深海天然氣水合物機械-熱聯合開采方法研究綜述1)

李 鵬 張旭輝, 劉樂樂 張 巖 魯曉兵, 李清平 何玉發

* (中國科學院力學研究所,北京 100190)

? (中國科學院大學工程科學學院,北京 100049)

** (中國地質調查局青島海洋地質研究所,山東青島 266237)

?? (中海油研究總院有限責任公司,北京 100029)

*** (南方海洋科學與工程廣東省實驗室(湛江),廣東湛江 102413)

引言

我國的深海資源的開發與利用正按“深海進入、深海探測、深海開發”三步曲展開.天然氣水合物(以下簡稱水合物)是天然氣(主要成分甲烷)和水在高壓和低溫條件下形成的類冰固體化合物,是一種清潔能源,其資源量約是當前已探明化石燃料總量的兩倍,是未來全球能源發展的戰略制高點之一[1-3].海域水合物資源量占95%以上,水合物填充到海底砂、粉土、黏土等沉積物孔隙中形成水合物沉積物,主要分布在水深800～3000 m、海底以下數十米到數百米的沉積層中.水合物成藏和穩定存在需要高壓低溫條件、有充足氣源、氣體運移通道和充足的水源環境[4-5].

從全球各個國家和地區進行的水合物沉積層的調查和研究來看,水合物沉積層在深海中一般分布在大洋邊緣板塊的會聚帶、被動大陸邊緣、泥底辟、海底泥火山活動區、海底滑塌區域等圈閉結構[6-8].深海水合物在各類儲層中的比例如圖1 所示,越是靠近金子塔的底層,水合物的儲量越大,但開采難度也越高,尤其在粉黏土、黏土或淤泥中賦存的比例最高[9].我國在南海海域、東海的沖繩海槽、青藏高原凍土區等地具備水合物孕育和賦存的條件,且目前我國已探明海域水合物遠景資源量高達800 億噸油當量[10].

圖1 水合物地層金字塔形分布(1 Tcf=2.8 × 1010 STm3)[9]Fig.1 Pyramid distribution of gas hydrate in sediments[9]

水合物的開采同常規化石能源的區別在于[11]:水合物以固體化合物形式賦存在儲層的沉積物中,必須通過溫壓擾動,并供給水合物分解所需的熱量,打開水分子氫鍵約束,釋放出甲烷氣體分子,涉及相變與吸熱的過程;水合物地層一般具有3°～15°的坡度,水合物分解相變后,地層強度大幅降低,孔隙壓力升高,對井筒結構及地層穩定構成威脅;上覆層可能具有一定的滲透性或者薄弱區,水合物開采過程中需避免氣體上浮導致甲烷氣體穿過水合物地層的上覆層向海洋環境或大氣中的泄漏,引起環境問題.

在鄭哲敏先生的組織領導下,中國科學院力學研究所自2004 年開始進行水合物的研究[12],提出了三個研究方向:(1)水合物勘探關鍵技術;(2)水合物開采原理與技術;(3)含水合物礦區的環境和災害力學問題研究以及上部覆蓋水合物層的油氣田安全開采的保障.通過水合物熱分解引起地層軟化和破壞研究,發現水合物分解相變存在傳熱、滲流、應力重分布的多物理效應,是一個多相、多尺度、多過程的科學問題,由相似分析得到水合物相變、熱傳導、滲流和應力重分布特征時間相差2 個量級以上,其中傳熱最慢,這是整個問題的核心.當前國際試采證實單純依靠滲流原理的油氣開采方案來開采水合物難以實現商業化開采,而水合物的分解要消耗大量的熱,這是整個問題的瓶頸.由于所處地層的特殊性,壓裂法的適用性和有效性,也是有待研究的問題,急需尋找合適的經濟高效的開采方法[13].鄭哲敏先生敏銳地指出必須突破依賴熱傳導的傳統油氣開采方案的瓶頸,因而前瞻性地部署類似采煤、采礦的機械開挖方案研究,可以利用表層相對溫熱海水對流加熱從海底提升的沉積物,并在一定的高度將沉積物分離并回填到挖掘區,提高開采效率的同時保障地層安全,并稱之為機械-熱聯合開采水合物方法[14].

機械-熱聯合開采水合物方法的基本思路是[15-17]:由于提高熱傳導效率是水合物開采的核心,要達到這個目的,可以減小傳熱的尺度,增加傳熱表面積.因此,像采礦一樣通過機械設備挖掘水合物地層并將水合物粉碎成小顆粒,然后與一定溫度的海水摻混,沿管道輸送一定距離后在分解倉/管道分解完畢,將沉積物土顆粒和水分離,土體回填、氣體通過開采管道收集.如圖2 所示,其基本流程是:地下挖掘→粉碎→傳送→與海水混合/分解/分離/回填→顆粒流輸送→氣體輸送與收集,即像采煤采礦一樣通過機械設備挖掘水合物地層并將水合物粉碎成小顆粒,然后在預先設計的水合物分解倉內實現較熱海水的供給、小顆粒與海水的摻混、水合物分解、沉積物的分離回填、氣體通過開采管道的收集.這種方法將水合物沉積物轉變成可以隨流體流動的小顆粒,因此,既可借助海水與對流傳熱這個巨大的熱源供給水合物分解的熱量,又可將沉積物的回填恢復一定的地層強度,也避免水合物分解的氣體從覆蓋層的泄漏.

圖2 機械-熱開采法流程圖[17]Fig.2 Sketch of Mechanical-thermal recovery of gas hydrate[17]

機械-熱聯合法可充分利用海水的巨大熱量,提高開采效率,同時將回收的土顆粒及時回填可有效地降低地層變化和破壞的安全性風險,適合于開采水合物分布集中且儲量大的未成巖的水合物地層.機械-熱聯合法的重要內涵之一是避免將水合物沉積物全部舉升到海平面,使水合物在管道中的適當高度完全分解,然后在此處進行氣-液-固的分離,最終只有分解產生的氣體通過管道輸送到海平面,大大降低了管道輸送所需要的能量,同時不需要破壞上覆蓋層.

相比于傳統油氣開采方案,機械-熱聯合開采水合物的優勢在于[17]:

(1)該方法可以在更大空間內對水合物地層進行開挖,機械開挖可以滿足水合物的供應量與供應效率需求;將水合物沉積物粉碎成小顆粒,縮短了熱傳導特征時間,容易調控水合物的開采效率和開采程度,比如1 m 尺度的熱傳導特征時間約為106s,而切割成1.5 cm 的顆粒后熱傳導的特征時間約為10 s,避免了井筒降壓法開采受分解范圍限制的缺陷.

