分析；④通過包含多個分析步的單一“cae”文件實現初始地應力平衡（第一個分析步）、擾動影響（第二個分析步）以及強度折減（第三個分析步）的綜合分析。

1.3 邊坡失穩判據

根據現有經驗，邊坡失穩判據一般有3種，分別為塑性區貫通、位移突變以及計算不收斂[22-23]。在強度折減過程中，3種判斷方法呈現時間上的遞進關系，首先是邊坡底部塑性區形成并向上發展，最終塑性區貫通，接著邊坡頂點發生位移突變。隨強度進一步折減，塑性區不斷擴大，位移增加，導致邊坡大范圍失穩，進而引起計算不收斂。雖然3種判據所得安全系數存在差異，但是由塑性區貫通至計算不收斂，折減系數變化在5%以內[24]。實際計算時只要采用統一標準，所得安全系數即可作為定性或定量標準。考慮到前兩種方法需要結合云圖人為判定，筆者采取計算不收斂作為邊坡失穩判定的統一標準。

2 工程案例及模型建立

2.1 工程案例及適用性分析

工程案例以含水合物沉積物的海底斜坡為研究對象，探究在海水壓力作用下，水合物分解對海底斜坡穩定性的影響。根據地質情況[25-26]并結合相關研究成果[17,19]，在不考慮地震、海平面變化、人為擾動等非常規因素影響時，可認為其主要受斜坡角度、海水深度、水合物分解程度、水合物埋深與水合物厚度等因素影響。

水合物分解會引起水合物儲層力學參數的降低，因此，需要考慮的關鍵問題在于當水合物分解程度不同時，與之對應的水合物儲層力學特性的變化；采用強度折減法對水合物分解后的邊坡進行分析時，不同分解程度所對應的基數“1”（宏觀海底斜坡整體力學參數）也不相同；此外，不同分解程度水合物儲層在分解之前的狀態是完全相同的（均是在上覆海水壓力以及自重應力下的平衡狀態），因而不能簡單地將水合物分解后的力學參數賦予儲層后再進行初始平衡和強度折減。通過以上分析，采用“兩步折減法”可以簡單而有效地解決上述含水合物沉積物海底斜坡問題。

2.2 模型建立

本文所建含水合物沉積物海底斜坡模型為二維平面模型（圖1），根據地震反射剖面圖以及似海底反射層（Bottom Simulating Reflector，縮寫為 BSR）位置（圖2），可確定水合物儲層埋深、厚度等實際尺寸。依據本文參考文獻[19,23]并考慮優化，模型坡長1 800 m、坡角6°，模擬水深800 m，水合物儲層厚度30 m、埋深250 m，坡頂、坡底長800 m，模型總跨度3 390 m。將模型劃分為上覆巖層、水合物層、周圍巖層、下伏巖層共4層巖體，采用三角形平面應變單元類型，并對水合物層進行加密。本構模型采用摩爾—庫侖模型，邊界條件為：模型左右邊界限制水平位移，模型底部邊界限制各個方向位移。考慮到氣、固、液三相耦合的非確定性，同時強度折減主要與c、φ相關，因此本文假設水合物分解過程中水、氣可快速排出，不考慮孔隙壓力的影響，即模擬砂質水合物儲層的分解過程。根據水合物力學特性實驗以及相關模擬研究成果[19,27-30]，經試算模擬后，本文力學參數如表1所示，水合物飽和度為25%。

圖1 海底斜坡示意圖

圖2 地震反射剖面圖（框選區域深色為BSR）

表1 海底斜坡力學參數表

3 水合物分解影響

考慮到引起水合物分解的原因眾多，而地震、火山噴發、氣候變化、海平面下降等[6]都會引起溫壓環境的顯著變化，進而造成水合物的大范圍分解，同時考慮到模型尺寸以及對“兩步折減法”的有效驗證，本文水合物分解為儲層整體分解。圖3、4為統一圖例范圍后不同水合物分解程度下的垂直應力、位移云圖，對圖中峰值數據進行匯總，得到表2。由圖3、4及表2可知，水合物分解主要對位移云圖產生影響，對于應力云圖的影響則較小，不同分解程度下的應力云圖基本一致；水合物分解后，儲層上方產生了顯著的位移變化，由坡腳至坡頂位移逐漸增大，最大值出現在水合物上覆巖層坡頂區域。隨分解程度的增加，峰值區域逐漸由坡頂向坡腳擴散。

