CN101806206A - 利用表层热海水高效开采天然气水合物的装置及方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种利用表层热海水高效开采天然气水合物的方法，具体为：通过循环水管将海面表层高温海水导入到海底的水合物层中，利用水管管壁将高温海水的热量散热到水合物层内，以使水合物温度升高并分解。本发明通过在海底铺设管道，用水泵将表层的热海水注入到管道中，通过注入海水与海底周围环境存在温差和热交换，使水合物吸收热量，分解气体，实现高效开采。本发明充分利用现成的便利资源，能经济、高效地实现海底天然气水合物的开采，可望得到广泛应用，具有较好的市场前景。

Description

利用表层热海水高效开采天然气水合物的装置及方法

技术领域

本发明涉及天然气水合物开采领域，尤其是一种利用表层热海水高效开采天然气水合物的装置及方法。

背景技术

已探明我国南海地区赋存天然气水合物资源，初步预测，我国南海地区天然气水合物远景资源量可达上百亿吨油当量。如何开采我国南海地区的水合物资源成为一个关键的问题。开采水合物的方法有减压法、加热法和注化学剂法。天然气水合物的分解过程是一个吸热过程，分解热大约是10⁴J/mol。如果要进行大量的水合物藏的开采，则需要巨大的热能。减压法是利用地层自身的能量来分解水合物，因此很难满足水合物分解所需的大量热量，而注化学剂法使水合物分解的能量来源则是个难题。

发明内容

针对现有技术存在的问题，本发明的目的在于提供一种效率高、能源获取方便的利用表层热海水高效开采天然气水合物的装置，本发明的进一步目的是提供一种利用表层热海水高效开采天然气水合物的方法。

为实现上述目的，本发明利用表层热海水高效开采天然气水合物的方法，具体为：通过循环水管将海面表层高温海水导入到海底的水合物层中，利用水管管壁将高温海水的热量散热到水合物层内，以使水合物温度升高并分解。

进一步，所述循环水管的进口端从海面表层注入高温海水，出口端将散热后的海水排出到海面。

一种实施权利要求1所述方法的利用表层热海水高效开采天然气水合物的装置，包括下水管、散热管和出水管，散热管铺设在海底的水合物层中，散热管的两端分别与下水管、出水管相接通，通过水泵向下水管中注入海面表层高温海水，高温海水流经散热管，并将其热量通过散热管向水合物层散热，以使水合物分解，散热后的海水经由出水管排出。

进一步，所述散热管为直管或波浪型弯曲管结构。

进一步，所述下水管的外壁上设置有保温层。

进一步，所述下水管、散热管和出水管为管径为400mm的钢管。

本发明通过在海底铺设管道，用水泵将表层的热海水注入到管道中，通过注入海水与海底周围环境存在温差和热交换，使水合物吸收热量，分解气体，实现高效开采。本发明充分利用现成的便利资源，能经济、高效地实现海底天然气水合物的开采，可望得到广泛应用，具有较好的市场前景。

附图说明

图1为本发明装置结构示意图；

图2为海底用散热管波浪型弯曲布置示意图；

图3为直径为400mm时不同流速下的水头损失曲线图；

图4为流速为1m/s时不同管径下的水头损失曲线图；

图5为管道温降曲线示意图；

图6为不同管径下的沿线温降曲线图；

图7为不同传热系数下的沿线温降曲线图；

图8为不同注入速度下的沿线温降曲线图；

图9为半无限空间内水合物分解示意图；

图10为单台DZS 350×470×2型离心泵的水头损失曲线图；

图11为单台DZS 350×470×2型离心泵的温降曲线曲线图；

图12为水合物分解前沿的移动速率曲线图；

图13为水合物分解前沿随时间的变化曲线图；

图14为水合物储层温度场随时间的变化曲线图；

图15为单位面积上的产气量随时间的变化曲线图；

图16为1平方公里面积上的产气量随时间的变化曲线图；

图17为水合物开采的热效率曲线图。

具体实施方式

天然气水合物的分解过程是一个吸热过程，分解热大约是40～60KJ/mol。对于热带海洋地区，由于太阳照射，海水表面温度较高，海水中储备有巨大的热能。

本发明利用表层热海水高效开采天然气水合物的装置及方法，适用于广泛的热带海洋区域，本实施例中仅以我国南海地区海洋为例。我国南海地区地处热带，由于太阳照射，海水表面温度较高，在靠近海表面的水温约为25～30℃。虽然海水的热流密度低，但由于量大，所以其总热能量是很可观的。