(2)可以充分利用海水的巨大熱量,將表層海水輸送到下部水合物層,與粉碎的水合物沉積物小顆粒進行摻混,然后通過管道輸送方式將混合物向上部提升;降低地層安全性風險系數,可對地層開挖方式和開挖空間預先設計優化,控制開挖間隔、開挖孔洞尺寸、開挖支護等,對地層安全性可控;可以考慮將氣體膨脹做功利用到沉積物提升過程與注入海水的能量消耗等.

1 機械-熱聯合開采裝備、能量與經濟性評價

1.1 裝備與能量評價[14]

從裝備角度看,機械-熱聯合開采地層挖掘裝備在采煤、采礦工程中有類似的裝置,如滾筒式采煤機、液壓牽引采煤機、電牽引采煤機、盾構機等,目前的滾筒式采煤機對各種煤層適應性強,能適應較復雜的頂底板條件,還有利于實現綜采設備配套和自動控制,主要工作參數包括生產率、采高(主要決定于滾筒的直徑)、截深(一般小于1 m)、截割速度(3.5～5.0 m/s)、牽引速度、裝機功率等.破碎設備有顎式破碎機,復擺顎式破碎機的進料最大粒度在120～1200 mm,排料口尺寸最小10 mm,處理能力在6～1000 t/kW 之間,可以根據實際情況進行多次破碎.在中、細碎方面,對于產量較小的情況可以選擇顎式破碎機;產量較大時,選擇圓錐破碎機.

深海地層中作業涉及長期的高壓、高腐蝕、地層未成巖、長距離動力供應與信號傳輸等復雜環境條件,往往需要作業裝備小型化、智能化及配套的動力系統,尤其深海無人作業未來要考慮建立環保、安全、自動控制、連續機械開挖并生產的一體化開采方式,機械-熱聯合開采裝備和開采總體方案的設計也應結合我國水合物成藏特點、深海開發戰略要求等,進行前瞻性的研究和開發.目前海底水合物地層挖掘粉碎形式有帶螺旋輸送的鉆頭破碎、噴嘴射流破碎等,在現場試驗中采用無隔水管鉆桿鉆進到水合物層并形成開采井口空間,進行破碎、射流、抽吸等,驗證了設備的可行性[18-19].

針對機械-熱聯合開采,采掘粉碎可考慮如下流程:絞碎裝置,主要用于水合物地層中混合物的絞碎,絞碎范圍取決于水合物的開采量以及連接軟管的裝載量;連接軟管,設計直徑10～40 cm,主要用于在地層中傾斜鋪展、伸縮,便于水合物吸收進來以及海水的匯入;活塞式推進裝置,由過濾網和推進回填機械傳動兩部分組成,既可以起到過濾網的作用,只允許氣體和水通過,又可以向前推進,將多余的沉積物再次回填到絞碎區域;吸力裝置,采用渣漿泵系統,可以提供一定的吸力,促使混合液體和水合物沉積物顆粒流動到軟管內,其中氣體到達該吸力裝置處時可以利用膨脹做功轉化為提供吸力的能量;再連接豎直井筒,設計直徑10～40 cm,用于流體的輸送;輸水管道,用于較高溫度海水的注入,加速軟管內水合物的分解;注海水系統,置于開采平臺上,將海平面較高溫度的海水注入到輸水管道中;開采平臺,用于氣體的收集,以及開采系統的安裝布置,并配有遠程控制系統,控制吸力裝置、活塞推進裝置、注海水系統等,將來可考慮深海小型核電站裝置、太陽能發電、風力發電等提供動力源.

從能量角度看,能量產耗比結合機械-熱采的基本流程,將各個流程的能量消耗細節進行大致估算,綜合考慮機械-熱開采模式的各個流程中的能量消耗以及能量產出.在此定義能量產耗比的概念,即能量產耗比 β=能量產出Qt/能量消耗Wt.選取1 天產氣量為標準狀況下10000 m3為基本單位,我國南海每天的挖掘、傳送、粉碎、輸送摩阻、海水注入、沉積物提升、氣體膨脹做功的能量消耗分別為2.4 GJ,1.8GJ,0.2 GJ,0.01 GJ,0.1 GJ,1.0 GJ,5.7 GJ.考慮將沉積物提升到海床進行氣、水和土顆粒的分離,氣體膨脹能量基本等于其他各個流程的能量消耗.若能充分利用氣體膨脹做功產生的能量則可抵消機械能消耗[14,16].

1.2 注入海水溫度評價[14]

假定海水以2.0 m/s 的流速從溫度25 °C 的海水表面注入管道,輸送到水合物層,途經1200 m 的海水到達3.5 °C 的海床,再穿入200 m 的覆蓋層到達水合物層(9.5 °C),那么管道中海水的溫度分布及到達水合物層后的溫度是多少？

假定:(1)海水溫度沿深度方向線性降低,覆蓋層溫度沿深度方向以地溫梯度為3 °C/100 m 升高;(2)注入海水沿管道向周圍環境傳遞的熱量能夠迅速消耗;(3)管道中海水徑向等溫,那么問題可以簡化為含有源和流動的熱傳導問題.

基本參數:海水密度 ρ,比熱C,熱傳導系數 λ,注入速度v;管道直徑D,壁厚d,海水段長度Lw,覆蓋層段長度Ls,熱傳導系數 λp;海水環境沿深度方向溫度分布

覆蓋層環境沿深度方向溫度分布

數學描述:由于管道在海水層的傳熱與在覆蓋層的傳熱是類似的,這里僅推導海水層的熱傳導過程.管道內部輸送海水時,沿著管道長度方向任意位置存在管道外部與內部流動之間的溫差,因而引起兩者之間的熱量傳遞,一般地,若考慮外部熱交換遠快于內外之間的熱交換的三維問題時,外部溫度作為邊界條件,而在考慮一維問題時,則以熱源項的形式存在.

控制方程

邊界條件

初始條件

對方程與邊界進行傅里葉級數展開

求解得到

其中

考慮時間較長以后的情況

傳熱情況主要取決于管筒的熱傳導系數、管徑、壁厚和流動速度.熱傳導系數越小,則交換的熱量越小,管徑和壁厚越大,交換的熱量越小.當流動速度較大時,降溫較慢.

