水深1,000m、海底温度4℃、地温勾配を3~4℃ /100mとすれば、海底下1,000mの地温は34~44℃と� �想される。ライザーレスによる掘削作業の� �度限界は海底面下1,500m前後である。この付� �までは通常地層圧が低いためライザーレス� �低圧ローテーティングBOP使用が可能と考え� �れる。これ以深に掘り込む場合は安全対策� �の理由から本格的なBOPとライザーが必要に� �るため、掘削コストは急激に上昇する。経� �的に利用できる深部帯水層の限界深度は海� �面下1,500m程度である。

 したがって利用すべき深部帯水層につい� ��は海底面下1,000m~1,500mの範囲で比較検討を行 い、最も地熱エネルギー供給能力の高い砂層 を選択する。深度によって掘削費は変化する が、地温勾配と掘削費の深度勾配が相殺する ため、この間では経済性に与える差は僅かで ある。

 また深部帯水層の層厚は厚いほど熱媒体� ��流量確保が容易になり、熱量供給量も増大� ��る。利用できる熱媒体の水がめは基本的に� ��きいことが望ましい。

 本発明は、このような深部帯水層の温水� ��加熱井に装着したポンプによって汲み上げ� ��メタンハイドレート層下部の分解境界面付� ��に供給する。ポンプは安価な単相式ダウン� ��ールポンプが利用できる。

 メタンハイドレート層の初期浸透率は低� ��が、固体のメタンハイドレート構造が消滅� ��た後は高浸透性になる。このため、メタン� ��イドレート層の下部が分解条件域に達した� ��の砂層を熱交換流路として活用すれば熱媒� ��を流動させる動力は軽減される。メタンハ� ��ドレート層の下端は本来分解境界線の条件� ��にある。

 浸透率が絶対浸透率の水準まで改善され� ��いなければ、減圧法により分解境界面のメ� ��ンハイドレート分解を先行する。境界面の� ��解が始まり、浸透率が絶対浸透率の水準ま� ��変化すれば熱交換流路を確立することがで� ��る。

 メタンハイドレート層下部の分解境界面� ��近に浸透性の高い砂層が存在することは、� ��証実験等によって予見されており、主な不� ��実性は断層と流動抵抗の不均一性にある。

 基礎試錐や在来型石油ガス開発に関わる� ��礎的知見によれば、メタンハイドレート層� ��部の分解境界面付近の絶対浸透率は水平方� ��で200md~1dとされる。泥層の絶対浸透率は数μ d~0.7mdである。メタンハイドレート層は砂泥� �層であることが予想され、水は上層へ向っ� �流れ難い。

 設定した圧力の範囲で熱媒体を循環させ� ��ことが難しければ、固体のメタンハイドレ� ��ト構造が完全に消滅し、境界面付近の透水� ��が確保されてからホンプを起動する。その� ��めポンプにはデファレンシャルプレッシャ� ��スイッチを装着するとよい。

 水深1,000mの場合を例にとると、減圧法を� ��いれば海底面下300m付近のメタンハイドレー ト濃集層の温度は14℃前後で、減圧しなくて� ��凡そ16℃で分解領域に入る。熱交換を終え� �熱媒体は還流井に装着したポンプによって� �部砂層に還流させる。これによりメタンハ� �ドレート層に水のアキュムレーションを生� �ることが回避され、潜在的なトラブル因子� �ある地層の圧力上昇は回避される。

 加熱井と還流井の構造は後述のように単� ��化する。坑内に配管は設けない。挿入する� ��置類は、回収および修理がワイヤーライン� ��用いた一回の昇降作業(ワントリップ)で可� �な構造とする。これによって高価な掘削リ� �の代わりにワークボートでの改修作業を実� �する。

 メタンハイドレート層は分解によりフリ� ��のメタンガスと水を生成する。最初はイマ� ��ジョンが大勢を占めるが地質の不均質性、� ��イクロフラクチャー、小断層等の介在によ� ��て時間経過と共に重力支配が促進される。� ��や砂を産出すると生産コストを著しく上昇� ��せるので、これを避けるために減圧法の減� ��度を抑制し、地層内および坑底におけるガ� ��と水の重力分離を促進させることが効果的� ��ある。