如图1所示，本发明利用表层热海水高效开采天然气水合物的装置，包括下水管1、散热管3和出水管2，散热管3铺设在海底的水合物层4中，散热管3的两端分别与下水管1、出水管2相接通，通过水泵向下水管中注入海面表层高温海水6，高温海水流经散热管3，并将其热量通过散热管3向水合物层4散热，水合物吸收热量温度升高，当温度升高到高于水合物的相平衡温度时，水合物开始分解，释放出甲烷气体，散热后的海水经由出水管2排出。散热管3可为直管，如图2所示，为了增大散热面积，散热管3可为波浪型弯曲管结构。

水合物的分解不是在整个地层内分解，而是类似于冰的融化，存在着一个分解前沿。当具有较高温度的表层海水被源源不断地注入到海底时，由于管内的海水与管外的地层存在温度梯度，于是管线开始向外放热。地层吸收热量后，水合物开始分解，分解前沿平行于管线的轴心线，且向深度方向推进。该分解前沿把整个区域分为已分解区(1区)和未分解区(2区)两个区域，假设1区存在气、水两相，2区含有固态的水合物。随着水合物的分解，分解前沿向下移动，不断分解产生出气体。

由于液体有粘滞性，使液体流动时具有不同的流态，即层流和紊流。圆管内层流和紊流时的流速分布规律不同，两者的水头损失和流速的关系也有差别。

一般用雷诺数Re判别水流的流态。通过试验得出，圆管满流时的雷诺数Re＜2000时，不论液体性质和管径大小如何均为层流，Re＞2000时为紊流。但实际水流中很少为层流，紊流居多。

水头损失一般包括两部分，沿程水头损失h_f和局部水头损失。前者是克服管线摩擦阻力而损失的水头，它随着管线长度的增加而增加，所以又称长度损失。后者是水流通过各种阀件、管件所产生的水头损失。长输管道的水头损失主要是沿程水头损失，局部水头损失只占1％-2％。因此这里只考虑管线的沿程水头损失h_f。

圆管流动的沿程水头损失公式为

$h_f=\mathrm{\λ}\frac{l}{d}\frac{v^2}{2g}---\left(2.1\right)$

式中，λ——沿程阻力系数；

l——管线长度(m)；

d——圆管直径(m)；

v——水流速度(m/s)；

g——重力加速度(m/s2)；

沿程阻力系数λ一般是雷诺数的函数。层流时

当雷诺数4000＜Re＜10⁵时，λ＝0.3164/Re^0.25。

从图3～图4中可以看出，流速越大，水头损失越大；管径越小，水头损失越大；管线越大，相应地水头损失肯定也越大。因此设计时应合理选择管径和控制管内的水流速度。

在设计管道时，应该合理选择管道直径，管道直径大，在相同流量下、液流速度小，阻力损失小，但价格高，管道直径小，会导致阻力损失急剧增大，使所选泵的扬程增加，配带功率增加，成本和运行费用都增加。因此应从技术和经济的角度综合考虑。

确定经济管径的方法可采用费用现值最小法。假设不同的管径，计算出管道的一次性投资，然后根据供水流量、管长、管径、管材计算净扬程，再由净扬程、流量等计算装机容量，从而计算年运行费，按费率和年限折现，求出费用现值，其中最小费用现值对应的管径即为经济管径。根据估算500mm管径为经济管径。