取參數值如下:海水密度 ρ=1000 kg/m3,比熱C=4211 J/(kg·K),熱傳導系數 λ=0.56 W/(m·K),注入速度v=2 m/s ;管道直徑D=0.4 m,壁厚d=0.04 m,海水段長度Lw=1200 m,覆蓋層段長度Ls=200 m,熱傳導系數 λp=30 W/(m·K).

保持較小的流速且管道不隔熱,海水輸送到水合物地層還能保持在15 °C 以上,比水合物分解所需溫度還高出5 °C 左右,若管道鍍一定的隔熱材料,則輸送到海底的溫度會更高.在充足的海水供給的條件下,足夠水合物分解所需熱量保證.這樣節省了加熱帶來的巨額費用.

從注入海水供應熱量估計和能量優化角度,為了避免水合物分解過程中的不穩定流、結冰或水合物二次生成,同時保證固體顆粒懸浮,原位挖掘天然氣水合物地層后粉碎的顆粒直徑可設定在0.1～1.0 cm 之間,控制水流速度0.22～0.67 m/s,溫差5 K以上,混合物中水的體積分數在0.85 以上[16].

1.3 經濟性評價

深海作業的費用主要包括:海洋平臺成本、勘探開發費用、開采井費用、海上處理費用、操作費用、泵送費用等.經計算,若采用20 口井,這些費用總額度為8000 萬元左右.按照日產氣量10000 m3/d,2 年之內即可收回這些成本.由于這些費用是深海開采所必需的,目前暫不計入下面現值法經濟性估算中.

借鑒油氣田開發中經濟產量的定義[20],把現有技術經濟條件下,能夠達到企業經營目標的水合物產量定義為水合物經濟產量.類似地,水合物經濟產量臨界值依據投入產出平衡原理進行計算.將投資、成本和費用、稅金等視為投入,將天然氣銷售收入視為產出,能夠平衡投入和產出的水合物產量即為水合物產量臨界值,高于該臨界值的水合物產量即為水合物經濟產量.

凈現值法(NPV)是被國內外廣泛應用的投資效果評價方法之一[21].凈現值是根據企業追求的投資效果,以企業目標收益率為貼現率來計算項目在使用年限內發生的現金流入和現金流出的現值總和.凈現值為正的項目能夠確保企業獲得預期的投資收益,項目可行;凈現值為負的項目不能滿足企業的投資收益要求,項目不可行或者有待改進.項目凈現值依據下式進行計算

其中,CI表示現金流入量(萬元);CO表示現金流出量(萬元);n表示計算周期(年);ic表示企業目標收益率,石油行業一般取12%[22].

以采油項目為依據,水合物機械-熱開采項目的成本費用是指企業在生產經營活動中按照規定發生的一切消耗和費用的總和,主要包括水合物開采成本、管理費用、銷售費用和財務費用,其中后三項是在水合物開采過程中發生的費用,不計入水合物開采成本,而作為當期損益直接從銷售收入中扣除[22-23].

借鑒油氣開采成本會計報表[24],水合物開采成本主要包括以下13 項:動力費、材料費、燃料費、生產人員工資、福利費、氣體處理費、地下作業費、測試費、修理費、生產維護費、折舊費、儲量占用費和其他開采費用.動力費是指在水合物開采過程中直接消耗的電力等;材料費是指在水合物開采過程中機械設備直接消耗的各種材料;燃料費是指在水合物開采過程中直接消耗的固體、氣體和液體燃料費用;生產人員工資是指直接從事水合物開采的工作人員的工資、獎金和各種補貼;福利費是指按生產工人工資總額的14%提取的各種福利費;氣體處理費是指天然氣凈化罐裝費,包括相應設備的折舊在內;地下作業費是指地下機械設備和設施的折舊費;測試費是指水合物開采過程中的測井測試費;修理費是指地下及地面設施的修理費;生產維護費是指保持開采持續進行的維護費用,如技術改造費等;折舊費是指生產設施和房屋建筑等按規定提取的折舊費;儲量占用費是指按企業規定提取的,用于企業擴大再生產而尋找新增儲量發生的費用;其他開采費用主要是指廠、礦兩級管理及組織開采過程中發生的各種費用.

把上述13 項成本劃分為以下5 種成本定額,即與開采井(豎直輸送管道)個數有關的費用、與產氣量有關的費用、與產水量有關的費用、與產砂量有關的費用和與固定資產有關的費用[22].與水合物開采井個數有關的費用CTW主要包括材料費、燃料費、動力費、工人工資及福利、修理費、地下作業費、測井測試費和其他開采費.與產水量有關的費用Cwi滿足下式

其中,Rw是水處理費用定額(元/t);Qw是年產水量(104t).與產氣量有關的費用Cgi滿足下式

其中,Rf是氣田維護費用定額(元/立方米);Rc是儲量使用費用定額(元/立方米);Qg是年產氣量(104m3).與固定資產有關的費用Czj主要涉及設備的折舊計算,根據固定投資及運轉情況,結合財務報表數據和開發年費,得到合適的設備折舊率,從而確定固定資產的折舊費用.與產砂量有關的費用Csi滿足下式

其中,Rs是砂處理(泥砂回填)費用定額(元/立方米);Qs是年產砂量(104t).因此,機械-熱開采的單井成本模型滿足下式

其中,Czj表示與固定資產有關的折舊費.

單井扣稅之后的銷售收入N可表示為

其中,P表示天然氣售價(元/立方米),I表示天然氣商品率,Tax表示綜合稅率.

單井開采的利潤Pm滿足下式

由水合物產量臨界值定義(即Pm=0)可知,單井的經濟極限年產氣量滿足下式

以采油項目[16]為參考,取固定操作費用CTW為20 萬元/(井·年),水處理費用定額Rw為13.9 元/立方米,砂處理費用定額Rs為13.9 元/立方米,天然氣價格P取2 元/立方米,天然氣商品率I取0.96,綜合稅費Tax取0.15 元/立方米,每年的折舊費Czj取5 萬元.

水合物按I 型結構考慮,根據其分子式能夠確定產水量與產氣量滿足下式

產砂量與產氣量滿足下式

以南海北部海域水合物儲層為例,孔隙度 φ 和水合物飽和度Sh均取0.4,經計算獲得單井的經濟極限年產氣量假設單井每年工作時間T為330 d[16],則經濟極限日產氣量為

水合物機械-熱開采項目的凈現金流量可按下式進行計算

其中,Ipre表示前期研究費用,取200 萬元;Ipro表示前期工程建設費用,取300 萬元;Itrial表示試生產費用,取100 萬元[16];Xg表示天然氣的儲量使用費,以采油項目[16]為參考取0.15 元/立方米.

