井下原位加热强化开采冰冻型水合物实验

韦文娜，李波，陈玲玲，张婷婷，万青翠

(1.重庆大学 煤矿灾害动力学与控制国家重点实验室，重庆，400044；2.重庆大学资源与安全学院，重庆，400044)

全球能源供应任务艰巨，能源短缺仍是发展面临的重大问题之一。2011—2020年是有记录以来最暖的十年，全球气候持续变暖是人类面临的另一重大挑战，因此，全球能源结构急需转向清洁化。天然气水合物(简称水合物)具有储量巨大、分布广泛、且高效清洁的特点，被认为是未来全球能源发展的制高点[1]，产业化开发天然气水合物不仅有望成为解决能源危机、缓和温室效应的可行途径，而且对于降低我国天然气对外依存度、保障我国能源安全也具有重大战略意义。

新型能源水合物以固体形式封存于沉积物中，其生产方法不同于常规的油气资源。开采水合物需要改变储层条件，打破相平衡，使其失稳分解产气。但自然界中天然气水合物多埋藏于海底或陆域冻土层中，开采不当可能会引发地质塌陷、海底滑坡、地震和全球变暖等地质与环境灾害，因此，水合物的安全高效开采仍是最大的技术难题。目前天然气水合物室内模拟实验和实地试采实验中主要运用的开采技术包括比较传统的降压法[2-3]、热激法[4-6]、化学抑制剂法[7]，比较新型的CO2置换法[8-10]、固体开采法[11]以及以上2种或多种方法相结合的联合开采法[12-14]等，其中研究较多的是降压联合热激法。不同方法优缺点如表1所示。

表1 不同开采方法的优缺点Table 1 Advantages and disadvantages of different mining methods

多年冻土区开采天然气水合物可能比在深海沉积物中更容易且更安全[15]。一些冻土层的孔隙由水合物、冰和气体填充，这里的水合物通常被冰层冻结[16]，这种被冰冻结的水合物-冰-气系统可称之为“冰冻型”水合物系统。冰的存在对储层渗流、传热以及水合物分解动力学都有极大的影响，使水合物分解过程中的相变、多相流动、传热传质等物理化学过程变得更加复杂。有关水合物-水-气系统的研究结果可能不适合应用于冻结沉积物，因此，有必要研究冰存在时的水合物分解特性。

YU 等[17]运用数值模拟分析了274 K 时水合物储层产气的动态过程，发现在水合物分解过程中，在生产井附近很快会有冰生成，冰的形成不仅干扰了甲烷水合物分解，还会降低水合物的渗透率和瞬时产气速率；LI等[18]运用降压法和热激法对冰冻型甲烷水合物在冰点以下的分解行为进行了实验研究，发现由于冰的阻碍作用，降压开采冰点以下多孔介质中冰冻型甲烷水合物的产气速率极慢，而井筒加热可有效打破冰冻型天然气水合物的自保护特性；WANG 等[19]发现水合物在四相点以下分解产生的水可能立即冻结成冰，同时储层中的孔隙水可转变为冰，而冰的形成可以大幅提高水合物的分解速率，且较低的初始储层温度有利于冰的形成，“水饱和”储层中冰的形成速率较“气饱和”储层慢。此外，热刺激对在四相点以下水合物的分解影响很小[20]。ZHOU等[21]从微观上观察了在聚乙烯吡咯烷酮-K90(PVP-K90)和聚乙内酰胺(PVCap)冰点以下时的甲烷水合物分解动力学特征，发现二者都能够抑制冰点以下甲烷水合物分解时的自保护效应。

由此可见，前人关于冻土层内被冰层冻结的“冰冻型”水合物的研究还很少，人们对于冰点以下冰冻型水合物的分解特性及相关开采技术尚缺乏深入认识。因此，本文作者采用井下原位加热技术，开展不同方法与条件下冰冻型甲烷水合物的开采实验，以期为未来我国冻土区水合物的商业化开发提供技术支持和理论指导。

1 实验装置及步骤

1.1 实验装置

冰冻型甲烷水合物生成与开采实验系统装置主要包括注气注液系统、生成与开采模拟系统、气液收集系统、数据采集和处理系统和辅助系统等子系统，实验系统结构示意图如图1所示。

