Geowatt AG - SwissGeoPower
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Prof. Dr. Hans-Olivier Schiegg CEO SwissGeoPower Projekt "SGP-Petro-Geothermie" Untersuchungen zu Energie und Geometrie August 2011 SGP-Petro-Geothermie Kontakt: GEOWATT AG Dr. D. Ollinger, Dr. C. Baujard und Prof. Dr. T. Kohl Dohlenweg 28 CH-8050 Zürich SGP-Petro-Geothermie INHALTVERZEICNHIS EINLEITUNG UND ZIELSETZUNG .....................................................................................................1 TEIL 1 ..........................................................................................................................................3 1. 2. NUMERISCHES MODELL FÜR DIE SIMULATION DES WÄRMELANZENBETRIEBS ...........................3 1.1 Wärmelanzenkonzept ....................................................................................................3 1.2 Aufbau der Wärmelanzen ..............................................................................................5 VORBERECHNUNGEN ............................................................................................................8 2.1 Abschätzung der Durchflussraten und Bestimmung der Druckverluste ........................8 2.2 Bestimmung der optimalen Lanzengeometrie ............................................................ 10 3. SIMULATIONSERGEBNISSE FÜR DIE FÖRDERBARE ENERGIE.................................................. 14 4. ZUSAMMENFASSUNG .......................................................................................................... 17 TEIL 2 ....................................................................................................................................... 18 5. EINLEITUNG ....................................................................................................................... 18 6. DIMENSIONIERUNG DER WÄRMELANZE ............................................................................... 18 7. SIMULATIONESERGEBNISSE................................................................................................ 18 ZUSAMMENFASSUNG UND SCHLUSSFOLGERUNGEN ..................................................................... 21 LITERATUR ................................................................................................................................ 22 SGP-Petro-Geothermie EINLEITUNG UND ZIELSETZUNG Unser gegenwärtiges Energiesystem mit seiner starken Abhängigkeit von erschöpflichen Energiequellen ist nicht nachhaltig und belastet aufgrund des Anteils an fossilen Energieträgern das Klima durch CO2-Emmissionen. Durch die verstärkte Nutzung einheimischer, erneuerbarer und CO2–neutraler Energieträger könnte diese Abhängigkeit verringert werden und ein Beitrag zum Klimaschutz geleistet werden. Hierbei kann die Nutzung der Geothermie einen wichtigen Platz einnehmen da sie im Gegensatz zu anderen regenerativen Energiequellen wie Windkraft und Sonne grundlastfähig ist und weltweit betrachtet zu den ergiebigsten erneuerbaren Energiequellen zählt. Zur Nutzung der Geothermie gibt es unterschiedliche Ideen und Konzepte. Basierend auf der Besprechung vom 30. März 2011 mit Prof. Schiegg, Prof. Rybach und Herrn Ollinger, und der Offerte von Geowatt AG und dem Auftrag vom 10. Mai 2011 wird in dieser Studie das SGPPetro-Geothermie Konzept näher untersucht. Bei dem SGP-Verfahren wird eine Bohrung mittels Spallation Drilling abgeteuft und der Wärmeentzug über geschlossene Wärmelanzen realisiert, die in unterschiedlichen Winkeln den unteren Halbraum unter der Hauptbohrung durchörtern. Hierbei stellen sich unter anderem Fragen zu der maximalen Wärmeleistung und zur optimalen Geometrie des Systems. Konkretes Ziel der Untersuchungen ist die Bearbeitung der folgenden Fragen: Welches ist die maximale elektrische Leistung (Bandenergie in MW el) die