現取日平均產氣量為qg=4.0 × 103m3/d,與此日平均產氣量對應的日平均水合物沉積物挖掘量為qV=73.2 m3/d.普通的機械設備即可能實現上述日平均挖掘量.假設水合物機械-熱開采項目的開采時間為20 年,前2 年為投資建設期.在上述日平均產氣量的條件下,20 年內凈現金流量如圖3 所示,可以看出水合物機械-熱開采項目在第6 年由虧損轉入盈利,該項目在資金投入與產出方面是可行的.

圖3 機械-熱開采項目20 年內凈現金流量圖Fig.3 Net cash flow during 20 years of hydrate exploitation by mechanical excavation method

2 管道含水合物相變氣液固多相流動研究進展

2.1 小塊體水合物沉積物分解速率問題

準確掌握水合物的分解規律是描述管道內氣液固三相流動規律的基礎.通常來說,水合物的分解速率包括本征分解速率、傳熱速率和傳質速率.通過實驗測量得到的分解速率只有首先排除掉傳熱和傳質速率的影響,得到的本征分解速率才是通用的,進而可以在本征分解速率的基礎上考慮傳熱和傳質的影響[25].目前關于水合物分解動力學的實驗研究主要依靠高壓反應釜和流動環道兩種裝置[26].

前期開展的水合物分解實驗大多在高壓反應釜內進行.Kim 等[27]在半間歇式攪拌釜反應器中進行了甲烷水合物的分解實驗.在高速攪拌的情況下,可以忽略氣相主體到粒子表面的傳質阻力和水相主體到粒子表面的傳熱阻力.通過假定水合物的分解速率和粒子總表面積與氣體逸度差成正比建立了Kim分解模型.Kim 模型描述了水合物的本征分解速率,被認為是用來描述水合物分解過程最經典和常用的模型,它建立的分解速率模型可表示為驅動力、相界面面積和速率常數的乘積.這一模式為后續諸多研究者所認可和采納,并基于此模型開展了大量的研究[28].在Kim 模型的基礎上,Jamaluddin 等[29]將傳熱和傳質速率與本征分解速率耦合在一起建立了一個新的模型.孫長宇等[30]通過假定水合物的分解速率和剩余水合物的量成正比研究了甲烷和二氧化碳水合物的分解性質.Oyama 等[31]研究了多孔介質中水合物的分解,在考慮傳熱和偏離相平衡的基礎上提出了一個沉積物中的水合物分解模型.沉積物中的孔隙結構會影響水合物的相平衡溫壓條件和分布狀態,從而會對水合物的分解速率產生影響.Yang等[32]研究了水的鹽度對多孔介質中二氧化碳水合物分解的影響.Misyura 等[33]通過實驗研究了冰點以上和冰點以下水合物顆粒的大小對分解速率的影響.

水合物在管道流動狀態下分解時,各相界面之間的傳熱、傳質特點以及管道中的濃度、速度分布都會對水合物的分解產生影響,水合物的分解機理與在反應釜中存在區別.Sean 等[25]假設水合物分解的驅動力是水合物和周圍水之間的摩爾吉布斯自由能之差,通過實驗研究建立了水流條件下純水合物顆粒的分解速率模型.付強等[34]建立了一個管道流動條件下純甲烷水合物的分解模型,考慮了管道內壓力、溫度的連續變化以及固液兩相速度差對分解速率的影響,此模型尚缺乏實驗的驗證.目前不同學者開展的流動環道實驗多是研究氣液流中水合物的成核、生長、沉積、堵塞和分解過程,通過控制管道的壓力和溫度條件來達到合成和分解水合物的目的,進而了解水合物堵塞輸送管道的機理,以達到合理控制水合物風險的目的[35].

綜上所述,目前描述沉積層水合物分解速率的模型大都采用Kim-Bishnoi 模型或是看作Kamath模型,這些模型主要是描述某一溫度和壓力下穩定狀態時的分解,但是含水合物的沉積物顆粒在管道中流動時,水合物的本征分解速率、固體顆粒中的傳熱和傳質過程、水合物飽和度、顆粒濃度以及兩相之間的速度差都是影響水合物分解的重要因素.

含水合物沉積物顆粒在管道流動狀態下的分解與注熱、降壓等使得儲層孔隙中的水合物分解有本質的不同,傳統方法以滲流和熱傳導為主要的控制機制,而流動環境下的分解以對流傳熱為主要控制機制,傳熱面積和傳熱效率大大提高,目前關于此機制的研究非常缺乏,有必要首先通過實驗研究對流傳熱條件下含水合物沉積物顆粒的分解參數,確定分解速率模型.小顆粒的分解率問題越清楚,有助于優化設計顆粒粉碎尺度大小,也利于更充分高效地調控管道中水合物的分解過程.

中國科學院力學研究所李鵬等[36-37]搭建了管道流動體系下含水合物球形土顆粒分解速率測量的實驗裝置(圖4),包括球形土顆粒制備模塊、含水合物球形土顆粒的制備與分解模塊、供氣模塊、供水模塊、分解產氣測量模塊、數據收集記錄系統.利用在實驗室中合成的含二氧化碳水合物沉積物球形小顆粒,開展了單個顆粒在水中下落過程中的分解實驗(圖5).通過高速攝像機記錄顆粒在水中下落過程中的分解現象.通過單顆粒分解實驗測量了不同粒徑、不同水溫條件下分解所需的總時長,總的分解時長隨顆粒直徑的增大而增大,隨水溫的增加而減小,最終利用實驗數據分析得到了水合物在對流傳熱條件下的分解速率模型.

圖4 含天然氣水合物沉積物球形顆粒分解速率測量示意圖Fig.4 Experimental apparatus for group gas hydrate-bearing sediment particles dissociation

圖5 (a)-(b)實驗室中合成的含水合物沉積物球形顆粒和(c)含水合物顆粒在水中下落過程中的分解現象[36]Fig.5 (a)-(b) The gas hydrate-bearing sediment particles synthesized under laboratory conditions and (c) visualization of gas bubbles emerging from the surface of the particle[36]

同時,利用上述裝置測量了含水合物顆粒在水中的下落行為,研究了氣泡與顆粒之間的相互作用機制(圖6).含水合物顆粒在水中下落時,水合物分解產生的氣體從顆粒的孔隙中流出形成大量的氣泡包裹在顆粒的周圍.顆粒前端產生的氣泡在浮力的驅動下會沿著顆粒表面向上滑動,并在顆粒后端的某一位置脫離顆粒繼續向上運動.為了深入理解水合物分解后產生的氣泡對顆粒輸送高度的影響,通過實驗研究測量了含水合物顆粒在水中下落時的沉降速度、氣泡尺寸等參數,闡明了水合物分解后形成的氣泡對顆粒沉降特征及阻力系數的影響規律,并給出了氣泡對顆粒運動作用的機制[38].