图1 实验系统装置结构示意图Fig.1 Schematic diagram of experimental system device structure

高压反应釜(cuboid pressure reactor，CPR)是整个模拟实验系统的核心部分，置于-5～30 ℃的水浴冷却系统中，可在水合物形成和分解过程中提供稳定的温度条件，图2所示为CPR内部的生产井和温度传感器的配置示意图。由图2可见：CPR为一个圆柱体不锈钢压力容器，其内部是一个长×宽×高为100 mm×100 mm×150 mm 的长方体空腔，可以承受的最大压力为30 MPa。在反应釜的底部和顶部装有2个压力传感器，分别测量入口和出口的压力。

图2 高压反应釜内部生产井及温度传感器配置示意图Fig.2 Schematic diagram of production well and temperature sensor configuration inside high pressure reactor

生产井位于反应釜的中心轴线上，有效长度为120 mm，半径为5 mm，生产井井壁上均匀开设了4 个注采槽，槽宽约250 μm，小槽四周包裹着过滤网，防止石英砂等固体颗粒随气液流入井筒内堵塞管道。生产井内表面均匀分布电阻丝，被绝缘薄膜密封且外接一个供压范围为0～180 V的直流稳压电源，开启电源后电阻丝能够迅速、直接且安全地提供恒定能量。

9 个热电偶式温度传感器(T1～T9)被放置在A，B和C这3个水平面上，均为边长为80 mm的正方形，将反应釜等分成4 个相同的区域，其中T5 处于反应釜中心轴线上并与生产井外表面紧密贴合。

1.2 实验材料

本研究所用材料及主要参数如表2所示。用氮气对整个实验系统装置进行检漏，将石英砂作为甲烷水合物生成的模拟矿床。甲烷气体为甲烷水合物生成提供气源，去离子水用于清洗设备、石英砂以及生成水合物。乙二醇与水以一定体积比例混合后可防止冰冻过程中浴液冻结成冰。

表2 实验所用材料及主要参数Table 2 Materials and main parameters used in experiment

1.3 水合物生成

甲烷水合物的生成实验主要包括反应釜填砂、系统检测、注水注气和降温生成4个部分。

1)用去离子水将一定量的石英砂和反应釜反复洗净并烘干，将石英砂均匀紧密地填充到反应釜中，密封反应釜并置于18.00 ℃的恒温水浴中；

2)连通实验系统各个部分，利用真空泵对系统进行排空并对实验装置进行检漏；

3)在此温度下对系统再次抽真空，利用高压平流泵将去离子水注入到反应釜中，打开甲烷气瓶、增压泵、平衡釜和甲烷阀门，通过PID控制器向反应釜中注入甲烷气体，当系统压力达到预定值时停止注气，关闭甲烷气瓶及各仪器和阀门并记录数值；

4)为使水合物生成更顺利，将水浴温度设定为预定值(7.80 ℃)，反应釜内的温度和压力逐渐降低，甲烷水合物开始生成，约18 d，当系统压力逐渐降低到预定值(11.00 MPa 左右)时，水合物生成过程结束。

1.4 水合物开采

冰冻型甲烷水合物开采主要包括释放自由气、系统冷却和生产3个阶段。本研究采用4种开采方法进行6 组实验，命名为实验组1～6，其中，释放自由气和系统冷却阶段操作步骤基本相同，而生产阶段略有不同。

1)释放自由气阶段。首先打开出口阀门，利用回压阀将反应釜中的自由气和水安全释放，当系统压力降至5.50～6.00 MPa时(约为7.80 ℃时的相平衡压力)，关闭出口阀门。

2)系统冷却阶段。包括注水和冷却2 个步骤。首先打开高压平流泵和注水阀门，根据放自由气阶段的产水情况，向反应釜中注入等量的水；然后，将水浴温度冷却至-1.00 ℃，确保反应釜中的所有液相水都变成了固相冰。

3)生产阶段。包括降压和开采，降压步骤与释放自由气的操作相同，其目的是将系统压力降低至开采压力PW。开采步骤根据开采方法的不同操作也有所不同：在纯降压法(PD)中只需调节出口阀门使系统压力PW在±0.05 MPa 范围内(即保持系统恒压)；在纯电加热法(PH)和降压联合电加热法(SDH)中需开启直流稳压电源对水合物储层加热，同时保持系统恒压；在热吞吐法(H&P)中开采步骤是若干个加热、焖井和产气循环交替，当系统压力降低到PW后关闭出口阀门，对水合物储层持续加热一定时间，随后停止加热，使热量在储层中自由扩散，再重新打开出口阀。待系统压力再次降低至PW时，进入下一轮循环，当反应釜内没有气体产出时生产阶段结束。

