当ρ_a <<ρ_w 时，略去式（4）右端第 2 项，则有

      p _w = ρ_wg ( H-h)                                 （5）

      由式（5）可看出，原始气藏的包气带中水压力沿气藏厚度呈线性分布，且大小与其相同深度处的静水压力接近。理想顶凸型砂透镜体气藏中的初始水气压力大小分布如图 1(b)所示。

      前述的试验已表明，在工程采取的有控缓慢放气措施下可以不考虑由吸力变化引起的浅层储气砂土的吸湿变形，即a_m ≈ 0，故由式（9）可得

      Δe  =-a_t-Δp _c                                               （10）

      K₀条件下土层的压缩量 Δh 与Δe 之间有如下关系：

                                        （11）

      式中：e₀ 为含气土层的初始孔隙比；h₀ 为气藏厚度。

      将式（10）代入式（11）可得出有控放气措施下含浅层气地层沉降量的估算表达式：

                                         （12）

      实际工程中， a_t可以通过储气土层的室内测定的非饱和土压缩曲线获得。在已知气藏厚度h、孔隙比e 和地下水头高度的条件下，根据地基沉降的分层总和法的基本原理可以估算出工程有控放气引起的含浅层气地层变形的大小。如图 3(a)所示，将浅层气藏沿厚度h自上而下分成若干等厚土层h_i ，气藏初始吸力由上至下呈倒三角形分布，见图 3(b)中o ′a ′m ；取各层中心位置处对应的吸力作为本层的平均吸力值。气体释放后，气压由图 3(b)中m 处对应的压力值p_a 下降至 n 处对应的p _{a 0} ，自由水面由a-a′ 面上升至c -c′面，气藏缩小，吸力p_c 变化为三角形o ′f n所围部分的对应值，nma ′f 所围阴影部分即为气体释放前后引起的吸力改变量Δp _c ，由于Δ(σ_n-p_a )= -Δp_c ，取各层中点对应深度处的吸力变化作为该层在气体释放前后的平均吸力改变量，同时各层土取室内各初始吸力下的压缩曲线中对应压差为-Δp_c下的压缩系数，如图 3(a)中的a_ti 、a_tj 、a_tk 等，由式（12）即可计算处该层土体的沉降量δ_i ，求取各层沉降之和δ = ∑Δδ_i即为气体释放后引起的土层总沉降量。例如，若气藏总厚度h =6 m，原始气藏压力p_a 为 300 kPa，地下静水头高度 H =30 m，储层砂土的初始孔隙比e₀ = 0.72，土层重度γ 为 20 kN/m³。按照上述方法，将土层平均分为 3 层，如图 4 所示，每层厚度h_i =2 m，气体释放完毕后各层土中心位置 25、27、29 m 深度处对应的吸力变化量分别为 50、30、10 kPa，结合储气砂土的非饱和压缩曲线，可得如表 2 所列的计算结果。计算结果表明，由气体释放引起的含浅层气土层的沉降变形沿气藏厚度方向自上而下依次递减，且由于气体释放前后吸力的变化幅度不大，所引起的土层总沉降量约为气藏厚度的 1‰～5‰。

      （1）初始状态下原始气藏包气带内的水压力和吸力沿气藏厚度呈线性分布，水压力大小与其相同深度处的静水压力接近。初始饱和度分布可以根据现场勘探资料并利用储层土体的土-水特征曲线获得。

      （2）储气砂土在经历了形成过程中的自然脱湿过程后，砂土进一步压密，而因气体释放导致水浸或再吸湿过程中，单由饱和度或吸力减小所引起的砂土湿化变形量很小，可以忽略其工程影响。

      （3）气体释放引起含浅层气土层的沉降量沿气藏厚度自上而下依次递减，且与其释放前后的吸力差呈正比；有控放气措施下，气体释放引起的土层总沉降量约为气藏总厚度的 1‰～5‰。

      值得说明的是，本文所提预测方法是在工程采取有控缓慢放气措施下，假定气藏中水气缓慢运移，维持其基本形态和平衡的理想条件下得出的。实际工程中，若浅层气无控释放或释放速率过快，会引起气藏中水气运移的无规则剧烈变动，导致储层土体被严重扰动甚至喷发损失，引起地层的变形，则不适用本文的方法进行估算。