 強減圧の条件下でガスのみを選択的に生� ��することは困難であるが、減圧度を弱める� ��とによって、生産流体のガス水比は明らか� ��改善される。このため、出砂・出水量の大� ��な抑制を期待することができる。出砂・出� ��量の削減はサブシーコストを中心とする開� ��コストの圧縮に非常に効果がある。

 また分解境界面へ直接深部の地熱エネル� ��ーを供給することによって分解境界面の拡� ��が早められ、生産性が時間的に平準化され� ��回収率の改善が可能となる。更に生産流体� ��温度が上昇するのでメタンハイドレート層� ��流路のハイドレート化あるいは氷結リスク� ��軽減される。

 一方、メタンハイドレートの分解によっ� ��メタンハイドレート層の層圧が幾分高まる� ��予想される。熱水を圧入する加熱法では圧� ��水がメタンハイドレート層内に蓄積される� ��め地層圧を更に著しく上昇させてしまう。� ��のためシール層の損傷リスクが増大する。� ��た減圧効果を阻害する。その上、生産水の� ��が増大し、経済性を圧迫することになる。

 本発明のシステムは熱媒体の地層内循環� ��図り、メタンハイドレート下部の砂層を熱� ��換流路として利用するためシール層を損な� ��リスクを最小化できる。

 分解ガスの流動には様々な条件が影響を� ��えるが、生産流体のガス水比や水砂比を低� ��することは経済性の改善に直結する。それ� ��目的に生産ガス用のスクリーンはメタンハ� ��ドレート層の上部に配置し、熱媒体の循環� ��ートは下部に配置する。生産コストの改善� ��実現する上で、ガスと水の分離が不十分な� ��間層(イマルジョン)の生産は好ましくない� �このため、メタンガスのインレットと熱媒� �の循環ポートの位置は可能な範囲で上下に� �し、更に減圧度の抑制を図る。

 加熱と減圧の併用によるメタンハイドレ� ��ト分解率の改善によって、生産井の平均日� ��量の増大と回収率の向上を実現することが� ��きる。また生産性の平準化と出砂・出水量� ��軽減は生産システムの設計仕様の簡略化を� ��能にし、施設建設費を圧縮する上で極めて� ��果的である。本発明はこれらの相乗効果に� ��り経済性の大幅な改善を期待することがで� ��る。

 以下、本発明の実施の形態を図面に基づ� ��て説明する。

 図1は本発明のメタンハイドレート開発に おけるメタンガス生産システムの概念図を示 している。メタンハイドレート層の頂部500の 下方にメタンハイドレート層100、メタンハイ ドレート不飽和層200、深部帯水層300が存在す る。

 図1の向かって右の坑井10は生産井20と加� �井30とを上下に統合した坑井である。この坑 井は、メタンハイドレート層100の下方に存在 するメタンハイドレート不飽和層200を貫通し 、下方の深部帯水層300から熱媒体を汲み上げ る。生産井20と加熱井30を上下に統合するこ� �によって掘削費の膨張を防いでいる。この� �井10は必要な部分の地層間隙にセメント注入 部11を形成し、安定化を図っている。

 生産井20は上部にガスインレットスクリ� �ン12を、中間にパッカー13を設置している。� ��スインレットスクリーン12はメタンハイド� �ート層100の上部に配置し、ドローダウンを� �保してメタンハイドレート層100内の分解ガ� �を取り込み、坑井10内を上昇させて海上で回 収する。パッカー13は生産ガスと熱媒体の流� ��を隔離する。

 加熱井30は深部帯水層300から熱媒体を汲� �上げ、メタンハイドレート層100の分解境界� �105に連続的に供給する。このため加熱井30内 に汲み上げ用ポンプ31等を備えている。

 メタンハイドレート層内の未分解領域(固 相)101は、加熱により坑井の周辺部102、103か� �順次分解が進み、メタンガスと水の分解相� �なる。ここで重力によって徐々に水や砂が� �離減少しメタンガスが主体となった生産流� �は生産井の上部に設けられたガスインレッ� �スクリーンを通ってガスの回収ラインに導� �される。

 地層内の熱媒体の流動は地層圧、地層勾� ��、温度、ドローダウン、重力、浸透率等に� ��配されるが、メタンハイドレート層の下部� ��透水層104中を矢印34で示すように流れ、未� �解領域(固相)101の下方にあるメタンハイドレ ート分解境界面105を直接加熱する。