本研究主要关注水合物在冻结状态下的解离行为，所以，只研究开采过程中的相关特性。水合物在开采过程中的主要实验参数和结果见表3。

表3 冰冻型水合物生产阶段的主要实验参数与结果Table 3 Main parameters and results during exploitation of frozen gas hydrate in production stage

2 实验结果

2.1 系统压力特性

图3所示为实验组1～6冰冻型甲烷水合物在开采过程中系统压力的变化曲线。在实验组1～4开采实验过程中系统压力稳定为PW几乎不变，这是因为通过调节回压阀和出口阀门控制气体产出使得系统压力稳定在PW附近；实验组5和6的系统压力呈周期变化：在加热和焖井过程中，随着水合物的分解而不断升高，在产气过程中随着气体和水的产出而降低，并且系统压力在周期性循环过程中幅值不断减小，这是因为随着反应的持续进行，剩余水合物质量不断减少，1个循环周期内水合物分解产生的甲烷气体也不断减少，即实验组1～4冰冻型水合物开采实验过程中为恒压开采，实验组5和6为非恒压开采。

图3 冰冻型甲烷水合物开采过程中系统压力变化曲线Fig.3 Change curves of system pressure during exploitation of frozen methane hydrate

2.2 系统温度特性

图4所示为6组水合物分解过程中反应釜内中心温度T5和平均温度T的曲线图。由图4可见：实验组1 中心温度始终与环境温度(-1.00 ℃)保持一致，这是由于纯降压法没有外界热量注入，冰冻型甲烷水合物受到冰的自保护效应无法分解；在其余5组实验中，反应釜内中心温度在开始加热后都有较大幅度提高，这表明电加热可以削弱冰冻型甲烷水合物的自保护效应，促进水合物的分解。对比中心温度与平均温度曲线，除实验组1 之外，实验组2～6中平均温度与中心温度差距较大，在开采结束时实验组3和4的中心温度接近50 ℃，而平均温度仅约11 ℃，这表明电加热效果明显，与热源接触的中心区域升温迅速，但冰点以下的冰冻型水合物分解时传热速率较慢，因此，周围温度上升缓慢。

图4 水合物分解过程中反应釜内中心温度T5和平均温度T曲线图Fig.4 Curves of central temperature T5 and average temperature T in reactor during hydrate decomposition

此外，在采用连续电加热的实验组2～4中，反应釜内中心温度的温度前期迅速上升，之后平缓上升。这是因为前期反应釜内存在较多固体冰和大量未分解的水合物，热量在这些固体颗粒间以热传导的形式传递，传递速率较低，因此，在反应前期热量集中在中心加热井附近，未能快速传递到周围沉积物中，导致中心上升速率快；但在反应后期固体冰被融化成液态水，大部分水合物颗粒分解为液态水和气态甲烷，这时对流换热对热量传递起到了较好的促进作用，热量被快速传递到周围沉积物中，中心温度上升速率不明显。在实验组5和6中反应釜内中心温度的循环波动缓慢上升：在电加热过程中由于外界热量的注入而迅速上升，在焖井和产气过程中热量一部分被冰和水合物吸收或被产出的甲烷气体带走，因而温度持续下降。

启示：这句谚语告诉我们，人生的道路并不是畅通无阻的，要坦然面对阻碍和困境，事到临头，必定会有解决的办法。但办法不会自己出现，还需要我们开动脑筋，主动思考：遇到山，要会迂回前进，寻找出路；遇到水，要会积极应变，寻找渡水的手段，这样才能达到既定的目标。

图5所示为开采过程中各温度测点变化曲线，其位置如图2所示。由图5可见：实验组1 在整个开采过程中都与环境温度相等，约为-1.00 ℃，远高于1.50 MPa 时的相平衡温度-16.35 ℃，这也进一步说明纯降压法无法实现冰点以下冰冻型水合物的开采。在实验组2～4中可以观察到每条温度曲线都出现了1个明显拐点，这主要是由于固态冰和水合物转化成液态水和气态甲烷后，对流换热作用促进了热量传递，并且在拐点之前与中心垂直井距离相等的温度传感器的温度变化曲线大致相同，但在拐点之后差异较大，例如T8低于T2和T6；T9大于T7，T7大于T3。这主要是因为在重力作用下，自由水向下部流动，反应釜内下部水的饱和度大于上部水的饱和度，因此，下部温度上升速率也就低于上部温度上升速率。此外，处于同一水平面且与中心垂直井距离相同的T2和T6的温度变化趋势虽然非常接近但仍略有差异，这是因为水合物和冰在反应釜中不均匀分布引起了传热速率和传热量略有不同。在实验组5和6中各温度传感器的变化趋势以及各温度传感器之间的差异规律与实验组2～4的相同。