über 20 Jahre drainiert werden kann? Welches ist die optimale Positionierung der Lanzen? Welche Abhängigkeit besteht zwischen der förderbaren Energie und der Anzahl der Lanzen? Die Randbedingungen und Annahmen für die Untersuchung der Fragen wurden hierbei wie folgt vorgegeben: SGP-Petro-Geothermie Konzept entsprechend den zur Verfügung gestellten Unterlagen Wärmestern in 6000m bei 190°C und 250°C Wärmelanzen (4, 8, 18), Spitzen in 9000m bei 280°C Abkühlung nach 20 Betriebsjahren um a) 20°C, b) 40°C Vertikales Hauptbohrloch (6000m, mit 20"=51cm Durchmesser) mit 8"=20cm Durchmesser "Return Line" und 30mm Isolation Homogenität, Kontinuum, geschlossenes System Da das Konzept der Wärmelanzen am ehesten mit der bestehender Technologie der Tiefen Erdwärmesonden verglichen werden kann, wird zur Simulation des Betriebs der Wärmelanzen auf die Erfahrungen mit Tiefen Erdwärmesonden zurückgegriffen (Teil 1 des Berichts). Das erste Kapitel des ersten Berichtteils behandelt die Erstellung des numerischen Modells zur Simulation der Wärmelanzen. Dieses Modell bildet im Weiteren die Grundlage zur Bestimmung der optimalen Lanzengeometrie (Abschnitt 2.2) und die Berechnung der förderbaren Energie für eine Auswahl an festgelegten Nutzungsszenarien, bei denen die Abkühlung des Gesteins (bzw. der Fördertemperatur), das Temperaturprofil und die Anzahl der Lanzen variiert werden. (Kapitel 3). Im zweiten Teil des Berichts werden ergänzende Rechnungen für den Betrieb eines modifizierten Wärmelanzensystems vorgestellt. Bei diesem System werden die Wärmelanzen nicht sternförmig sondern in geeignetem Abstand vertikal in der Tiefe angeordnet. Der horizontale Abstand der Wärmelanzen wird dabei so gross gewählt, dass keine Beeinflussung der Wärmelanzen berücksichtigt werden muss. Der Durchmesser der Wärmelanzen ist im 1 SGP-Petro-Geothermie Vergleich zu den Berechnungen im Teil I deutlich höher und orientiert sich mehr an den denkbaren bohrtechnischen Möglichkeiten und weniger an bestehenden Tiefen Erdwärmesonden. 2 SGP-Petro-Geothermie TEIL 1 1. NUMERISCHES MODELL FÜR DIE SIMULATION DES WÄRMELANZENBETRIEBS 1.1 WÄRMELANZENKONZEPT Bei dem SGP-Petro-Geothermie Konzept wird dem Gestein Wärme durch ein geschlossenen Röhrensystem entzogen, in dem als Wärmeträger ein Fluid zirkuliert (siehe Fig. 1). Das System besteht aus einem Hauptschacht (Tiefe bis 6000 m u. T.), einem Wärmestern und mehreren 3000 m langen Wärmelanzen, die das Gestein, ausgehend vom Wärmestern, in unterschiedliche Raumrichtungen durchörtern. In den Wärmelanzen durchströmt das Fluid ein Koaxialrohr: im äusseren Rohr strömt das kalte Fluid nach unten und nimmt dabei Wärme vom umgebenden Gestein auf. Im inneren, grösstenteils isolierten Rohr strömt das erwärmte Fluid nach oben und transportiert damit die entzogene Wärme ebenfalls nach oben. Das gleiche Konzept wird bei tiefen Erdwärmesonden (TEWS) verfolgt. Beispiele für tiefe Erdwärmesonden in der Schweiz gibt es in Weissbad, Weggis und seit kurzem in Zürich (Geothermieprojekt Triemli-Quartier, Bau 2011). Fig. 1: Schema für das SGP-Petro-Geothermie Konzept 3 SGP-Petro-Geothermie Für die TEWS Weggis liegen umfangreiche Informationen bezüglich dem Aufbau und dem Betrieb vor. Mit eine Endteufe von 2302 m ist die Länge der Sonde vergleichbar mit der Länge der Wärmelanzen. Als Grundlage für die Entwicklung des numerischen Modells für die Wärmelanze wurde daher die TEWS Weggis gewählt (Schema siehe Fig. 2). Fig. 2: Ausbau der Bohrung Weggis als tiefe koaxiale Erwärmesonde (nach Eugster & Füglister (1997)) 4 SGP-Petro-Geothermie 1.2 AUFBAU DER WÄRMELANZEN 23 m Verrohrung I 98 m Verrohrung III 667 m 1264 m 2320 m 2321 m 2479 m Verrohrung II Verrohrung IV 2784 m 2973 m 2991 m 3000 m Fig. 3: Schematischer Schnitt durch die Wärmelanze. Der Aufbau orientiert sich an der bestehenden tiefen Erdwärmesonde