表2 水合物不同分解程度的應力、位移峰值表

圖3 水合物不同分解程度應力云圖

圖4 水合物不同分解程度位移云圖

由于應力峰值出現在模型底部，而水合物影響范圍有限，整體云圖中并不能體現出水合物分解對應力場所造成的影響。因此有必要對水合物區域的應力變化進行分析，同時考慮深度方向上的應力、位移變化，布設S1～S4共4條測線，S1沿水合物層方向，S2～S4則基本沿垂直方向（圖5）。

圖5 測線布設圖

3.1 橫向分析

圖6為S1測線應力、位移變化曲線，橫坐標藍色加粗為水合物儲層區域，坐標200～2 000 m。由圖6-a可知，不同分解程度位移曲線呈現相似的變化規律，均是坡頂位移大于坡腳位移，最大位移出現在圖示坐標500 m處，與位移云圖一致，即最大位移出現在距坡頂一定距離處；隨水合物分解程度的增加，測線整體位移不斷增大，峰值逐漸升高；值得注意的是水合物儲層下邊界處位移由初期的升高變為陡降，且陡降幅度隨分解程度的升高而增大。這是因為當水合物分解后，應力釋放，下邊界處受到周圍巖層的“擠壓”作用（類似于采礦中的“底鼓”與“片幫”[31-32]）并產生“擠壓位移”，其與分解造成的“分解位移”相互影響，分解初期水合物儲層下邊界的“分解位移”相對“擠壓位移”要小，因此呈現升高的形態；隨著分解程度的增大，“分解位移”不斷增大，同時結合圖6-b，水平方向“擠壓位移”與“分解位移”方向相反，因此兩者疊加的總位移相較于“分解位移”要小得多，即呈現出陡降的形態。

由圖6-b可知，水平位移整體規律與圖6-a類似，不同的是在水合物儲層兩端位移為負值，測線整體則為正值。這表明，在水合物分解過程中水合物儲層水平位移沿儲層傾向正方向，兩端則沿傾向負方向，這是水合物分解后周圍巖層的“擠壓應力”與斜坡坡面水壓共同作用的結果。由于斜坡的傾斜作用，坡面水壓對巖層具有沿傾向負方向的推力作用，水合物儲層下邊界在“擠壓應力”與坡面水壓共同作用下產生了沿傾向負方向的水平位移；根據相關文獻[33-34]，斜坡附加應力存在非對稱性，越靠近斜面坡頂附加應力越小，即水合物儲層上邊界的“擠壓應力”遠小于下邊界，因此上邊界沿傾向正方向的“擠壓應力”被坡面水壓所影響，最終產生沿傾向負方向的水平位移；隨水合物分解程度的升高，兩端位移逐漸減小，由傾向負方向向正方向轉變，這表明水合物分解所引起的位移效果在不斷向兩端擴展。

圖6 S1測線應力、位移變化曲線圖

根據圖6-c，豎向位移變化規律與圖6-a、b一致，隨分解程度的增加，豎向位移不斷增大，整體呈現負值，即產生了向下的豎向位移。同樣在坡腳儲層下邊界處位移受水合物分解的影響較小，坡腳處位移的降低相對于6-a、b則要“平緩”，表明坡腳處位移的陡降主要由水平位移陡降所引起。

圖6-d為應力變化規律圖。在水合物層上下邊界之外，應力基本不受水合物分解的影響，而在水合物層，隨水合物分解程度的增加，應力不斷降低，這與位移變化規律相反。當水合物分解程度相對較低時，應力曲線呈現坡頂高，坡腳低的趨勢，峰值同樣出現在圖示坐標500 m處，這與位移曲線一致，而隨水合物分解程度的增加，應力曲線逐漸趨于平緩，即水合物層區域應力基本保持一致。

由以上分析可知，水合物分解所引起的位移、應力變化主要對水合物儲層區域產生影響，尤其是靠近坡頂處最為明顯。考慮到目前水合物試采主要以直井為主[35]，因此對于實際海底斜坡區域的天然氣水合物開采，其直井位置應盡量避免設置在坡頂附近，而應設置于坡腳或遠離斜坡區域。