图5 水合物分解过程中各温度测点曲线Fig.5 Curves of each temperature measurement point during hydrate decomposition

2.3 累积产气量及水合物剩余质量

图6所示为水合物开采过程中的累积产气量Vp曲线。由图6可见：实验组1在整个开采过程中仅有0.189 L甲烷气体产出，可以认为纯降压开采时，即使在低于相平衡的条件下，冰冻型甲烷水合物也难以分解。这是因为在系统降温冷却后，甲烷水合物的表面被冰膜覆盖，这阻碍了甲烷分子从水合物相扩散到气相。由于固相冰对孔隙通道的堵塞，导致部分孔隙压力无法真正降至设定开采压力，水合物颗粒仍处于稳定状态。因此，在冰点以下，冰的形成导致水合物自保护效应。这是阻碍冰冻型甲烷水合物顺利开采的主要不利因素，利用纯降压法开采冰冻型甲烷水合物的商业价值不大。

图6 水合物开采过程中累积产气量Vp曲线Fig.6 Cumulative gas production Vpcurves in process of gas hydrate exploitation

在实验组2～4中Vp持续增加，而在实验组5和6 中Vp呈阶梯上升趋势，这是因为实验组5 和6 只有产气过程会打开出口阀释放甲烷气，而在加热和焖井过程出口阀是关闭的，没有甲烷气体产出。这表明在开采冰冻型甲烷水合物时，井筒加热可以消除冰膜对水合物的保护作用，促进其分解。降压结合持续性注热法的实验组3和4累积产气量多且产气速率也较高，单纯电加热开采的实验组2最终的累积产气量最少，为48.97 L。这说明开采冰冻型甲烷水合物时降压结合持续性电加热模式下的产气量最大，并且在电加热的基础上，将生产压力从相平衡以上降低到相平衡以下能够进一步促进水合物的分解。

图7所示为水合物开采过程中剩余水合物质量mH曲线。对比图6和图7可见：在开采过程中，实验组2的mH曲线位于最上方、Vp曲线位于最下方；实验组4的mH曲线位于实验组3的上方、Vp曲线位于实验组3 的下方，但实验组3 和4 的mH曲线、Vp曲线较为接近。这表明在电加热的基础上，将开采压力降低到相平衡以下能够有效促进冰冻型水合物分解从而提高产气速率，但当生产压力降低到相平衡以下时，冰冻型甲烷水合物对环境压力不敏感。因此，在四相点以下时，冰冻型水合物的分解效率不依赖于生产压力，而更主要取决于加热过程中热量的传递和水合物分解。对比热吞吐法中不同加热时间的冰冻型甲烷水合物开采实验中累积产气量Vp，发现实验组6的Vp曲线位于实验组5 的Vp曲线之上，这表明采用间歇加热法时，较长加热时间对于冰点以下的冰冻型水合物的分解更有利。

对比图7(a)与图6可见，Vp曲线与mH曲线变化趋势是对称的，mH曲线不断下降，Vp曲线不断上升，Vp曲线不再增加对应于水合物完全分解，这说明水合物分解是产气的唯一来源。实验组1 中mH几乎没有减少，这同样说明纯降压法无法实现冰点以下的冰冻型水合物的开采。实验组2～4这3组持续电加热的开采实验中mH曲线平滑下降，但非连续电加热的实验组5和实验组6中mH曲线呈循环波动下降趋势。

图7 水合物开采过程中剩余水合物质量mH曲线Fig.7 mH curves of residual hydrate mass in process of hydrate exploitation

由图7(b)可见：水合物剩余质量在加热和焖井过程下降，在产气过程先升高再下降。出现这种波动表明在产气过程中由于气水流动强化传质，促进了气液接触，引起了水合物的二次生成。此外，在开采结束时，实验组2，5 和6 中mH并没有下降到零，这表明纯电加热法和热吞吐法开采冰点以下的冰冻型甲烷水合物时水合物无法完全分解。