Weggis. Die vertikale Ausdehnung wurde von 2302 m auf eine Länge von 3000 m skaliert. In Fig. 3 wird ein schematischer Schnitt durch die Wärmelanze gezeigt, die sich im Aufbau und den Dimensionen an der TEWS Weggis orientiert. Bei den Dimensionen wurde nur die vertikalen Abmessungen auf die gewünschte Länge der Wärmelanzen skaliert. Aus dieser Abbildung geht hervor, dass das System aus mehreren Komponenten besteht, welche unterschiedliche Bedeutung für den Betrieb der TEWS haben. Ein wesentlicher Teil des System ist das isolierte Förderrohr. Diese Isolation ist für einen effizienten Betrieb der Sonde unabdingbar, da das erwärmte Fluid im Förderrohr ohne die Isolation ständig durch das injektierte Fluid im Aussenrohr abgekühlt würde. Im tieferen Teil der Sonde ist das Förderrohr nicht so gut isoliert, da die Temperaturdifferenz zwischen dem inneren und dem äusseren Fluid nicht so hoch ist und eine dicke Isolierung die hydraulischen Druckverluste erhöhen würde. Bei der Simulation der Erdwärmesonde müssen auch die weiteren Materialien berücksichtigt werden, da sich die Wärmeleitfähigkeiten (Beispiel Verrohrungsstahl und Hinterfüllung) stark unterscheiden. Tab. 1 Die genaue Dimensionierung der Komponenten wirkt sich sowohl auf den Wärmefluss als auch auf den Druckabfall in den Rohren aus, der bei der Zirkulation des Fluids aufgrund von 5 SGP-Petro-Geothermie Reibungsverlusten auftritt. Die radialen Abmessungen der TEWS Weggis wurden für die Erstellung des Wärmelanzenmodells übernommen und werden in Tab. 2 im einzelnen aufgeführt. Das gleiche gilt für die verwendeten Materialeigenschaften der unterschiedlichen Sondenbestandteile (siehe Tab. 3). Die Längenausdehnung der Sondenbestandteile wurden der Länge der Wärmelanzen angepasst und so skaliert, dass die Gesamtlänge 3000 m beträgt. Tab. 2: Abmessungen der Verrohrung und des Leitungssystems der Erdwärmesonde Weggis Inner Radius Äusserer Radius ri [m] Wanddicke ro [m] [m] Querschnitt 2 A [m ] -3 Verrohrung I 0.0205 0.0365 0.016 1.32 10 a: Innere Leitung (1 1/2'') 0.0205 0.0255 0.005 b: Vakuumschicht (0.2 bar) 0.0255 0.0315 0.006 c: Äussere Leitung (2 7/8'') 0.0315 0.0365 0.005 Verrohrung II 0.0246 0.0302 Verrohrung III 0.0799 0.0889 0.009 2.064 10 -2 Verrohrung IV 0.0629 0.0699 0.007 1.243 10 -3 0.0056 1.90 10 -3 Tab. 3: Thermische Eigenschaften der Erdwärmesonde Material Wärmeleitfähigkeit Spez. Wärmekapazität [W/mK] [J/m K] 3 2 1.6000 10 6 Tech. Zwischenverrohrung 50 3.5370·10 6 Gestein 3. 2.0800·10 6 Ankerrohrtour 50 3.5370·10 6 Wasser 0.6 4.1745·10 6 Hinterfüllung Luft (0.2bar) -2 2.50·10 251.25 Auf Grundlage der vorhandenen Daten zu Abmessungen und Materialeigenschaften der TEWS Weggis wurde ein numerisches Gitter für die Wärmelanzen erstellt. Aufgrund der Symmetrieeigenschaften des Systems kann zur Simulation ein radialsymmetrisches Gitter verwendet werden. Die Diskretisierung muss daher nur in radialer und in Längsrichtung erfolgen. In Fig. 4 wird ein Ausschnitt des numerischen Gitters im Nahbereich der Sonde gezeigt. Die Auflösung des Gitters ist im Bereich der Sonde sehr hoch und nimmt nach aussen deutlich ab. Insgesamt enthält das Modell 1012 Elemente und 1036 Knoten. Radial 6 SGP-Petro-Geothermie hat das Modell eine Ausdehnung von 1 km. Vertikal hat das Modell eine Ausdehnung von 6. km. Das numerische Gitter bildet die Basis für die Simulation des Wärmelanzenbetriebs (siehe Kapitel 3) mit dem Finite Elemente Programm FRACTure (Kohl und Hopkirk, 1995). Fig. 4: Numerisches Gitter für eine Wärmelanze auf Basis der Dimensionen der bestehenden tiefen Erdwärmesonde Weggis. Gezeigt wir der Ausschnitt im Nahbereich der Sonde mit Komponenten wie Förderrohr, Isolierung des inneren Förderrohrs, Hinterfüllung etc.. 7 SGP-Petro-Geothermie 2. VORBERECHNUNGEN 2.1 ABSCHÄTZUNG DER DURCHFLUSSRATEN UND BESTIMMUNG DER DRUCKVERLUSTE