圖6 含水合物顆粒在(a)冷水和(b)熱水中的分解現象[38]Fig.6 Dissociation of hydrate-bearing quartz particles in (a) cold water and (b) warm water.The red arrows indicate the trajectories of bubbles at the back ends of the particles[38]

2.2 管道中含相變的氣液固多相輸送問題

深入了解管道中含水合物分解的氣液固三相流動的演化特征可為工程施工參數優化和管道輸送的安全性設計提供重要的理論支撐.管道輸送含水合物沉積物顆粒的流動過程涉及多種組分和多個物理過程,影響因素眾多,主要包括:氣體和水的各項物性參數;沉積物顆粒的密度、直徑、水合物飽和度等;管道的直徑;入口處水和顆粒的流量以及初始溫度等.最終需要探究在不同參數影響下管道輸送過程中氣液固各相的濃度、速度、溫度分布以及壓降和產氣量等信息,目前針對這種稠密顆粒反應系統主要通過數值模擬和物理實驗的手段進行研究.

含水合物分解的多相流動的研究主要在于管道中多相流動的建模、工程工藝參數分析等.魏納等[39]和黃鑫等[40]通過建立的井筒多相流動數學模型計算了固體流化開采不同施工參數條件下多相流特性和對工程安全的影響.徐海良等[41]和陳衛等[42]以絞吸式開采海底水合物為工程背景,利用管道溫壓方程、水合物分解方程和多相流動方程計算了水合物在水力提升管道中的分解特性和流動參數變化對分解的影響,得到了整個流動過程中溫度和壓力的變化以及水合物顆粒分解速率和分解量的變化.王志遠等[43]通過在質量、動量和能量守恒方程中加入源項來考慮水合物的分解,計算了深水鉆探時井筒中含水合物相變的環空多相流動.劉艷軍等[44]以固體流化開采為工程背景,研究了水合物漿體的管輸特性.通過守恒方程的源項將水合物分解和多相流動耦合在一起,考慮了各相之間的相間作用力,計算了水合物分解與多相流動之間的互相影響.在實驗研究方面,楊浦等[22]自行研制了一套大型水射流固體流化模擬實驗裝置,并利用該裝置探究了水合物儲集層臨界破碎速度、采空區直徑和固體流化效果.趙金洲等[18]研制了水合物固體流化開采大型物理模擬實驗系統,并基于此系統開展了水合物樣品快速制備、高效破碎及管道輸送等物理模擬實驗,驗證了固體流化開采相關理論模型的準確性,揭示了開采過程中關鍵參數的變化規律.實驗研究的結果為在南海北部荔灣開展的固體流化試采奠定了基礎[19].

數值模擬由于可以描述各相之間復雜的相互作用以及傳熱傳質過程所帶來的質量、動量和能量在各相之間的相互傳遞,同時可以提供物理實驗難以測量得到的細節,是目前主要的研究手段[45].現有的研究結果表明,在管道入口處,固相和氣相的濃度均以管道中心為軸呈對稱分布,濃度的峰值分布于管道中心的兩端;而在管道出口處,固相中心區域的濃度遠高于兩側近壁面處的濃度.氣體的產生對固體顆粒的輸送有明顯的減阻作用[44].增大液相流量,可顯著降低管道內溫度和水合物相平衡壓力,使水合物分解的臨界位置上移,可顯著提高氣、液、固相速度,使氣相和固相含量降低[39].顆粒直徑改變,對管流溫壓、相平衡壓力、水合物開始分解位置基本沒有影響[41].然而,由于水合物分解動力學機理研究尚不成熟以及相間作用力模型還不完善,現有的數值模擬結果的精度還有待實驗結果的驗證.目前的物理實驗結果大多是關注流動狀態的定性觀察,定量測量的結果還較為缺乏[46].同時,以往的研究大都是基于某些有量綱量的變化來考察流動狀態,得到的結果會受限于所研究對象的幾何尺寸,同時不同的量同時變化時可能會帶來不同的結果,難以準確把握整個流動過程的主要控制因素及各個效應的物理機制.

對于海底油氣輸運管道的水平管路內同樣存在水合物生成的問題[47],基于歐拉雙流體模型分析水平管道內水合物漿液的流通特性可知,水平管道內壓力分布主要受流速和水合物顆粒體積分數影響[48].前期研究揭示了在管道流中水合物顆粒的生長、聚集、沉積和堵塞機理,以及這些現象對多相流流型、溫度與壓力分布等的影響機制.在水合物儲層進行水平井鉆進可有效提高泄流面積,提高開發效率.我國于2020 年在南海北部神狐海域采用水平井鉆采技術進行了泥質粉砂型天然氣水合物的試驗性開采.水平井開采受復雜工藝流程的限制,現有的數學模型與實驗結果無法精細描述水平試采井筒內復雜多相流動過程的溫壓時空變化特征,有必要構建針對水平井開采段復雜多相流的新模型,綜合考慮防砂篩管、管道多級變徑、射孔間距等因素的影響.

鄭哲敏先生判斷含水合物顆粒在管道內的輸送過程涉及水合物分解、傳熱傳質、多相流動等多個物理效應,是一個新的多場多尺度的科學問題.含水合物顆粒在管道內的輸送過程包含了豐富的多相流動狀態和新的信息,具有多個過程以及相互之間的轉化,即固-液兩相流→固-液-溶解氣流動→固-液-氣泡流動→液-氣流動等.這種含相變的氣液固多相流動問題是一個全新的流體力學問題.研究含水合物分解的氣液固三相流動的控制因素與演化特征,通過機理的研究從實驗室尺度認識未來的工程尺度應用,對于水合物新型開采方法的可行性和安全性評價至關重要.

針對垂直管道中含水合物沉積物顆粒的輸送問題,李鵬等[49]基于顆粒動理學理論建立了歐拉三相流三維數學模型,氣液固三相都看作是相互滲透的連續相,液相采用標準 κ-ε 湍流模型來描述,顆粒相采用顆粒動理學理論進行描述,并引入了水合物的分解模型,同時考慮了氣液固三相流動對水合物分解速率的影響.水合物分解導致的各相之間的質量、動量和能量傳輸以源項的形式出現在守恒方程中,并且考慮了氣固和液固的相間傳熱以及三相之間的相互作用.沉積物顆粒看作是由水合物、水和土骨架三種組分組成,考慮了由于水合物分解而導致的顆粒內部各種組分的含量變化(圖7).