通过调研发现，目前海底管道的最大直径为16英寸(约0.4m)，一般为2～14英寸(0.05～0.36m)。因此建议采用400mm管径的输水管。

在管道输送中，泵站的工作任务就是不断地向管道输入一定量的液体，并给液体供应一定的压力能，以克服管道流动中的水头损失，维持管内液体的流动。由于离心泵具有排量大，能串联工作，运行平稳、构造简单、易于维修等优点，在管道输送中得到了广泛的应用。

泵的工作状况通常用工作参数来表示，其主要工作参数有扬程、流量、转速和效率等。这些参数反映了泵的工作状态和能量转换的程度。泵的主要性能指标也用这些主要工作参数来表示。离心泵常以串联或并联的方式在管路系统中联合运行。目的在于增加系统中的流量或提高压力。在远距离输送系统中，一般需要多台泵串联运行，以将液流运送到预定的地点。一般来说，泵的联合运行要比单泵的运行效果差，而且运行工况复杂，调节困难。联合运行的台数最好不超过3台。若串联的泵数量过多，末级泵将承受很大的压力，对泵体的强度要求就更高。

在系统中，当单台泵的扬程低于装置扬程，往往使用两台或多台泵串联运行。两台泵串联时两台泵的流量相等，总扬程等于两泵在此流量下的扬程之和。为保证它们都在高效区工作，最好要求二泵的流量相同或相近。串联运行的两台泵是按流量相等的原则来分配扬程的。本发明中采用离心泵串联组合方式，其特点是：通过每台泵的排量相同，均等于泵站排量；泵站扬程等于各泵扬程之和。

原动机是驱动管道用泵的动力机械，是管道输送的核心设备。目前较常用的管道用的原动机有电动机、柴油机和燃气轮机等。

电动机在管道上应用最多，它的安装、维修和管理都较方便，能与泵直接连接，容易实现自控和遥控，效率不受高程影响；但泵站使用电动机需要相应的供配电系统支持。在缺乏电源的地区，柴油机是一种可以考虑选用的原动机。它的体积大，噪音大，运行管理不方便，易损件多，维修工作量大，需要解决燃料供应问题。它的燃料除柴油外还可用重油、燃料油和原油。但柴油机的热效率不高，一般为32％～35％，若对排气废热加以利用，效率还可以提高。通常情况下柴油机常用于输油管道中。燃气轮机的主要优点是：体积小，转速高，能以多种油品和天然气作燃料；不用水冷却；便于自控和遥控；机组有双重甚至三重保护系统，故运行安全可靠；可在满负荷转速的70～110％范围内变速，以调节输量。主要缺点是：热效率偏低，只有20～30％，且受高程和气温影响。但燃气轮机大型化和采用全能量系统，以及充分回收和利用余热后，它的热效率已可提高80％。而且燃气轮机检修周期长，维修间隔期为50000小时。

泵的原动机应根据泵的性能参数、原动机的特点、能源供应情况、管道自控及调节方式等因素来决定。这里结合工程特性优先选用燃气轮机。从海底开采出的天然气可以为燃气轮机提供燃料，同时对燃气轮机的排气废热加以利用，可以用来加热注入海水的温度，实现废气的高效利用。

离心泵选型计算步骤

步骤一：根据设计扬程、流量，初步选出符合要求的几个泵系列型号；

步骤二：根据泵站或泵装置系统的设计流量及每种泵型的设计流量。计算出每种泵型所需要的台数。一般情况下，每座泵站可选用2～4台泵，其中一台备用；

步骤三：配套动力机的功率计算。当泵型选定后，与其配套的动力机的功率即可计算。

每台泵所匹配的原动机的功率应不小于输水时泵的轴功率N，

$N=\frac{\mathrm{QH\ρg}}{1000\mathrm{\η}}---\left(2.2\right)$

式中，N——泵的轴功率，kW；

Q——泵的排量，m³/s；

H——泵排量为Q时的扬程，m；

ρ——海水密度，kg/m³；；

g——重力加速度，m/s²；

η——泵排量为Q时的效率。

温度较高的表层海水进入管道后，沿管道流动不断向周围介质散热，使注入的海水温度降低。散热量及沿线温度分布受很多因素的影响，如输水量、周围海水温度、管道散热条件等。这些因素是随时间变化的，故管道经常处于热力不稳定状态。工程上将正常运行工况近似为热力、水力稳定状况，在此前提下进行轴向温降计算。