Zur Förderung der Wärme aus dem Untergrund wird in den Wärmelanzen mittels Pumpen ein Fluid als Wärmeträger zirkuliert. Aufgrund der Reibung in den Rohrleitungen treten Druckverluste in den Leitungen auf die durch eine entsprechende Pumpenleistung ausgeglichen werden müssen. Da die Druckverluste stark von der Durchflussmenge abhängen ist auch die benötigte Pumpenenergie stark vom Durchfluss abhängig. Je nach Höhe der Durchflussmenge kann die benötigte Pumpenenergie einen erheblichen Anteil an der geförderten Energie haben und muss daher in der Gesamtbilanz berücksichtigt werden. In die Berechnung der Druckverluste gehen neben dem Durchfluss eine Reihe weiterer Faktoren ein (siehe auch Tab. 4). Zu diesen Faktoren gehören die Rohrdurchmesser, Rohrlängen, Rohrtypen (inneres bzw. äusseres Koaxialrohr) und die Rauhigkeit der Rohroberflächen. Wie bereits erwähnt hat die Durchflussmenge einen erheblichen Anteil an dem Druckverlust, da die Strömung bei hohem Durchfluss turbulent wird und dadurch ein höherer Druckverlust entsteht. Verwendet man zur Berechnung der Druckverluste die Parameter aus Tab. 4, so erhält man für die Abhängigkeit des Druckverlusts von der Durchflussmenge die Beziehung, die in Fig. 5 dargestellt wird. So ergibt sich beispielsweise für einen Gesamtdurchfluss von 17.5 l/s und 8 Wärmelanzen ein Druckverlust von etwa 125 bar. Dies entspricht einer notwendigen Pumpenleistung von etwa 150 kW, wenn man einen Wirkungsgrad der Pumpe von 70% annimmt (siehe Fig. 6). Sinnvolle Fliessraten der Wärmelanzen bewegen sich aus diesen Überlegungen im Bereich von wenigen Litern pro Sekunde. Hohe Fliessraten sind aber auch aus dem Blickwinkel der reinen Wärmeförderung nur begrenzt sinnvoll, da das Fluid Zeit benötigt die Wärme aus dem Gestein aufzunehmen (siehe Ergebnisse Kapitel 3 "Simulationsergebnisse"). Tab. 4: Parameter zur Berechnung des Druckverlusts im Wärmelanzensystem Parameter Wert Fördermedium: Wasser Dichte des Fluids 998,206 kg/m³ Dynamische Viskosität: 1001,61 10 kg/ms Rohrrauhigkeit: 0,10 mm -6 8 SGP-Petro-Geothermie Fig. 5: Druckverluste in dem SGP-Wärmelanzensystem (Hauptschacht und Wärmelanzen) in Abhängigkeit vom Gesamtdurchfluss. Fig. 6: Erforderlichen Pumpenleistung für den Betrieb des SGP-Wärmelanzensystem Abhängigkeit vom Gesamtdurchfluss. in 9 SGP-Petro-Geothermie 2.2 BESTIMMUNG DER OPTIMALEN LANZENGEOMETRIE Zur Bestimmung der optimalen Geometrie für die Anordnung der Wärmelanzen wurde zunächst die Abkühlung im Umfeld einer vertikal orientierten einzelnen Wärmelanze berechnet, um den Einfluss auf eine benachbarte Wärmelanze abschätzen zu können. In Fig. 7 wird das Simulationsergebnis für die Temperatur im Umfeld der Wärmelanze nach 20 jähriger Betriebszeit gezeigt. Der Simulation liegen die folgenden Vorgaben zugrunde: Durchfluss in der Lanze: 3 l/s, Temperatur in 6000 m, 190°C, Temperatur in 9000 m, 280°C. Deutlich zu erkennen ist, dass der Einfluss der Wärmeförderung auf das nähere Umfeld der Sonde beschränkt bleibt, obwohl die Fliessrate vergleichsweise hoch angesetzt wurde und dadurch eine grössere Abkühlung zu erwarten ist. Fig. 7: Simulationsergebnis für die Temperatur im Umfeld einer Wärmelanze nach 20 jähriger Betriebszeit bei einer Fliessrate von 3 l/s. Im nächsten Schritt wurden für unterschiedliche Orientierungswinkel einer zusätzlichen Wärmelanze die Temperaturen entlang der Achse dieser Lanze extrahiert analysiert. Die jeweiligen Lanzen liegen dabei in der y-z-Ebene, starten beim Wärmestern (y=, z=-6000 m) und schliessen mit der z-Achse einen Winkel von α ein. Die extrahierten Temperaturprofile wurden über die Lanzenachse gemittelt. Das Ergebnis dieser Untersuchung ist in den Abbildungen Fig. 8 und Fig. 9 dargestellt. Fig. 8 kann man entnehmen, dass bei sehr kleinen Winkeln zwischen der vertikalen Wärmelanze und der zusätzlichen Wärmelanze