3 讨论

根据各组冰冻型甲烷水合物开采实验在生产过程的系统压力、温度、产气量和剩余水合物质量特征，认为纯降压法在冰点以下开采冰冻型水合物的商业可行性不大，因此，仅对实验组2～6的能量收益效率作相关讨论。

3.1 获得的总能量Etotal、消耗能量Ec和净能量Enet

定义Etotal为将甲烷燃烧热转化为电能后的总能量(转化效率取33%[22])，Ec为电加热过程中累积注入的能量，Enet为获得的总能量与消耗的总能量之差。Etotal，Ec和Enet的计算公示如下：

式中：ΔH为甲烷燃烧产生的总的燃烧焓，kJ；QW为加热功率，W；Δt为电加热持续的时间，s。

在0.1 MPa 和25 ℃状态下，甲烷的燃烧焓为889.6 kJ/mol，因此，ΔH由下式计算得出：

式中：n为在时间t内产生的甲烷气体的物质的量，mol。

图8所示为实验组4 在分解过程中的能量曲线。由图8可见：Etotal曲线呈阶梯上升趋势，且变化速率前期较快，后期减慢并逐渐趋于平稳，这一变化趋势与图6中累积产气量一致。由Etotal的定义可知产气量越多，所获得的甲烷气体燃烧焓就越多，产气速率越快，获得能量的速率也越快。Ec曲线随着热吞吐循环在加热过程持续增加，在焖井和产气过程中保持不变；由于每个循环的加热功率和时间都相等，每个循环中Ec增量相同。开采后期水合物产气量减少，Enet曲线呈类“齿轮”状循环变化，逐渐增加达到最大值后又逐渐下降。

图8 实验组4在分解过程中的能量曲线Fig.8 Curves of total energy consumed energy and net energy in decomposition process of Run 4

图9所示为实验组2～6 在分解过程中能量曲线。由图9可见：在Etotal曲线中，降压联合电加热法开采冰冻型水合物Etotal整体都比纯电加热法和热吞吐法的高。实验组3 与4 的Etotal曲线非常接近，表明冰对水合物颗粒的保护作用下开采过程Etotal与开采压力关系不大。实验组2 在前期Etotal高于实验组5 和6，但由于驱动力不足，在开采结束时实验组2 的Etotal更小。实验组2～4 中相同时间内外界向釜内注入的热量相同，Ec线性增加并且重合。实验组6 在热吞吐循环的加热持续时间(10 min)比实验组5(5 min)的长，因而实验组6 的Ec曲线在实验组5 的Ec曲线之上。实验组2～4 中水合物分解前期总能量的增量逐渐增大而电加热消耗能量不变，故净能量不断增加；但后期水合物量减少且水合物分解界面后移，水合物分解产气获得能量增量减小，故净能量增长速率减小甚至为负。实验组5和6中净能量(Enet)曲线呈类“齿轮”状循环变化，Enet先逐渐增加，达到最大值后下降。

图9 实验组2～6分解过程中能量曲线Fig.9 Curves of energy in decomposition process of Run 2-6

3.2 能量效率η和热效率ξ

定义能量效率η为甲烷水合物开采产气过程中净能量Enet与获得的总能量Etotal之比，表征水合物分解过程中能量的净收益率，是评价水合物生产效率的重要指标之一，由式(5)描述[23]：

此外，天然气水合物分解过程是一个吸热过程，分析热效率ξ对生产效率的评价也是十分重要的。定义热效率ξ为水合物分解热QH与消耗的能量Ec之比，表征水合物开采过程热量的利用效率，由式(6)计算得到[24]：

式中：ΔHdiss为分解1 mol的甲烷水合物所需要的热量，kJ/mol。

图10所示为实验组2～6 水合物分解实验过程中能量效率η和热效率ξ曲线。由图10可见：实验组2～4 中η迅速上升并很快到达1 个峰值，然后随时间持续下降。实验组5 和6 中η曲线在第1 循环的产气过程中迅速上升至最大值，之后随着加热、焖井和产气过程的循环而循环波动下降。这是因为开采前期电加热使井筒附近水合物表面的冰膜融化，水合物快速分解，而开采后期剩余水合物质量减少，水合物分解速率减小。开采结束时实验组2～6 中η分别下降到-0.27，0.08，0，0.42 和0.31。这说明开采冰冻型水合物时，单纯的电加热法中能量净收益率较低甚至为负，商业利用价值较小；降压联合电加热法中能量净收益率前期较高但后期下降迅速直到接近零，并且更低开采压力对能量收益影响不大；热吞吐法中能量净收益率相对较高，并且较短加热时间可以获得更大的能量效率。