圖7 歐拉三相流模型下氣液固多相流與水合物分解的耦合方式[49]Fig.7 The coupling method of the multiphase flow transport containing gas hydrate dissociation in vertical pipe[49]

考慮各相內部和各相之間的傳熱,但忽略氣相和固相之間的熱傳遞.各相的能量方程采用焓方程來進行表示.水合物分解可以看作一種反應,反應的焓變等于產物的總生成焓與反應物生成焓之差,也即潛熱,當差值為負時,是放熱反應;為正時,是吸熱反應.固相比焓Hs是土顆粒和顆粒內包含的甲烷水合物、水的焓值的線性疊加,而甲烷水合物的標準狀態焓由相變生成的水和氣的標準焓加上潛熱計算得到.而在計算時相變采用有限速率反應方法,定義反應方程式中每一種組分的標準狀態焓.

假設水合物的分解速率與剩余水合物的濃度成如下的指數關系

其中,r表示分解速率,CGH表示未分解水合物的摩爾濃度,η 表示速率指數.

摩爾濃度CGH定義為如下的形式

其中,ρGH表示水合物的密度,φ 表示顆粒的孔隙度,SH表示水合物的飽和度,MGH表示水合物的摩爾質量.分解速率常數k通過Arrhenius 型的方程來描述

其中,A表示前置因子,β 表示溫度指數,Ea表示活化能,Te表示水合物的相平衡溫度.

水合物分解的源項定義為

其中,MGH表示水合物的摩爾質量.

通過對實驗室尺度下垂直管道中含水合物分解的多相流動進行的數值模擬系統考察了管道中多相流動的濃度場、速度場、壓力場和溫度場分布規律.最初,固液兩相流處于穩定狀態.由于水和顆粒發生對流傳熱,當固體顆粒的溫度達到水合物的相變溫度時,顆粒中的水合物開始分解產生甲烷氣體,此時管道中由最初的固液兩相流轉變為氣液固三相流,氣體的體積分數逐漸增加,固體的體積分數逐漸減小.固體顆粒在水流和氣泡的作用下向上流動,增加了整個床層的孔隙度.圖8 顯示了固體和氣體體積分數瞬時的分布云圖.伴隨著固體顆粒的上升,氣泡的連續產生導致固相體積分數的重新分布.

圖8 含水合物分解的氣液固三相流動:(a)固相體積分數的瞬時分布云圖和(b)氣相體積分數的瞬時分布云圖[49]Fig.8 Instantaneous distribution of (a) the solid volume fraction and(b) the gas volume fraction for gas-liquid-solid three-phase flow with gas hydrate dissociation[49]

同時,多相流動產生的速度場和濃度場會明顯地影響分解的進行,而分解引起的傳熱傳質反過來又會作用于多相流動.研究結果表明所建立的模型能較好地捕捉含水合物沉積物顆粒在管道流動中的分解以及管道中由固液兩相流到氣液固三相流的轉變現象.含水合物的沉積物顆粒中由水合物分解所釋放的氣體導致管內壓力梯度的波動,這有利于顆粒的提升[49].管道中連續供料條件下的含相變流動研究發現在非穩態流動過程存在著一個水合物完全分解平衡高度,如圖9.進一步建立了相對加熱溫度、水合物含量、固體濃度以及新的無量綱數與平衡高度的定量關系作為水下固液分離位置及機械熱采方案優化的理論依據[50].

圖9 含水合物分解的多相流輸運系統中的完全分解平衡高度[50]Fig.9 The dissociation equilibrium height in the multiphase flow transport system containing hydrate dissociation[50]

含水合物的沉積物顆粒在管道中輸送時,最優工況可通過管道輸送的安全性、產氣量和分解平衡高度三個方面來進行考慮,即在管道不發生堵塞風險的前提下同時滿足產氣量以及分解平衡高度的約束條件.

如若增加天然氣井的產氣量,則必須盡可能增加管道直徑、入口速度和入口固相體積分數的值,然而為了保證輸送過程中管道不會發生堵塞,同時必須要對入口速度和入口固相體積分數進行限制.根據前期研究分析可得,入口固相體積分數取為0.10～0.30 時既可以保證輸送足夠多的水合物,同時管道中又不至于發生堵塞.考慮中型天然氣井的產氣量為 1.0×105m3/d,如若取管道直徑為400 mm,固體體積分數為0.12,根據此時的最優工況條件,入口混合物的速度要大于 2.93 m/s,顆粒直徑要小于13 mm 才能滿足要求.確定了各個參數的取值范圍后,然后再計算分解平衡高度的大小以確定分離裝置的安裝位置.如果取入口速度為 4 m/s,顆粒直徑為6 mm,此時分解平衡高度的值為117 m,如果天然氣水合物樣品的埋深在100 m 左右,此時就可考慮將分離裝置安裝在海床的位置.

此外,在水合物分解過程中和顆粒分離過程中存在著壓力腔體或者管道內壓力的波動以及引起的振動,同時較大的內外壓差,使得結構物對靜動力承載、抵抗疲勞損傷等環境加劇;管道內外流動下的穩定性問題,內部是氣、水、固體顆粒的多相流動,而外部是海水的繞流,在繞流渦激振動以及內部非穩態脈動流動的作用下管道的動力學響應預測及智能調控是必須解決的關鍵問題,也是深海采礦、油氣開采等多相輸送的共性問題.

3 地層安全

海洋水合物沉積層具有兩個特征:一是海床具有一定的坡度(3°～15°),二是深海淺軟、欠固結地層[11].地層沉陷、滑塌等使得機械-熱采的設備不能正常工作,而且還要考慮地層中海水入侵的影響.機械-熱開采安全的問題是如何最大限度地開挖地層,既防止大范圍的滑塌,又要避免局部地層的沉陷或破壞[14].

井筒降壓、注熱等開采方案關心的安全問題有天然氣水合物小范圍分解對儲層變形及井筒結構安全的影響;大規模開采不當引起的地層塌陷、滑坡、甲烷泄漏以及災害鏈的發生等.機械-熱聯合開采方法可以借鑒其他開采方案的安全性評價方法以及相關的判別條件.但挖掘采空過程涉及強烈的機械擾動與振動、機械能向熱能轉化而加熱相變、采空區的擴大而產生嚴重塌陷或者土體破壞.因此,需要具體分析采空區塌陷或破壞的臨界尺寸,進行隔段挖掘采空,尤其關注深海海底儲層內的采空區支護、土體的回填方面的技術,以形成經濟有效的安全防護措施.