die Temperatur im oberen Bereich der neuen Lanze stark von der Abkühlung durch die vertikale Lanze betroffen ist. Bei grösseren Winkeln reduziert sich dieser Einfluss, gleichzeitig erreicht die flacher liegende Lanze nicht mehr die gleiche Tiefe wie die vertikalen Lanze und die Temperatur im unteren Teil der Lanze ist entsprechend geringer. Ein kleiner Winkel ist wegen dem grossen Einfluss der Nachbarlanze ungeeignet und ein grosser Winkel wegen der Abweichung zu der vertikalen Temperaturzunahme. Die optimale Lage wird erreicht, wenn die Wärmelanze möglichst steil 10 SGP-Petro-Geothermie nach unten verläuft aber gleichzeitig weit genug von der Abkühlungszone der Nachbarlanze entfernt bleibt um einen negativen Einfluss zu vermeiden Fig. 8: Extrahierte Temperaturprofile für verschiedene Winkel zwischen z-Achse und Wärmelanze. Fig. 9: Mittelwerte der Temperaturen entlang der jeweiligen Wärmelanze in Abhängigkeit des Winkels zwischen z-Achse und Wärmelanze. 11 SGP-Petro-Geothermie Um den optimalen Orientierungswinkel zu finden wurden die extrahierten Temperaturprofile für jeden Winkel gemittelt. In Fig. 9 werden diese Mittelwerte in Abhängigkeit des Orientierungswinkels dargestellt. Als Ergebnis dieser Analyse zeigt sich, dass ein Orientierungswinkel von 10° die günstigsten Bedingungen für eine Wärmeförderung mit einer zusätzlichen Lanze führt. Diese Abschätzung kann als konservativ gelten, da die zugrundegelegte Fliessrate relativ hoch angesetzt wurde und nur die Zeit am Ende des Betriebs (nach 20 Jahren) betrachtet wurde. Bei der Bestimmung der räumlichen Anordnung von 4, 8 und 18 Lanzen wurden die Raumwinkel deshalb so gewählt, dass zwischen den direkt benachbarten Wärmelanzen ein Winkel von 10° vorhanden ist. Ausserdem wurden die Lanzen so orientiert, dass die Verbindung der Endpunkte dreier benachbarter Lanzen ein gleichseitiges Dreieck ergibt und die gebildeten Dreiecke aneinander grenzen. Eine dreidimensionale Darstellung des transparenten Gesteinskörpers mit schematisch angedeuteten Wärmelanzen und dem Hauptschacht befindet sich in Fig. 10. Um die drei Fälle für die unterschiedliche Anzahl der Lanzen (4, 8, 18) besser unterscheiden zu können wurden die Lanzen durch entsprechende Farbgebung gekennzeichnet (rot: 4 Lanzen, grün: zusätzliche Lanzen für die 8 LanzenKonfiguration, blau: zusätzliche Lanzen für die 18 Lanzen-Konfiguration). Fig. 10: Schema für das Wärmelanzenmodell mit optimierter Anordnung der Wärmelanzen. 12 SGP-Petro-Geothermie Zusätzlich zu der dreidimensionalen Darstellung der Lanzenanordnung in Fig. 10 wird in Fig. 11 die Projektion der Lanzenendpunkte auf die x-y-Ebene dargestellt. Im Zentrum der Anordnung befindet sich der Schacht. Um den Schacht gruppieren sich die Endpunkte der Wärmelanzen. Fig. 11: Projektion der Endpunkte der Wärmelanzen auf die x-y-Ebene für eine optimierte Anordnung der Lanzen. 13 SGP-Petro-Geothermie 3. SIMULATIONSERGEBNISSE FÜR DIE FÖRDERBARE ENERGIE Die Wärmelanzen sind das Kernstück des Wärmeentzugsystems. Der Hauptschacht trägt zur geförderten Energie nur wenig bei, da sich Wärmegewinne im unteren Teil des Schachts und Wärmeverluste im oberen Teil (bei geringer Gesteinstemperatur) in etwa die Waage halten (die mittlere Temperatur des Schachts liegt nahe bei der Injektionstemperatur). Die Berechnung der förderbaren Wärme stützt sich daher auf die Simulationen für den Wärmelanzenbetrieb. Grundlage für die durchgeführten Simulationen ist das numerische Lanzenmodell, das in Kapitel 0 beschrieben wurde. Die Berechnung der Temperaturverteilung wurde dabei mit einer Weiterentwicklung des FE Computerprogramms FRACTure (Eugster und Füglister, 1997; Kohl und Hopkirk, 1995) durchgeführt. Bei den Simulationen für den Wärmelanzenbetrieb wurden, SwissGeoPower AG entsprechend, die folgenden Fälle unterschieden: dem Auftrag der zwei