如图5所示，温度为T_R的表层海水在沿管道流动过程中，不断地把热量散失到温度较低的管道周围介质中，因而使水流的温度逐渐下降。设管道周围介质温度为T₀，水流到距注入处L处温度降为T℃。由该处往前，长为dl的一小段管路中，单位时间内向外散失的热量为Kπd(T-T₀)dl。经过dl这一小段距离后，油温又降低了dT。在稳定传热过程中，如不考虑水流的摩擦热，则水流放出的热量为GCdT，d1段的热平衡关系为

Kπd(T-T₀)dl＝-GCdT            (3.1)

因dT与d1的方向相反，故引入负号。

设总传热系数K为常数，水流流经长为L的管段后温度降为T_L，将(3.1)由0到L积分后，可得到管路沿线的温降关系式为

${\∫}_0^L\mathrm{K\πddl}={\∫}_{T_R}^{T_L}\left(\frac{-\mathrm{GC}}{T-T_0}\right)\mathrm{dT}$

即 $T_L=T_0+(T_R-T_0)e^{\frac{-\mathrm{K\πdL}}{\mathrm{GC}}}---\left(3.2\right)$

式中，K——管道总传热系数(W/m²·K)；

d——管道直径(m)；

G——水流的质量流量(kg/s)；

C——水的比热容(J/kg·K)

L——管道输送长度(m)；

T₀——管道周围介质温度(K)；

T_R——管道起点水温(K)；

T_L——距起点L处水温(K)；

根据温降关系式(3.2)计算分析了从海表面到海底这段距离内(竖直管)管道内的温降分布。分析了管径d、管道总传热系数K、注入速度v对竖直管内的温降分布的影响。

勘探表明我国南海地区的水合物储层位于水深800～1200m的海底表层。于是本实施例中取竖直下水管的长度为1000m，表层海水的温度取25℃(298K)。

如图6～图8可知，管径越小，温降越快；管道的传热系数越大，温降越快；海水的注入速率越大，温降越慢。由于采用的管道多为钢管，而钢管的导热能力很强，其导热系数达46.5W/m·K，热量很快就被消耗掉了，如图8中的黄线所示。为了尽量减少在竖直管内的温降，使进入到海底管道内的海水维持较高的温度，因此在下水管的外面加护有绝缘层、保温层，以保护管内的热水不被周围介质降低温度。对于海底的散热管，以及出水管则不需要做保温措施。

管线铺设在海底的表层，热量从管内进入水合物地层后，海底的水合物沿着水深方向开始分解。如图9所示的是半无限空间内水合物的分解过程。建立开采地层中水合物温度分布的一维数学模型，水合物的初始温度为T_i。在时间t＝0时刻，注入热水，z＝0的边界温度升高至T_w，并且在整个开采过程中始终维持恒温。在分解过程中，存在一个分解前沿，它沿着水深z的方向移动，将原水合物区分为1区(分解区)和2区(水合物区)。

在某个时刻t，水合物地层不同区域内温度场分别为(假定在两个区域内均依靠纯导热而传递热量)：

(1)已分解区(1区，0＜z＜s(t))

$\frac{{\∂T}_1}{\∂t}={\mathrm{\α}}_1\frac{{\∂}^2{T}_1}{{\∂z}^2}---\left(4.1a\right)$

边界条件    z＝0，T₁＝T_w    (4.1b)

(2)未分解区(2区，z＞s(t))

$\frac{\∂T_2}{\∂t}={\mathrm{\α}}_2\frac{{\∂}^2{T}_2}{{\∂z}^2}---\left(4.2a\right)$

边界条件    z→∞，T₂＝T_i    (4.2b)