图10 实验组2～6冰冻型甲烷水合物分解过程中能量效率和热效率曲线Fig.10 Curves of energy efficiency and thermal efficiency during decomposition of Run 2-6 frozen methane hydrate

由图10(b)可见：ξ曲线与η曲线的变化趋势相似。这是因为生产前期垂直井的加热面与水合物分解界面距离最近，传热阻力和热量损失最小，注入的热量中小部分用于融化固体冰，其余热量都被用于水合物的分解，热利用效率最高。而后期随着水合物分解界面扩大，传热距离越来越远，且越来越多的能量以沉积物吸收的显热和与低温边界的热传导的形式被消耗，另外，水合物分解后产生的水在冰点以下会冻结成冰，不仅会阻碍水合物的分解，而且在开采后期大量的固体冰融化成液体水需要消耗大量的热量，因此，开采后期反应釜内热传递阻力和热量损失越来越大，所以，热效率越来越低。

3.3 最大能量收益

图11所示为分解过程中最大净能量(Enet,max)柱状图和获得最大净能量时能量效率、热效率及水合物分解率图。由图11可见：实验组2 获得的Enet,max约为203.13 kJ，实验组3，4和5中Enet,max较高(大于330 kJ)且较接近。此外，实验组2，3 和4 在100 min内可以获得最大净能量效率，实验组5和6获得最大净能量效率对应的开采时间分别为235.20 min 和165.97 min。这表明与间歇加热模式相比，连续加热模式下能够在最短时间内获得最大净能量。实验组3～6获得最大净能量时对应的能量效率、热效率和水合物分解效率大致相同，分别约为0.56，0.41 和0.80。但实验组2 在获得最大净能量时对应的能量效率、热效率和水合物分解效率与其余4组实验相比都较低。

图11 实验组2～6分解过程中最大能量时能量效率、热效率及水合物分解率图Fig.11 Diagram of maximum energy efficiency and energy efficiency thermal efficiency and hydrate decomposition rate during Run 2-6 decomposition process

总体来说，冰点以下冰冻型水合物开采过程中，单纯电加热法获得的最大净能量以及对应的能量效率、热效率和水合物分解效率均比其他4组实验的低；降压联合电加热法和热吞吐法差异不大，但连续加热模式下能够快速获得最大净能量。因此，综合比较最大净能量以及对应的时间、能量效率、热效率和水合物分解效率，认为降压联合电加热法在最大能量收益方面更具优势。

表4 冰冻型水合物不同开采方法下的主要实验参数与结果Table 4 Main parameters and results under different mining methods of frozen gas hydrate

4 结论

1)冰冻型水合物分解过程中热量主要依靠冰、水合物以及多孔介质颗粒之间的导热进行传递，当冰被融化并产生气体和水时，对流换热对热量传递起到较好的促进作用。

2)在冰点以下，冰的形成导致的水合物自保护效应，这是阻碍冰冻型甲烷水合物顺利开采的主要不利因素，纯降压法无法实现冰冻型水合物的有效分解。电加热能够为融化冰提供热量，消除自保护效应。因此，采用纯电加热法、降压联合电加热法和热吞吐法开采的冰冻型水合物实验中，水合物能够顺利分解，且连续加热对于破坏冰点以下冰冻型水合物的自保护效应更具优势。

3)纯电加热法和热吞吐法无法使冰冻型水合物分解完全，且纯电加热法中产气速率最慢，累积产气量最低，热吞吐法中由于对流强化传质作用造成明显的水合物二次生成，阻碍了水合物的快速分解，因而，降压联合电加热法的产气效率更高。

4)在电加热的基础上，将生产压力从相平衡以上降低到相平衡以下能够促进冰冻型水合物的分解。但当开采压力均低于相平衡压力时，冰冻型甲烷水合物对环境压力不敏感。此外，增加热吞吐循环中加热时间更有利于冰冻型水合物的分解。

5)在实际生产过程中，为获得最大净能量收益，应当在净能量收益降低之前停止开采；综合能量效率、热效率、最大能量获得时间以及水合物分解率等指标，认为降压联合电加热法对于冰冻型水合物的商业化开采更有优势。