vorgegebene Temperaturprofile: a) 190°C in 6000 m u. T. b) 250°C in 6000 m u. T.. Die Temperatur in 9000 m u. T. beträgt jeweils 280°C. zwei unterschiedliche Werte für die Abkühlung des Gesteins (bzw. der Fördertemperatur) nach 20 Betriebsjahren: a) Abkühlung um 20 K, b) Abkühlung um 40 K. Zusätzlich wurde bei der Berechnung der förderbaren Energie drei weitere Varianten unterschieden: Entzug der Wärme mit: a) 4 Lanzen, b) 8 Lanzen und c) 18 Lanzen. In Fig. 12 wird das Simulationsergebnis für die zeitliche Entwicklung der Fördertemperatur gezeigt, die sich ergibt, wenn für das Anfangstemperaturprofil Temperaturwerte von 190°C in 6000 m u. T. und 280°C in 9000 m u. T. vorgegeben werden. Der Durchfluss wurde bei der Simulation so gewählt, dass die Fördertemperatur im Lauf des 20 jährigen Betriebs um 20 K abnimmt (die Abkühlung der Fördertemperatur geht hierbei auf eine entsprechende mittlere Abkühlung der relevanten Gesteinsschichten zurück). Eine Abkühlung um 20 K wurde bei einem Durchfluss von 0.6 l/s pro Wärmelanze erreicht. Fig. 12: Simulationsergebnis für die zeitliche Entwicklung der Fördertemperatur einer vertikalen Wärmelanze bei einem vorgegebnen Anfangstemperaturprofil von 190°C in 6000 m u. T. und 280°C in 9000 m u. T.. 14 SGP-Petro-Geothermie Aus Fig. 12 geht hervor, dass die Fördertemperatur am Anfang des Betriebs sehr stark abnimmt und danach immer weniger stark sinkt. Grund für die starke Abkühlung in der Anfangsphase ist die grosse Abkühlung des Gesteins in direkter Nachbarschaft der Lanze. Die Ergebnisse für die Simulationen und für die förderbare Wärme und die elektrische Energie werden in Tab. 5 zusammengefasst. Grundlage für die Berechnung der elektrischen Leistung ist der Konversionswirkungsgrad. Der erzielbare Konversionswirkungsgrad hängt von dem technischen Prozess der Konversion und von der Temperatur ab. Die entsprechenden Zusammenhänge werden für unterschiedliche Prozesse in Fig. 13 dargestellt. Obere physikalische Grenze für den Wirkungsgrad ist der Carnot-Wirkungsgrad. Aus technischer Sicht können mit dem Double Flash Prozess bei 220°C etwa 12% Wirkungsgrad erreicht werden. Dieser Wert wurde den Berechnungen der elektrischen Leistung zugrunde gelegt. Tab. 5: Zusammenfassung der Simulationsergebnisse und berechnete Werte für förderbare Wärme und elektrischer Energie für unterschiedliche Randbedingungen und Konfigurationen. ΔT T6000 [°C] [°C] N 190 q Pth Pel [l/s] [MW] [MW] Eth [GWh / 20a] f [J / 20a] 4 2.4 1.42 0.17 248.90 8.96E+14 0.69% 8 4.8 2.83 0.34 495.42 1.78E+15 1.37% 18 10.8 5.59 0.67 979.94 3.53E+15 2.71% 4 2.6 1.75 0.21 306.81 1.10E+15 0.85% 8 5.2 3.49 0.42 612.67 2.21E+15 1.69% 18 11.7 6.96 0.84 1221.08 4.40E+15 3.37% 4 4.8 2.52 0.30 442.03 1.59E+15 0.61% 8 9.6 5.02 0.60 879.62 3.17E+15 1.21% 18 21.6 9.92 1.19 1739.01 6.26E+15 2.40% 4 5 2.98 0.36 523.13 1.88E+15 0.72% 8 10 5.96 0.71 1044.59 3.76E+15 1.44% 18 22.5 11.87 1.42 2081.58 7.49E+15 2.88% 20 250 190 40 250 Bedeutung der Spalten: ΔT: Abnahme der Fördertemperatur nach 20 Betriebsjahren, T6000: Temperatur in 6000 m u. T., N: Anzahl der Wärmelanzen, q: Gesamtdurchfluss im Wärmelanzensystem, Pth: mittlere thermische Förderleistung, Pth: mittlere elektrische Förderleistung, Eth: geförderte Wärmemenge in 20 Betriebsjahren, f: Anteil der geförderten Wärme in Bezug auf die entzogene Wärmeenergie eines Gesteinskegels mit einem Radius der Grundfläche von 1000 m der um den gleichen Temperturwert abgekühlt wird wie die Fördertemperatur während des 20 jährigen Betriebs abnimmt. Aus Tab. 5 geht hervor, dass die maximale elektrische Leistung von etwa 1.4 MW el bei der Berechnungsvariante für eine Abkühlung der Fördertemperatur um 40 K , einer Temperatur in 6000 m u. T. und bei einer Wärmelanzenanzahl von 18 zu erreichen ist. Die in 20 Jahren geförderte Wärme beträgt bei dieser Variante etwa 2080 