(3)分解面处(z＝s(t))，水合物处于地层压力下的分解温度Tp

T₁＝T₂＝T_p            (4.3a)

移动边界上的应当满足能量守恒，即

$k_1\frac{\∂T_1}{\∂z}{|}_{z=s\left(t\right)}-k_2\frac{\∂T_2}{\∂z}{|}_{z=s\left(t\right)}=\frac{{\mathrm{\ρ}}_H\mathrm{\Δ}{H}_D{S}_H}{M_H}\frac{\mathrm{ds}}{\mathrm{dt}}---\left(4.3b\right)$

式(4.1)～(4.3)构成了水合物储层在热力作用下分解过程的传热方程的一维微分形式以及边界条件和初始条件。

水合物分解温度与压力的关系式采用下式(Sloan，1998)：

$p=1.15e^{(49.3185-9459/T_p)}---\left(4.4\right)$

分析表明，在一维相变问题中，相界面位置随时间的平方根而变化，即

同时，结合相界面条件(4.3a)的要求，1区与2区的温度分布T₁(z，t)，T₂(z，t)的表达式中应包含

这种组合形式的综合自变量，以保证相界面上温度恒定。分析表明，一维非稳态导热方程有误差函数形式的解，即

$T(z,t)=c_1+c_2\mathrm{erf}(z/\sqrt{4\mathrm{\αt}})$

在这一形式的解中，恰好包含了这样的综合自变量，满足相变问题的特性对解提出的要求，可用来构造相变问题的解。

取1区内的温度分布为：

$T_1(z,t)=T_w+\mathrm{Aerf}(z/\sqrt{4{\mathrm{\α}}_{1}t})---\left(4.5\right)$

取2区内的温度分布为：

$T_2(z,t)=T_i+\mathrm{Berfc}(z/\sqrt{4{\mathrm{\α}}_{2}t})---\left(4.6\right)$

式(4.5)满足方程(4.1a)及边界条件(4.1b)，式(4.6)满足方程(4.2a)及边界条件(4.2b)，系数A与B未知待定。

为求系数A与B，将式(4.5)与式(4.6)带入相界面条件(4.3a)，得

$T_w+\mathrm{Aerf}(s\left(t\right)/\sqrt{4{\mathrm{\α}}_{1}t})=T_i+\mathrm{Berfc}(s\left(t\right)/\sqrt{4{\mathrm{\α}}_{2}t})=T_p---\left(4.7\right)$

其中

$s\left(t\right)=M\sqrt{t}---\left(4.8\right)$

为了使式(4.7)成立，参数M必须为常数，于是可由式(4.7)求得

$A=\frac{T_p-T_w}{\mathrm{erf}(M/\sqrt{4{\mathrm{\α}}_1})},B=\frac{T_p-T_i}{\mathrm{erfc}(M/\sqrt{4{\mathrm{\α}}_2})}---\left(4.9\right)$

将A、B的表达式分别代入(4.5)与式(4.6)，即可得到1、2两区内的温度分布分别为：

$\frac{T_1(z,t)-T_w}{T_p-T_w}=\frac{\mathrm{erf}(z/\sqrt{4{\mathrm{\α}}_{1}t})}{\mathrm{erf}(M/\sqrt{4{\mathrm{\α}}_1})}---\left(4.10\right)$

$\frac{T_2(z,t)-T_i}{T_p-T_i}=\frac{\mathrm{erfc}(z/\sqrt{4{\mathrm{\α}}_{2}t})}{\mathrm{erfc}(M/\sqrt{4{\mathrm{\α}}_2})}---\left(4.11\right)$

最后，还必须确定常参数M的值。为此，必须应用相界面条件(4.3b)。将式(4.10)与式(4.11)代入式(4.3b)，得

$\frac{k_1(T_p-T_w)e^{-M^2/\left(4{\mathrm{\α}}_1\right)}}{\sqrt{\mathrm{\π}{\mathrm{\α}}_1}\mathrm{erf}(M/\sqrt{4{\mathrm{\α}}_1})}+\frac{k_2(T_p-T_i)e^{-M^2/\left(4{\mathrm{\α}}_2\right)}}{\sqrt{\mathrm{\π}{\mathrm{\α}}_2}\mathrm{erfc}(M/\sqrt{4{\mathrm{\α}}_2})}=\frac{{\mathrm{\ρ}}_H\mathrm{\Δ}{H}_D{S}_{H}M}{2M_H}---\left(\text{4.12}\right)$