為了更加直觀地了解水合物分解所造成的影響，取S1測線代表區段（300～2 000 m），對其進行上段（300～1 000 m）、下段（1 000～2 000 m）的劃分，分別求得不同分解程度下代表區段、上段、下段的位移與應力均值，如圖7-a所示；根據應力變化曲線圖6-d，同樣取上段（200～600 m）、下段（800～1 200 m）兩個代表區段，分別求取不同分解程度下的應力均值，并作差，得圖7-b。

由圖7-a可知，無論是上段位移還是下段位移，均與水合物分解程度呈正相關的關系，且隨分解程度的增加，其位移增長幅度也逐漸升高，相同分解程度下，上段位移大于下段位移，這與位移云圖所對應；應力則隨水合物分解程度的增加呈負相關的關系，即水合物分解程度越高，應力越小。

由圖7-b可知，當水合物分解程度較低時，上、下段的應力差值較大，而隨水合物分解程度的增加，上、下段的應力差值逐漸變小，直到水合物完全分解，上、下段應力幾乎相等，即水合物分解對于“斜坡應力”分布具有“稀釋均化”的影響效果。

圖7 代表區段位移、應力變化曲線圖

3.2 縱向分析

圖8為水合物不同分解程度下的S2～S4測線位移變化曲線。根據圖8-a，縱向方向上，位移變化主要集中在水合物儲層及其上部區域，而水合物儲層以下位移變化甚微；隨水合物分解程度的增加，位移整體不斷升高，隨坐標自上而下，位移單調遞減，且水合物分解程度越大，遞減趨勢越明顯。

由圖8-b，S2～S4呈現不同的變化規律，在水合物層及以上區域，隨坐標自上而下，S2測線單調遞減，S3及S4則單調遞增，且越靠近坡腳，遞增趨勢越明顯，同一坐標值下，S2位移最大，S3次之，S4最小；在水合物層以下區域，各測線單調遞減，在同一坐標值下，S3位移最大，S2次之，S4最小，這一大小規律與水合物上部區域截然不同。

圖8 S2～S4測線位移變化曲線圖

結合位移云圖，分析原因如下：由于斜坡的傾斜特性，水合物分解后，位移首先從坡頂位置開始逐漸向坡腳呈現“楔形”狀擴散（圖4），S2測線位于坡頂位置，當水合物分解50%時，S2測線水合物上部區域處于位移“完全發育”范圍內（云圖深紅色區域）；而S3及S4由于遠離坡頂，并未處于“完全發育”范圍內，僅是靠近水合物層部分處于“楔尖”位置，因此該處位移大于其上部位移。S4處于坡腳位置，測線頂部位移變化相對較小，其與“楔尖”區域位移差值更大，遞增趨勢也更為明顯。將圖4中圖例范圍進一步離散發現，水合物層上部位移顯著增加的同時，下部區域位移呈現下凹“圓弧形”分布，因此由于位置差異性，測線S3位移最大，S2及S4位移較小。基于S2～S4測線的位移大小關系，并注意到位移云圖的“圓弧形”分布與最終形成滑坡的“圓弧形”坡面極為相似，可知，含水合物沉積物海底滑坡的形成與水合物分解所引起的位移變化具有直接關系。

3.3 影響實質

通過橫、縱向的綜合分析可知，水合物分解的影響范圍有限，主要對縱向上部區域、橫向儲層范圍區域產生影響。同時可以得出如下結論：水合物分解是一個應力釋放、位移增加的動態過程，而位移增加的大小則與應力釋放程度相關。由于海底斜坡的傾斜特性，地應力平衡后沿斜坡層面的應力分布存在不均勻性，這種不均勻性呈現坡頂大坡腳小的趨勢。水合物分解過程中，巖層應力得以釋放，其隨斜坡分布的不均勻性消失，位移則重新呈現不均勻特性，即由坡頂至坡腳，位移逐漸減小，這與所釋放的應力相對應。因此水合物分解的影響實質是將沿斜坡分布的“應力非均勻性”轉換為“位移非均勻性”，且位移大小與分解前后應力差值成正相關關系。