GWh. Setzt man diese Energie in 15 SGP-Petro-Geothermie Relation zu der Wärme die einem Gesteinskegel (Radius der Kreisgrundfläche 1000 m) entzogen werden muss um sie um 40 K abzukühlen, dann ergibt sich ein Wärmegewinnungsfaktor f von etwa 2.9%. Die Berechnungen zeigen, dass bei einer Maximalanzahl der Wärmelanzen von 18 Lanzen ein nahezu linearer Zusammenhang zwischen geförderter Wärme und der Anzahl der Lanzen besteht. Grund ist der relativ kleine Winkel der Wärmelanzen zur Vertikalen. Erst bei einer höheren Anzahl der Wärmelanzen werden grosse Winkel zwischen den zusätzlichen Lanzen und der Vertikalen erreicht, die dazu führen, dass die Endpunkte der Lanzen in geringeren Tiefen mit geringerer Temperatur liegen. Tab. 6: Gesamtwärmeaustauschfläche, Aw für die 3 vorgegebenen Varianten bezüglich der Anzahl der Wärmelanzen. Bezugsfläche ist die Oberfläche der Injektionsrohre. 2 Lanzen Aw [m ] 4 6360 8 12720 18 28620 Fig. 13: Konversionswirkungsgrad in Abhängigkeit von Temperatur und Prozess. 16 SGP-Petro-Geothermie 4. ZUSAMMENFASSUNG Im ersten Teil der vorliegenden Studie wurde im Auftrag der SwissGeoPower die optimale Geometrie für das SGP-Wärmeentzugsystem bestimmt und der Energieertrag für verschiedene Nutzungsvarianten berechnet. Bei dem untersuchten SGPWärmeentzugsystem handelt es sich um ein geschlossenes System das aus einem Hauptschacht, einem Wärmestern und mehreren Wärmelanzen besteht, die das Gestein, ausgehend vom Wärmestern, in unterschiedliche Raumrichtungen des unteren Halbraums durchörtern. Das Kernstück des Systems sind die Wärmelanzen. Der Hauptschacht trägt bei den vorgegebenen Randbedingungen (Tiefe des Hauptschachts und Temperaturprofil) nur wenig zur Wärmegewinnung bei, da die Injektionstemperatur (T inj=80°C) nur wenig von der mittleren Temperatur entlang der Wärmeaustauchfläche abweicht. Das Funktionsprinzip der Wärmelanzen entspricht dem Verfahren, das bereits bei tiefen Erdwärmesonden verwendet wird. Als Grundlage für die numerische Simulation der Wärmelanzen wurden daher die Parameter einer bestehenden tiefen Erdwärmesonde (TEWS) verwendet, wobei die Tiefenausdehnung der verwendeten Referenzsonde Weggis von tatsächlichen 2300 m auf 3000 m hochskaliert wurde. Die horizontalen Dimensionen (Rohrdurchmesser) und physikalischen Parameter wie Wärmeleitfähigkeiten von Rohren, Isolierung und Hinterfüllung wurden übernommen. Vor der eigentlichen Analyse des Energieertrags des Gesamtsystems wurden Voruntersuchungen zu möglichen Fliessraten und zur optimalen Lanzengeometrie durchgeführt. Sinnvolle Fliessraten sind nach oben begrenzt, da durch die Reibung in den Rohren Druckverluste auftreten, die mit steigender Fliesrate zunehmen und spätestens beim Auftreten von Turbulenz eine erhebliche Pumpenleistung erfordern die in einem vernünftigen Verhältnis zur förderbaren Energie stehen müssen. Aus der Voruntersuchung zeigt sich, dass bei einer Gesamtfliessrate von 17.5 l/s und 8 Wärmelanzen eine elektrische Pumpenleistung von 150 kW notwendig ist. Im zweiten Teil der Voruntersuchung wurde die Frage der optimalen Lanzengeometrie geklärt. Hierzu wurde der Einfluss zweier benachbarter Wärmelanzen in Abhängigkeit des Winkels zwischen den Lanzen analysiert. Als Ausgangspunkt dieser Analyse diente das Temperaturfeld, das sich nach 20 jährigem Betrieb einer vertikal orientierten Lanze ergibt. Die Untersuchung hat gezeigt, dass bei einem Winkel von 10° zwischen der vertikalen Lanze und der benachbarten Lanze optimale Bedingungen für den Wärmeentzug erreicht werden können. In diesem Fall ist die benachbarte Lanze weit genug vom Abkühlungsbereich der Referenzlanze entfernt und gleichzeitig ist der Winkel klein genug um die hohen Temperaturen in der Tiefe optimal zu nutzen. Die räumliche Anordnung der Wärmelanzen für die 3 vorgegebenen Werte für die Anzahl der Lanzen