式(4.12)是一个关于M的超越方程，也称为相变问题的特征方程，要用迭代法求解。在求得M之后，将其代入式(4.10)与式(4.11)，即得到已分解区及未分解区的最终温度分布。将M代入式(4.8)，即得到移动相界面的位置s(t)。

在已经得到水合物分解前沿、分解区域、水合物区域温度分布的解析表达式的基础上，对住热开采水合物过程中分解区和未分解区进行能量分析，对利用表层热海水开采水合物进行热力学评价。

1、水合物开采热效率

在不考虑盖层的热量损失的情况下，从时间t＝0到时间t，进入地层的热量在水合物开采过程中分为以下三部分

(1)已分解区(0＜z＜s(t))

进入地层的热量一部分用于升高已分解区的温度，即加热分解区内的多孔介质及水合物分解所得的水和天然气消耗的热量，Q₁。

$Q_1={\∫}_0^{s\left(t\right)}{\mathrm{\ρ}}_1{C}_1(T_1-T_i)\mathrm{Adz}$

$={\mathrm{\ρ}}_1{C}_{1}A\sqrt{t}\{(T_w-T_i)M-(T_w-T_p)M+\frac{2\sqrt{{\mathrm{\α}}_1}(T_w-T_p)}{\sqrt{\mathrm{\π}}\mathrm{erf}(M/\sqrt{4{\mathrm{\α}}_1})}(e^{-M^2/\left({4\mathrm{\α}}_1\right)}-1)\}---\left(4.13\right)$

(2)分解前沿(z＝s(t))

分解水合物引起的热量损失Q_D

$Q_D=\mathrm{\Δ}{H}_D{S}_H\frac{{\mathrm{\ρ}}_H}{M_H}\mathrm{AM}\sqrt{t}---\left(4.14\right)$

(3)未分解区(s(t)＜z＜∞)

由于分解区与未分解区存在温度梯度，通过水合物区导走的热量为

$Q_2={\∫}_0^{t}A\frac{{\∂T}_2}{\∂z}{|}_{z=s\left(t\right)}\mathrm{dt}=\frac{{2k}_{2}A(T_p-T_i)}{\sqrt{\mathrm{\π}{\mathrm{\α}}_2}}\frac{e^{-M^2/\left(4{\mathrm{\α}}_2\right)}}{\mathrm{erfc}(M/\sqrt{4{\mathrm{\α}}_2})}\sqrt{t}---\left(4.15\right)$

定义水合物开采热效率(thermal efficiency)η_TE为用于水合物分解的热量Q_D与输入的总热量Q_in之比，

${\mathrm{\η}}_{\mathrm{TE}}=\frac{Q_D}{Q_{\mathrm{in}}}=\frac{Q_D}{Q_1+Q_D+Q_2}---\left(4.16\right)$

2、水合物开采能量效率

根据理论计算，1m³的天然气水合物在标准条件下可释放出164m³的甲烷气体。因此由分界前沿可以计算出水合物分解速率(产气速率)q_g，即

$q_g=164{\mathrm{AS}}_H\frac{\mathrm{ds}\left(t\right)}{\mathrm{dt}}---\left(4.17\right)$

把式(4.8)带入式(4.17)得

$q_g=\frac{82{\mathrm{AS}}_{H}M}{\sqrt{t}}---\left(4.18\right)$

分解出的总的气体体积为

$Q_g={\∫q}_g=164{\mathrm{AS}}_{H}M\sqrt{t}---\left(4.19\right)$

$Q_{\mathrm{gm}}=164{\mathrm{AS}}_{H}M\sqrt{t}\mathrm{\Δ}{H}_m---\left(4.20\right)$