 図1の向かって左側に示す坑井10は上部に� ��産井20、その下部に還流井40を備えている。 生産井20の構造や機能は上述と同様である。� ��流井40は、メタンハイドレート層100の下端� �ら深部帯水層300に到達するように設けられ� �メタンハイドレート分解境界面105付近を通� �する過程で熱交換を終えた熱媒体を深部帯� �層300に還流させる。ポンプ41の作動によって 、例えば還流井40の下端付近の地層圧は3MPa程 度上昇する。このため深部帯水層300に圧力勾 配が生じ、水は矢印33の方向に流動する。冷� ��された熱媒体は深部帯水層300を流動中に十� ��な地熱エネルギーを吸収し、再び元の地温� ��くまで温度が上昇する。

 深部帯水層300の流体圧力はほぼ固有の地� ��圧条件下にある。その後、ドローダウンの� ��生によって熱媒体は熱エネルギーを蓄えな� ��ら加熱井30のサンプ35内に流入する。サンプ 35に貯められた熱媒体は上述のポンプ31によ� �て汲み上げられメタンハイドレート分解境� �面105付近のポート36から吐出する。

 メタンハイドレート層下部の分解境界面1 05付近に吐出した熱媒体は、高い絶対浸透率� ��砂層104を通って流れる。この熱媒体はポン� ��31の昇圧力を主な動力源として矢印34で示す ように流動する。ポンプ31、41の昇圧力は条� �に応じて異なるが例えば3MPa程度と予想され� ��。

 メタンハイドレート層100の下部の砂層104� ��流れる途中で熱媒体とメタンハイドレート� ��の間で熱交換が行なわれる。熱エネルギー� ��放出した熱媒体は還流井40のポンプ41に吸引 される。したがってポンプ31、41間には6MPa程� ��のドローダウンを確保することができる。� ��ンプ31、41によって形成されるドローダウン を主要な動力として熱媒体の深部帯水層300と メタンハイドレート層100の間の循環が長期的 に継続される。

 本発明の上記実施例のメタンガス回収シ� ��テムでは熱媒体を地中で循環させる循環ル� ��プを基本とするため、メタンハイドレート� ��100と深部帯水層300との間の圧力差は拡大し� ��い。

 熱水圧入式の加熱法のような強制的な温� ��圧入を行わないため、地層水のアキュムレ� ��ションが回避できる。このため地層の圧力� ��昇を引き起こすリスクが小さく、シールが� ��なわれる危険性は軽減される。これによっ� ��安全性が向上すると同時に海底面の沈下や� ��ンパクション対策費の軽減が可能になる。

 本発明のメタンガス回収システムは概念� ��に減圧と加熱の併用が可能である。これに� ��って従来の単独減圧法に比べて減圧度の軽� ��が可能となるため、出砂・出水リスクが減� ��する。メタンハイドレート未分解領域101は� ��タンハイドレートの分解によって縮小する� ��しかし、減圧による分解境界面の進行は未� ��解領域101の中央付近では進みにくい。分解� ��の進行が先行する部分は未分解領域101の上� ��と下方の周囲の領域102、103付近となる。上� ��部の領域102は潜熱の供給量が小さいため分� ��速度は遅い。

 従来の減圧法においてはメタンハイドレ� ��ト分解促進に必要な潜熱供給能力が下部境� ��面105付近で不足する。本発明のメタンガス� ��収システムは、このような潜熱供給能力が� ��足する下部境界面105付近の砂層104に深部の� ��熱温水を人工的に循環し、地層間の高い温� ��差を利用して直接熱交換を行おうとするも� ��である。

 図1の向かって右側の生産井20は左側の生� ��井20に比べ、減圧度を幾分弱めることによ� �てガス水比を低下させることが可能である� �またその坑井は地熱循環水の上流側に位置� �るため熱エネルギーの供給量がより大きい� �減圧度と熱交換の効果の大きさが相殺され� �ため、左右の坑井の生産性は近似すると解� �される。