從動量的角度分析，取水合物儲層一微元，在水合物分解過程中，滿足式（3）：

式中F表示水合物分解過程中微元所受平均合外力，N；Δt表示水合物分解時間，s；dm表示微元質量，kg；Δv表示水合物分解過程中微元平均速度變化量，m/s。

由圖4可知，水合物分解過程伴隨著位移的增大，即合外力發生了變化，而各微元質量dm近乎相等（排出的水、氣相對儲層質量較小），時間Δt相同，Δv由F所決定。根據圖6-d，水合物分解之前，沿斜坡層面應力呈現坡頂大坡腳小，而在水合物分解結束后，沿斜坡方向應力幾乎相等，因此這一過程中，沿坡腳至坡頂微元所受合外力F逐漸增大，即Δv沿坡腳至坡頂逐漸增大，則相同時間內，越靠近坡頂則位移越大。

同時根據上述分析，當對穩定性較差的海底斜坡區域進行天然氣水合物開采，或由于水合物開采可能引起海底滑坡時，可考慮采取“直井＋水平井”并結合多分支孔的聯合開采方式（圖9），在水合物儲層下部區域設置水平井，并將直井設置于遠離斜坡區域，而這種非單一直井的多井聯合作業模式也是未來水合物開采的發展趨勢[36]。

圖9 多井聯合作業模式圖

4 海底斜坡穩定性影響因素的正交試驗

利用SPSS軟件構建了考慮斜坡傾角、水深、水合物分解程度、水合物層厚度，水合物層埋深的5因素5水平正交模擬試驗方案，以探究不同因素對于海底斜坡穩定性的影響，試驗方案如表3所示。

表3 正交試驗設計表

4.1 極差分析

極差分析可以直觀且簡單的確定不同因素對于試驗結果影響的主次關系。各因素水平的極差分析結果，如表4所示，其中Ⅰ～Ⅴ表示各因素的不同水平值，均由小至大排列，R表示極差。根據表4可知，RA（斜坡傾角）＞RB（水深）＞RE（分解程度）＞RD（水合物層厚度）＞RC（水合物層埋深）。即各因素對試驗結果影響程度由強到弱依次為A（斜坡傾角）＞B（水深）＞E（分解程度）＞D（水合物層厚度）＞C（水合物層埋深）。同時還可發現RA、RB遠大于 RC、RD、RE，而 RC、RD、RE之間差別并不明顯。

表4 極差分析表

4.2 方差分析

極差分析雖然可以直觀地確定影響因素間的主次關系，但是不能有效區分試驗結果之間的差異來源，即無法判斷試驗結果差異是否是由于因素不同而引起的，而方差分析則可以彌補極差的不足，實現各因素對試驗結果影響的顯著性分析。方差分析結果如表5所示。根據表5，斜坡傾角、水深的顯著性水平分別為0和0.047，均小于0.05，表明這兩個因素對于海底斜坡安全系數具有顯著影響，尤其是斜坡傾角對于海底斜坡的安全系數具有極其顯著的影響；儲層埋深、水合物層厚度、水合物分解程度的顯著水平則遠大于0.05，表明這3個因素對于斜坡安全系數的影響不顯著。進一步比較各因素的顯著性水平，可知對試驗結果影響程度由強到弱依次為A（斜坡傾角）＞B（水深）＞E（分解程度）＞D（水合物層厚度）＞C（水合物層埋深），這與極差分析結果一致。

表5 方差分析表

4.3 邊際均值、變化規律

圖10為共計25種試驗方案下的安全系數柱狀圖。從圖10中可以看出，除個別試驗方案外，絕大多數試驗方案所得安全系數均在安全線以上，尤其是斜坡傾角3°時安全系數大于5，表明海底斜坡具有良好的穩定性。安全系數隨試驗方案的不同呈現較強的規律性，結合表3～5可知，圖9的遞減、遞增規律分別由斜坡傾角和海水深度所引起，且這兩個因素對安全系數的影響非常顯著。當對不同因素水平下的邊際均值進行求取時，就存在變化規律被斜坡傾角與海水深度所掩蓋的可能性，這種誤差是由于個別因素的異常顯著性（Sig值）所引起的。因此，當需要對波動規律作進一步分析時，應首先排除異常顯著性因素的干擾[17]。

圖10 不同方案下的安全系數柱狀圖

對不同因素水平下的安全系數邊際均值進行求取，獲得安全系數變化規律（圖11）。根據圖11-a，安全系數與斜坡傾角呈負相關關系，隨傾角的不斷增加，安全系數的降低幅度逐漸減小，兩者呈現類拋物線關系。傾角15°時，安全系數基本接近于安全線，海底斜坡處于臨界穩定狀態。將斜坡傾角與安全系數的關系進一步整理，分別以Fs、1/tanβ為坐標，得到圖11-b，兩者滿足式（4）：