水合物开采的能量效率(energy efficiency ratio)η_EER是水合物分解所得到的甲烷气体充分燃烧所产生的热量Q_gm与原动机消耗的能量Q_N之比，即：

${\mathrm{\η}}_{\mathrm{EER}}=\frac{Q_{\mathrm{gm}}}{Q_N}---\left(4.21\right)$

符号含义：

T_w表层海水的温度，K

T_p一定压力下的水合物分解温度，K

T_i地层内水合物藏的初始温度，K

ρ_gw分解区内气水密度，kg/m3

ρ_H水合物的密度，kg/m3

ρ_r储层岩石的密度，kg/m3

ρ₁分解区的密度【ρ₁＝S_Hρ_gw+(1-S_H)ρ_r】，kg/m3

ρ₂未分解区的密度【ρ₂＝S_Hρ_H+(1-S_H)ρ_r】，kg/m3

ΔH_D水合物的分解热，J/mol

ΔH_m甲烷气体燃烧热，J/m3

S_H水合物在地层中的饱和度，

α₁分解区的热扩散系数，m²/s

α₂未分解区的热扩散系数，m²/s

k₁分解区区的热传导系数，W/m·K

k₂未分解区的热传导系数，W/m·K

n_H水合物水合数，这里为

M_w甲烷气体的摩尔质量，kg/mol

M_g水的摩尔质量，1kg/mol

M_H水合物的摩尔质量，kg/mol

M水合物分解前沿常数，

C_g甲烷的比热容，J/kg·K

C_r储层岩石的比热容，J/kg·K

C_w水的比热容，J/kg·K

C₁分解区的比热容，【C₁＝S_H(C_g+C_w)+(1-S_H)C_r】，J/kg·K

Q_D分解水合物引起的热量损失，J

Q₁分解区内的多孔介质及水合物分解所得的水和天然气消耗的热量，J

Q₂进入水合物区的热量，J

Q_gm甲烷气体充分燃烧所产生的热量，J

q_g水合物分解的产气率，m³/m²·s

Q_g水合物的产气量，m³

η_TE水合物开采热效率

η_EER水合物开采的能量效率

现已探明我国南海地区富含天然气水合物资源，如何将这部分天然气开采出来将是一个问题。我国南海地区地处热带，表层海水温度较高，在开采该地区的水合物矿藏时，应因地制宜地充分利用这一便利资源。

经过分析，选用管径为400mm的无接缝钢管，泵型选用离心泵。例如当选用单台泵最大流量为1960m³/h的DZS 350×470×2型离心泵时，如图10所示，通过计算得知流经25km管线长度时的水头损失为493m，而这台泵的最大扬程为564m，因此扬程远远满足要求。如图11所示，在开采水合物时，我们需要把大量的表层热海水源源不断地注入到管道中，因此这里我们选择并联离心泵，增加系统的流量，也就意味着不断有能量补给海底散热管。

以我国的南海地区为例，根据上面提出的公式和评价方法对利用热海水开采天然气水合物藏进行热力学评价。我国南海地区的参数取值如表1所示：

参数	取值	参数	取值
				表层海水的温度，Tw	298K	未分解区热扩散系数，α2	7×10-7m2/s
水合物分解温度，Tw	283.5K	分解区热传导系数，k1	5.75W/m·K
				水合物藏的初始温度，Ti	273K	未分解区热传导系数，k2	2.73W/m·K
分解区内气水密度，ρgw	1000kg/m3	水合物水合数，nH	6
				水合物的密度，ρH	900kg/m3	甲烷气体的摩尔质量，Mw	18×10-3kg/mol
储层岩石的密度，ρr	2700kg/m3	水的摩尔质量，Mg	16×10-3kg/mol
				水合物的分解热，ΔHD	5.419×104J/mol	水合物的摩尔质量，MH	124×10-3kg/mol