 本発明のメタンガス回収システムでは熱� ��体を地層内循環させることによって地熱エ� ��ルギーを直接的にメタンハイドレートの分� ��境界面に供給しようとするものであり、そ� ��成否は多分に熱媒体の流量とその流動性に� ��存する。

 このためメタンハイドレートの分解に必� ��な熱媒体の循環量が確保できるか否かにつ� ��て可能な範囲で検証を行なった。地質条件� ��均一と看做し、ダルシー則を適用した。

 円柱を用いた集油(集水)能力の計算式は� �下を用いた。

 計算式:Q=2xPI()xkxhx100xδP/1.03323/μ/LN(r _e /r _w )
 ここで、PI():π、k:絶対浸透率=300mdrcy、h:レ� �バーの厚さ=17.6m、δP:差圧=3MPa、μ:粘性=1.00cp� ��r _e :レザバーラジアス=180m、r _w :坑井ラジアス=17.8cmとした。この結果、ポン� ��への集水能力は約1202m ³ /dと計算された。

 一方、特定した日産量を確保するために� ��要な熱量および流量の計算を行なった。

 その結果、坑井の生産性を4万m ³ /d、分解境界面付近における熱交換前と交換� ��の温度差を20℃、熱効率100%、加熱法への分� ��依存度を20%としたときに必要な熱媒体量は� ��254m ³ /day/wellと計算された。仮にシステム全体の熱 効率を30%と看做した場合、必要な熱媒体量は 約846m ³ /day/wellとなる。

 上述した計算および他の計算結果から生産� ��を維持するために必要な地熱エネルギーを� ��環することは十分に可能と解釈された。仮� ��坑井の生産性が4万m ³ /day以下であれば必要熱量は更に減少し、余� �は増大する。

 加熱井に設置するポンプは透水性の良い� ��部帯水層が存在する限り、熱媒体量を確保� ��るための障害はない。熱源として複数の深� ��砂層を用いることも容易である。

 また最新のダウンホールポンプは熱媒体� ��地層内循環するために必要な昇圧力と吐出� ��を有し、いずれも100%前後の余力があると解 釈された。

 図2は深部地熱を利用した本発明のメタン ガス回収システムのメカニズムと地層・流体 温度条件の例を模式的に示したグラフである 。現段階では実証を行うことができないため 、このグラフは基礎的知見を基に作成したも のである。

 縦軸にメタンハイドレート層100、メタン� ��イドレート不飽和層200、深部帯水層300の深� ��をとり、横軸に温度をとって、地温勾配線6 10、および本発明のメタンガス分解・回収シ� ��テムの熱サイクル線図(601~608)を模式的に示� ��たものである。

 水深を1,000mとすると海底から深部帯水層3 00までの区間では地温勾配線610が予想される� ��このため深部帯水層300付近では43℃程度の� �温が期待される。(点601)深部帯水層から熱媒 体がポンプによって汲み上げられ、メタンハ イドレート層下部の分解境界面付近の砂層110 に吐き出されるプロセスは線602で示され、そ の終点603における熱媒体の温度は40℃程度と� ��る。点603はメタンハイドレートの分解フロ� ��ト付近に到達したときの熱媒体温度を示し� ��おり、線604で示すように分解境界面付近を� ��過している間に温度が20℃程度まで低下し� �熱媒体温度差20℃(40℃→20℃)程度の熱エネル ギーを放出し、終点605に至る。この20℃に降� ��した熱媒体は還流井に設置したポンプ等に� ��って、線606のプロセスを経て深部帯水層に� ��流する。温度差20℃は絶対要件ではなく、� �算上は30%の熱効率であっても分解に必要な� �量を満たす。

 次いでこの熱媒体は深部帯水層300を流動� ��に線608で示すように地熱を吸収し、再び地� ��温度43℃(点601)程度まで回復する。地熱は場 所によって差がある。深部帯水層の300の厚さ が薄い場合、あるいは熱エネルギーを増量し たい場合にはやや深めの深部帯水層を利用す ることが好ましい。