3.1 地層變形分析

根據現有模擬結果,土層的水平位移和最大剪應力會隨著水合物分解范圍的增大而增大,土體的水平位移和最大剪應力的最大值以及分布集中與突變現象均發生在水合物已分解與未分解的水平范圍的界面附近[51-52].

3.1.1 水合物分解后地層變形[51]

以水合物分解區域土層軟化(抗剪強度、變形模量)為原來的1/10 為例,隨著水合物分解區的擴大,地層表面的沉陷區逐漸擴大,如圖10.考察水合物分解區為50 m,100 m,150 m,200 m,250 m,300 m,400 m,500 m,700 m,在三維情況下,影響區以近似漏斗形向外擴展,越靠近上部和中心,沉降越大.以水合物分解區域200 m 情況下的位移云圖和地表面沉陷變形結果來進行說明.

圖10 分解200 m 下地層的影響區和變形Fig.10 The influence zone and deformation under the dissociation length of 200 m

圖11 給出了在不同分解范圍下在覆蓋層表面所產生的沉降影響區以及各個位置的沉降量.可以看到,每種工況下最大沉降發生在分解區中心位置,沉降范圍和最大值均隨分解范圍而擴大.

圖11 各分解范圍下表層沉降Fig.11 The settlement of the surface of the seafloor under different dissociation length

將水合物分解后表層土體沉降量達到10 cm 及以上的區域視為影響區域,則可得到在不同分解范圍時,在覆蓋層表面的影響范圍,由圖12 可以看出,影響范圍與分解范圍的差值隨著分解范圍的增加趨于一個穩定值,且基本保持不變.另外,表層的最大沉降在D1/h≤1 的范圍內隨著分解范圍的增加而呈線性增加,然后隨著分解范圍的增加,表層的最大沉降逐漸趨于穩定值.土體的變形趨勢為“單峰”形式,即水合物分解以后表層土體沉降最大的位置發生在分解區域的中心處,往兩邊逐漸減小.這是由于分解區域內的土體由于分解后強度降低而對上覆土層的支撐作用減弱以及分解區域以外的地層此時地應力得以釋放,使得土體在自重作用下發生沉降并有水平向的位移.

圖12 不同分解范圍下的影響區曲線Fig.12 The influence length at the surface of the seafloor under different dissociation length

以下為分解200 m 時的水平向位移分布情況,計算過程中,在分解范圍內以及分解邊界以外監測了幾個豎向截面的水平位移,如圖13.具體監測的截面位置為x=300 m,x=400 m,x=450 m,x=500 m,x=550 m,x=600 m,x=700 m 截面.根據監測截面的值作出各個截面的水平向位移.在分解中心垂直截面(x=500 m)以上和以下的區域有著不同的水平位移變化趨勢.在分解中心以下的區域土層上部有沿x正向(即沿坡向向上)的水平位移,且在上部離分解中心越遠水平位移越大.而在下部則出現沿x負向(即沿坡向向下)的水平位移,水平位移最大的位置出現在覆蓋層和水合物層的交界面處.而在分解中心截面和分解上邊界之間的區域則是出現向下的水平位移.出現以上位移現象的原因是在水合物發生分解的情況下,水合物分解區域地層變軟,在分解影響區范圍內的土體沿分解中心處以漏斗狀形式發生位移,分解中心以下的表層土體有沿坡向向上的水平位移,而在分解中心以上表層土體有沿坡向向下的水平位移.底部土層土體的水平位移情況則是由于覆蓋層影響區內土體下沉,把水合物分解區土體向兩側擠壓而形成.

圖13 水平位移分布Fig.13 The horizontal displacement

3.1.2 水合物地層開挖后地層變形[14,52]

根據巷道軟圍巖的變形理論,對水合物地層開挖后,地層的沉陷進行估算.

臨界支撐壓力

變形量計算公式為

以南海的上覆層和水合物層的基本力學參數為依據,計算在水合物地層開挖一個近似直徑5 m 的巷道,考慮平面應變問題,這個區域的最大變形量可達到18 cm.

以南海試采區海底土層傾角為3°的情況為例,考慮采空區海底頂面土體最大豎向位移.采空區為半徑3 m × 高10 m 時,水合物采空區緊鄰上部土層的豎向位移最大,約為6 cm;豎向位移沿著遠離中心水平方向逐漸減小,在水合物儲層采空區頂部投影為圓形,主要影響區半徑為6.0 m.當采空范圍達到12.5 m × 20 m 時,土層變形急劇增加,最大豎向位移達到30 cm 以上.豎向位移主要發生在采空區上部區域,水平位移呈現向采空區內擠壓的趨勢.

從數值計算和理論評估來看,水合物地層開挖后,地層沉陷是必須考慮的不安全因素之一.在上部有1000 多米的海水,上覆層較淺,且強度不高的情況下,水合物地層如何開挖,是否進行支護等需要深入開展分析.

3.2 滑塌分析[51,53-56]

圖14 是基于土層分層的滑塌模型.水合物分解前,土層是穩定的.當水合物分解后,土層中出現超靜孔壓,孔隙流體向分層處流動,如上覆土層與水合物層之間,導致該處地層的抗剪強度大大降低.水合物分解區域上方的局部土層重量絕大部分由孔隙流體壓力承載,當水合物分解范圍達到臨界值lcr后,地層發生剪切破壞,于是滑塌發生了.假定土層剪切破壞服從摩爾庫侖強度準則

圖14 基于土層分層的滑塌模型Fig.14 The slump model based on soil layer

由主應力形式表示如下

根據沿斜坡方向的朗肯土壓力公式與靜力學平衡,可得到關系式

從而推導得到臨界長度

上式可以由離心機實驗數據得到驗證.計離心機實驗中上覆土層的總滑動量為土層表面的總裂縫寬度.總滑動量 Δd等于滑動體部分在重力沿坡面方向分量作用下的變形,即

其中,ρs2為上覆土層密度,h2為上覆土層厚度,上覆土層壓縮模量Es2為16 MPa.c和 φ 分別表示黏聚力和內摩擦角.

經過計算,裂縫的總長度與預測長度、沿著斜坡方向的滑動值分別為6 cm,5.5 cm 和6 cm,基本一致,證實該模型是有效的.

陳旭東等[51]針對水合物分解導致海床滑塌,采用圓弧滑極限平衡方法進行了分析,主要計算不同分解區長度下坡體的安全系數,以安全系數小于1 為坡體不穩定的判據,對應的水合物分解區即為臨界長度.