参数	取值	参数	取值
				甲烷气体燃烧热，ΔHm	37.6×106J/m3	甲烷的比热容，Cg	1.7×103J/kg·K
水合物饱和度，SH	0.3	储层岩石的比热容，Cr	0.84×103J/kg·K
				分解区的热扩散系数，α1	5.75×10-6m2/s	水的比热容，Cw	4.2×103J/kg·K

如图12～17所示，国家地质调查局初步估计，我国南海海槽地区水合物分布区域的面积有2400平方公里，钻探显示该地区的水合物饱和度在20％～43％之间，含水合物沉积层的厚度为11～34m。在进行预测时，我们选取水合物的平均饱和度为30％。当利用该地区的表层热海水来开采水合物时，初步估算1平方公里面积的水合物储层半年内可生产出6亿立方米的天然气，则仅南海海槽该地区半年内的产气量就可达14400亿立方米。

2009年我国的天然气消费量为778亿立方米，而生产天然气830亿立方米，生产量远远满足不了消耗量。2010年预期将消耗天然气1400亿立方米，依目前我国的生产能力来说肯定满足不了需求。如果我们提供的思路可行的话，将带来巨大的经济效益和社会效益。

我们也对该技术从能量的角度进行了可行性评估，以开采1平方公里面积的水合物藏为例，经计算与泵所匹配的原动机的功率为3500kW，运行半年将消耗相当于约54.4×10¹²J的热量。而1平方公里面积的水合物储层可生产出6亿立方米的天然气，完全燃烧后可释放热量233.12×10¹⁴J的热量，是所消耗热量的428倍。因此从能量效率的角度考虑，该方法也具有可行性。

本发明中以我国南海地区为例，经管线的温降计算发现，管道的传热系数越大，温降越快。25℃的海水在钢管内流动到海底1000米深度处时，如果钢管没有加保温措施，1000米末端处的水温降低了14％，而加了保温措施后，末端的水温仅降低了0.6％。因此在竖直段的钢管外加保温措施，以保护管内的热水不被周围介质降低温度，而位于海底的水平段的钢管则不用采取保温措施。结合我国南海地区的数据，初步估算了该地区的产气量，以1km²的面积为例，半年可以生产出6.20×10⁸m³的天然气。初步估算了不同水合物饱和度所对应的热效率和能量效率，勘探发现我国南海地区的水合物饱和度一般为20～40％，计算出能量效率在8.6～10.8之间，从天然气开采的角度来说，这个能量效率还是具有一定的优势。由于地理位置的优越性，南海地区的表层海水温度较高(25～30℃)，量大易得，充分利用这一便利条件，就地取材，在我国南海地区利用表层海水开采水合物的途径具有非常好的应用前景。

Claims (6)

1.利用表层热海水高效开采天然气水合物的方法，其特征在于，该方法具体为：通过循环水管将海面表层高温海水导入到海底的水合物层中，利用水管管壁将高温海水的热量散热到水合物层内，以使水合物温度升高并分解。

2.如权利要求1所述的利用表层热海水高效开采天然气水合物的方法，其特征在于，所述循环水管的进口端从海面表层注入高温海水，出口端将散热后的海水排出到海面。

3.一种实施权利要求1所述方法的利用表层热海水高效开采天然气水合物的装置，其特征在于，该装置包括下水管、散热管和出水管，散热管铺设在海底的水合物层中，散热管的两端分别与下水管、出水管相接通，通过水泵向下水管中注入海面表层高温海水，高温海水流经散热管，并将其热量通过散热管向水合物层散热，以使水合物分解，散热后的海水经由出水管排出。

4.如权利要求3所述的利用表层热海水高效开采天然气水合物的装置，其特征在于，所述散热管为直管或波浪型弯曲管结构。

5.如权利要求3所述的利用表层热海水高效开采天然气水合物的装置，其特征在于，所述下水管的外壁上设置有保温层。

6.如权利要求6所述的利用表层热海水高效开采天然气水合物的装置，其特征在于，所述下水管、散热管和出水管为管径为400mm的钢管。

Images