 図2では模式的に熱媒体の一次元の流動を 示しているが、実際には放射状に流動するな ど2次元の流動になる。したがって熱交換の� �間的変化は幾分複雑になる。

 曲線620は単純減圧法によって生産を継続� ��たとき地温変化を定性的に示したものであ� ��。潜熱供給速度が遅いため、分解に伴って� ��層温度は低下する。曲線630は本発明のメタ� ��ガス回収システムによる生産中の地層流体� ��温度を予察したものであるが、分解に伴う� ��熱以上の地熱エネルギーをメタンハイドレ� ��ト層に吸収させれば地温を幾分上昇させる� ��とができる。生産性を左右する分解境界面� ��近の流体温度はポンプレートによって制御� ��能である。

 図3は南海沖で予想される深度と地層温度 の関係を示すグラフである。未だ調査が十分 とは言えず、場所によってはこれらの数値は 若干異なるが、広域での地温勾配は3℃~4℃/10 0mと推測される。

 深度と圧力の関係はほぼ直線状の関係に� ��るとみられ、深度1,350m付近まで正常圧の地� ��条件下にあることを示している。

 南海沖ではロケーションによって差はあ� ��ものの、水深1,000m付近では、1,100mまで泥層� ��その下にメタンハイドレート含有砂泥互層� ��存在し、メタンハイドレート濃集帯の下端� ��1,350m付近になると予想され、メタンハイド� ��ート濃集層下端の地層温度は約14℃程度と� �られる。

 またメタンハイドレート平衡曲線からメ� ��ンハイドレート濃集層下端の分解境界面温� ��は16℃程度と見られる。したがってメタン� �イドレート濃集層下端における地層温度と� �界面温度の差は約2℃程度と推定される。こ� ��ため燃料を用いることなく40℃程度の温水� �供給し、分解境界面付近で効率的に熱交換� �行なうことができれば極めて安価な併用法� �成立すると解釈される。

 図3から40℃以上の温水は水深1,000mのとき、� ��底下1,000m以深の帯水層から比較的容易に確� ��できると解釈される。(海底温度4℃、地温� �配4℃/100mの場合、海底下1,000mの帯水層の温� �は計算上約44℃になる。)
 温水の強制圧入を継続すれば地層圧は高ま� ��が、本発明の地層内循環方式を基本とする� ��産手段では高圧力の流体を強制注入する必� ��がないため、メタンハイドレート層におけ� ��圧力の蓄積を解消することができる。帯水� ��の浸透率が十分であれば、単相のダウンホ� ��ルポンプによって緩やかな温水循環が期待� ��きる。

 図4は図1で示した加熱井30の頂部からメタ ンハイドレート層分解境界面付近を通って還 流井20の下底部に至る熱媒体の移動経路を模� ��的に平面図で示したものである。図4ではこ れらの坑井を平面的に均等に配置し、メタン ガスを回収するメタンハイドレート層の平面 積を便宜的に正方形で示している。熱媒体の 平面的な流動方向は坑井位置、温度勾配、異 方性、地層傾斜、地層の物理的圧力勾配、重 力、浸透率等に左右されるが、メタンハイド レート分解境界面付近の砂層に地熱エネルギ ーを伝達可能であればよい。これらの坑井を どのように配置しても、矢印で示すように熱 媒体は地層面に沿ってほぼ放射状に流動する と考えられる。

 図5は単純減圧法で予想されるメタンハイ ドレート層の深度・圧力・温度と相平衡曲線 の関係を示すグラフである。縦軸には深度を 対数目盛で示し、横軸に温度をとってメタン ハイドレートの相平衡曲線702を描いてある。

 曲線702の左下側の斜線を施した領域はメ� ��ンハイドレートの固相域である。曲線702よ� ��右上側の領域はメタンガス領域であり、0℃ より低温側の領域ではメタンガスと水と氷の 混合領域、0℃より高温側の領域はメタンガ� �と水の混合領域である。尚、縦軸には深度� �加え、圧力の目盛を付してある。

 例えば深度1,000mにおけるメタンハイドレ� ��ト層の温度は14℃前後であり、3MPa程度まで� ��圧すると点710の状態となり、気体で回収す� ��ことができるはずである。しかしながら潜� ��の供給速度が遅いため、良好な生産性を維� ��することができず温度降下を伴って点711に� ��る。このため気化が妨げられ、生産性は著� ��く低下する。

 単純減圧法では初期の生産性が良好であ� ��ものの時間の経過と共に潜熱供給量が低下� ��る。生産開始当初はメタンハイドレート上� ��およびメタンハイドレート層と互層をなす� ��層からも潜熱が供給されるものの、これら� ��は再生産性がないため生産を継続する間に� ��熱不足が顕在化する。