首先是考慮厚度比(覆蓋層厚度與水合物層厚度之比)為1 的情況下的臨界分解長度.計算了水合物與覆蓋層厚度均為200 m、分解區長度分別為1000 m,1100 m,1200 m 三個工況,計算出相對應的坡體安全系數,見表1.

表1 不同分解長度下的安全系數Table 1 Safety factor at different dissociation lengths

可以看出,在厚底比為1 的工況下,當分解的長度達到D1/h=12 時,坡體的安全系數為0.931 ＜ 1,坡體不穩定,發生滑動,故此時分解的臨界長度為D1/h=12.在該工況下的數值計算結果為D1/h=13.誤差為7.8%.當然這里的計算結果與覆蓋層和水合物層的其他參數如強度值、坡角等因素也有關系.對于其他的坡體,臨界長度應該有不同的值.

當坡體在水合物分解,同時伴隨地震載荷的情況下更易發生滑塌破壞.在厚度比h/H=1,分解長度比(分解區長度與覆蓋層厚度之比)D1/h=10 的情況下,地震載荷為7 級和8 級時的安全系數和無地震時的結果對比見表2.可以看出,在厚度比為1,分解范圍達到D1/h=10,當存在地震載荷時,坡體的安全系數變小.也就是說,當受到地震載荷作用時,坡體變得比無地震載荷作用時更易破壞.

表2 不同地震等級下的安全系數Table 2 Safety factors at different earthquake levels

坡角對安全系數有顯著的影響,尤其在坡角小于10°的情況下.安全系數還與滑動前海床的精確形狀密切相關.基于無限長坡體的分析結果與基于常規圓弧滑方法分析得到的安全系數區別較大.一般采用無限長坡體分析方法得到的結果可能離實際較大,因為該方法忽略了滑動體的重量及慣性,以及側壁的強度和阻力.這一點需要在實際工程應用時注意.

3.3 安全防護[14]

考慮軟巖巷道的支護原則,比如在小型盾構機挖掘過程中,噴射混凝土,及時封閉挖掘區周邊,實行密貼支護,一方面為防止周邊土體大變形及強度破壞,另一方面是為了封閉隔水,使周邊土體與支護共同支承圍巖壓力;采用錨噴網支護,允許適當變形適應軟巖大變形的特點,同時形成支護與周邊土體一體化的支承圈維持巷道和支護的穩定;實行二次支護,在錨噴網作為一次支護控制巷道變形穩定后進行二次支護,一、二次支護共同支承圍巖應力;對破碎區域進行注漿加固,提高支承圈的強度及自承力.為了降低高額的支護費用,考慮進行分區隔段開挖,或者開挖到一定尺度的水合物地層后進行加固處理,同時形成一個開采、安全性實時評估、加固三者結合的安全預警與應急的開采體系.

4 結論與展望

4.1 結論

我國水合物資源量可觀,而單純依賴滲流原理的傳統油氣開采方案難以實現水合物高效、安全、綠色的商業化開發.本文針對鄭哲敏先生提出的機械-熱聯合水合物開采新方法的研究進行了綜述,包括該方法提出的背景、內涵以及其中關鍵工程科學問題的研究進展.

機械-熱開采水合物是基于對流傳熱提高效率的原理和管道多相輸送技術而提出的新方法,相比于其他現有技術,本質特色在于可以充分利用表層海水的無窮無盡熱量和對流傳熱的優勢,同時可有效控制地層安全,考慮利用開采氣體膨脹作用降低管道提升的能耗.海底水合物地層挖掘粉碎設備與形式,如帶螺旋輸送的鉆頭破碎、噴嘴射流破碎等,在現場試驗中初步地得到了驗證.

基于傳熱分析,利用傳統管道將海水輸送到水合物地層,海水溫度還能保持在15 °C 以上,比水合物分解所需溫度可高出5 °C 左右,充足的海水供給可節省加熱帶來的巨額費用.以南海水合物區日平均水合物沉積物挖掘量為73.2 m3/d,開采時間為20 年,前2 年為投資建設期的設計方案,第6 年由虧損轉入盈利,在資金投入與產出方面是可行的.

目前已構建了綜合考慮多相流動、傳熱傳質和水合物的分解等物理過程的含水合物分解的氣液固歐拉三相流三維數學模型,揭示了多相流動非穩態特征及主要控制因素,發現了管道輸送水合物完全分解平衡高度,同時得到輸送的最優工況可通過管道輸送的安全性、產氣量和分解平衡高度三個方面來進行考慮,即在管道不發生堵塞風險的前提下同時滿足產氣量以及分解平衡高度的約束條件.

機械-熱開采地層安全的問題是如何最大限度的開挖地層,但需要防止大范圍的滑塌,且避免局部地層的沉陷或破壞,針對井筒降壓、注熱等開采方案的滑塌臨界條件和地層變形的研究結果可借鑒,但需要具體分析采空區塌陷或破壞的臨界尺寸分析,還要考慮采掘振動、相變等影響,尤其要關注在采空區支護、土體的回填方面如何高效經濟.

4.2 展望

機械-熱聯合開采涉及力學與熱學、物理、化學、海洋學以及機械工程、石油工程等多個學科的交叉融合,具有豐富的內涵,比如含相變對流傳熱、管道多相流、地層與結構穩定性、多組分分離、氣體膨脹做功利用率、智能綠色協同控制技術等,新的研究成果將引領深海油氣開發、深海金屬礦產開發、深海環境安全、深部地層裂縫網絡支撐劑規模化輸送技術、化工領域的流化床反應器等領域的進步,屬于未來可拓展的工程科學領域研究范疇.

該方法將在經濟、安全以及能量效率利用上具有優勢,實現示范應用及未來商業化,需要確保產氣量的長期性、可持續性以及環境污染和地質災害的可控.隨著我國深海三步曲的深入,快速地推動著深海資源開發的科學理論和技術裝備形成,該方法的工程技術和裝備問題會逐步得到解決,比如深海儲層內安全、高效作業以及儲層支護等.

致謝

在鄭哲敏先生逝世一周年之際,謹以此文緬懷先生！感謝先生對我們天然氣水合物研究團隊一直以來的指導;感謝談慶明研究員、劉大有研究員、曾曉輝研究員、晉國棟研究員、許晶禹研究員、王一偉研究員、陳偉民研究員、樊菁研究員等在研究中的討論和幫助;感謝李家春院士對研究的關心和指導.