圖11 各因素不同水平下安全系數變化規律圖

式中Fs表示安全系數；β表示斜坡傾角，（ ）；k，b表示一次函數系數。根據式（4），安全系數與斜坡傾角正切值的倒數（1/tanβ）呈一次函數關系，并且式中b≈0，即安全系數與斜坡傾角正切值的倒數（1/tanβ）呈正比。這樣通過坐標轉換就將斜坡傾角與安全系數之間的非線性關系轉變成了線性關系，同時表明斜坡傾角對安全系數的影響是通過傾角的正切值（tanβ）來體現的。

根據圖11-c，安全系數與水深呈正相關關系，且單位水深增加所引起的安全系數增量為定值；由圖11-d，安全系數與水合物層厚度、水合物層埋深、水合物分解程度的關系并不符合單調關系，而是隨水平變化呈現一定波動。由之前圖10的分析可知，這是由于斜坡傾角與海水深度的異常顯著性所引起的，即水合物層厚度、水合物層埋深、分解程度對安全系數的作用效果被斜坡傾角與水深的誤差所掩蓋。

圖12為在排除斜坡傾角、水深影響后，安全系數隨分解程度、水合物層埋深、水合物層厚度變化規律圖（傾角6 、水深800 m）。根據圖12，安全系數隨分解程度的增加單調遞減，隨水合物層埋深的增加單調遞增，與水合物層厚度之間的關系則隨水合物分解程度的不同而不同。由圖12-b，當水合物分解程度不同時，安全系數與水合物層埋深之間基本為正相關關系，且隨埋深的不斷增加，安全系數增長幅度逐漸降低。因此預計，存在一個臨界埋深，當埋深持續增長至大于臨界埋深時，將基本不會對安全系數產生影響，即埋深對安全系數的影響是有一定限度的。

根據圖12-c，當水合物分解程度不同時，安全系數與水合物層厚度之間的關系亦不同。分解程度較低時，安全系數與水合物層厚度之間為正相關關系，而分解程度較高時，兩者為負相關關系。分析認為，這是不同分解程度下水合物儲層與周圍巖層之間的相對“力學差異性”所造成的。當分解程度較低時，其力學性質（力學參數）較周圍巖層高，對海底斜坡具有“加固增強”作用；當分解程度較高時，其力學性質顯著低于周圍巖層，斜坡強度被“拉低”。因此，安全系數與水合物層埋深之間呈現出如圖12-c所示的變化規律。

圖12 安全系數隨分解程度、水合物層埋深、水合物層厚度變化規律圖

5 結論

1）提出的“兩步折減法”能夠將初始地應力平衡、水合物分解、強度折減進行統一考慮，在實現研究目的同時避免了進行初始平衡與參數賦值的繁瑣步驟。

2）水合物分解是一個應力釋放、位移增加的動態過程，其影響實質是將沿斜坡分布的“應力非均勻性”轉換為“位移非均勻性”，而位移大小則與分解前后的應力差值呈正相關關系。

3）多因素影響下海底斜坡穩定性主控因素為斜坡傾角與海水深度，而分解程度、水合物層厚度、水合物層埋深影響相對較小，影響程度綜合排序為：斜坡傾角＞海水深度＞分解程度＞水合物層厚度＞水合物層埋深。

4）安全系數與斜坡傾角、分解程度之間為負相關關系，與海水深度、水合物層埋深之間為正相關關系，與水合物層厚度之間的關系則取決于水合物分解程度的高低；斜坡傾角對安全系數的影響是通過傾角的正切值（tanβ）來體現的，并且安全系數與斜坡傾角正切值的倒數（1/tanβ）基本呈正比關系。

5）對于實際海底斜坡區域的水合物開采，其鉆井位置應避免設置在坡頂附近，而應設置于坡腳或遠離斜坡區域；當海底斜坡穩定性較差或水合物開采可能會引起海底滑坡時，可考慮“直井＋水平井”并結合多分支孔的聯合開采方式，在水合物儲層下部區域設置水平井，并將直井設置在遠離斜坡區域。