 メタンハイドレート層の下部からの潜熱� ��給は生産を終えるまで維持されるが伝達速� ��が遅いため地層温度が低下し、分解境界面� ��温度圧力条件が相平衡曲線の境界線に近接� ��る。これによって生産性の急減は不可避と� ��る。このため、生産挙動の形状が悪化し、� ��設の利用効率低下と建設費上昇の原因にな� ��。

 図6は本発明のメタンガス回収システムを 用いる場合の相平衡曲線に基づく挙動を示す グラフであり、図5と同様に目盛を設定して� �る。本発明ではポンプを利用して深部の地� �エネルギーを採取し直接メタンハイドレー� �の分解境界面に供給することによって、7MPa� ��度までの減圧で生産を維持することができ� ��。十分な潜熱を連続的に供給することがで� ��るため温度低下が起こらず、急激な生産性� ��低下を予防することができる。

 安定的な生産レベルの維持は地熱エネル� ��ーの供給速度を調節することによって行な� ��ことができ、減圧度を緩和することによっ� ��ピーク生産量を抑制することができる。即� ��2系統の生産性調節手段を確保することによ って生産性の平準化を確立する。このため生 産施設の設計を著しく低減することが可能に なると同時に出産・出水量の削減を実現する 。

 図7は坑底圧一定の減圧法で予想される日 産量の経年変化801と深部地熱を利用した本生 産システムによって期待される日産量の経年 変化811を比較したものである。縦軸は坑井の 日産量、横軸は生産年数を示している。坑底 圧一定の単純減圧法では線801のように生産初 期には日産量が急増するが、坑底圧一定で強 減圧を続行しても急速に日産量が減少するこ ととなる。

 本発明のシステムでは減圧度を抑制する� ��とによって生産ピークのレベルを低く抑え� ��また熱量を制御しながら連続的に供給する� ��とによって長期間の安定的な高原状(プラト ー)生産を維持することができる。

 即ち、減圧度の抑制と地熱エネルギーの� ��給量を制御することによって減圧法による� ��産挙動曲線を線811のように矯正することが� ��きる。

 この例では減圧法の生産挙動曲線に依存� ��る装置の設計仕様線802は、本システムを採� ��することによって線812のように変化する。� ��の結果、サブシーシステムの設計仕様が削� ��され、一方で平均生産性は増加する。生産� ��動曲線801、811を入力した経済性モデルによ� ��自動計算結果では回収率も明らかに向上す� ��。

 このことは生産施設の建設費を大幅に圧� ��し、一方でガス販売収入を増やすことを意� ��しており、著しい経済効果が期待できる。

 図8は減圧法で予想されるメタンハイドレ ート層の層厚と生産性の関係、および生産性 の改善余地を示すグラフである。縦軸にメタ ンハイドレートの層厚をとり、横軸に坑井の 生産性を示した。曲線832は減圧法の生産性予 測値を示している。減圧法では潜熱の供給不 足が始まる厚さを超えると、層厚が厚くなっ ても生産性に寄与せず、未分解の領域割合の みが拡大する。即ち厚いメタンハイドレート に恵まれてもその利点を生産性改善に十分役 立てることができない。

 一方、深部地熱を利用した本発明のメタ� ��ガス回収システムを用いると潜熱の供給が� ��進されるため、未分解の領域の拡大を防止� ��る。メタンハイドレート層の厚さが厚くな� ��ばその利点を直接生産性の向上に役立てる� ��とができる。線833は地熱エネルギーを供給� ��る本システムが期待する上限値を示してい� ��。線833と線832に挟まれた領域は、潜熱の供� ��量によって変化する期待領域を示すが、現� ��階では定量的な検証ができない。

 また線831は海洋における平均的な在来型� ��ス生産性の生産性を示している。

 在来型ガス開発では一般的に層厚が厚い� ��ど生産性が向上し、その結果経済性も良化� ��る。本生産システムは基本的にメタンハイ� ��レートの分解速度促進を目的に開発したも� ��であり、同時に資源層の層厚の恩恵を在来� ��ガス開発と同様に獲得しようとするもので� ��る。