wurde auf Basis des ermittelten Winkels für zwei benachbarte Lanzen ermittelt (aneinander grenzende gleichseitige Dreiecke zwischen den Endpunkten der Lanzen). Für die Berechnung der förderbaren Energie wurden im Auftrag unterschiedliche Randbedingungen festgelegt: Wärmestern in 6000m bei 190°C und 250°C Wärmelanzen (4, 8, 18), Spitzen in 9000m bei 280°C Abkühlung nach 20 Betriebsjahren um a) 20°C, b) 40°C Um die beiden Varianten für die Abkühlung des Gesteins simulieren zu können, wurde die Fliessrate jeweils so bestimmt, dass die Fördertemperatur nach 20 Jahren um 20 K bzw. 40 K abnahmen (da die Abnahme der Fördertemperatur auf die Abkühlung der relevanten Gesteinsschicht zurückzuführen ist, bedeutet eine Abnahme der Fördertemperatur eine entsprechende mittlere Abkühlung der relevanten Gesteinsschichten). Aus den Berechnungen ergab sich im ungünstigsten Fall (Wärmestern bei 190°C, 4 Wärmelanzen, Abkühlung um 20 K) eine mittlere thermische Entzugsleistung von 1.4 MW 17 SGP-Petro-Geothermie (bei einer Betriebszeit von 20 Jahren) und im günstigsten Fall (Wärmestern bei 250°C, 18 Wärmelanzen, Abkühlung um 40 K) eine mittlere thermische Entzugsleistung von 11.9 MW. Die entsprechenden elektrischen Leistungen wurden unter Berücksichtigung des Konversionswirkungsgrads berechnet und betragen im ungünstigsten Fall 0.17 MW el bzw. 1.4 MW el im günstigsten Fall. Bei der Bestimmung der Netto-Leistung muss allerdings noch die Pumpenleistung berücksichtigt werden. Bei Fliessraten von 2.4 l/s (ungünstigster Fall) beträgt die erforderliche Pumpenleistung etwa 2 kW und bei 22.5 l/s (günstigste Variante bezüglich Wärmeentzug) beträgt die erforderliche Pumpenleistung etwa 310 kW. Die relative Wärmeausbeute kann bestimmt werden, wenn man die technisch förderbare Wärme zu der gespeicherten Wärme ins Verhältnis setzt. Bezieht man sich bei der gespeicherten Wärme auf einen Gesteinskegel der den Wärmestern näherungsweise umfasst (Radius Kegelgrundfläche 1000 m) und bezüglich der Temperatur auf die Vorgaben zur Abkühlung (20 k bzw. 40 K), dann ergibt sich für den ungünstigsten Fall eine relative Wärmeausbeute von 0.7% und im günstigsten Fall eine Ausbeute von 2.9%. TEIL 2 5. EINLEITUNG Ergänzend zum ersten Teil des Berichts werden im Folgenden die Ergebnisse von den Berechnungen für ein modifiziertes Wärmelanzensystem vorgestellt. Bei diesem System werden die Wärmelanzen nicht sternförmig, sondern in geeignetem Abstand vertikal in der Tiefe angeordnet und über ein horizontales Netz von Leitungen in 6000 m u. T. an den Zentralen Schacht angebunden. Der horizontale Abstand der Wärmelanzen wird dabei so gross gewählt, dass keine Beeinflussung der Wärmelanzen berücksichtigt werden muss. Die Simulationsergebnisse für den Betrieb einer Wärmelanze können daher auf alle weiteren Wärmelanzen übertragen werden. Im Hinblick auf neue, denkbare Bohrtechniken wird für die Wärmelanzen ein deutlich grösserer Durchmesser angenommen und weiterhin wird davon ausgegangen, dass auf Hinterfüllungsmaterial und äussere Verrohrung verzichtet werden kann. 6. DIMENSIONIERUNG DER WÄRMELANZE Grundlage für das numerische Modell der Wärmelanze ist das Modell aus dem ersten Teil des Berichts (siehe Kapitel 1). Das neue Modell unterscheidet sich von dem ursprünglichen Modell in erster Linie durch die grösseren Durchmesser der Bohrung bzw. Verrohrung für die Wärmelanzen. Durch eine entsprechende horizontale Skalierung des ursprünglichen Modells beträgt der äussere Durchmesser der Verrohrung III (siehe Fig. 3 und Tab. 2) im neuen Modell 51 cm, statt 17.8 cm im ursprünglichen Modell. Im neuen Modell wird weiterhin davon ausgegangen, dass aufgrund der eingesetzten Bohrtechnik keine Hinterfüllung und Verrohrung des Bohrlochs notwendig ist. Daher werden die entsprechenden Materialeigenschaften in dem neuen Modell so festgelegt, dass sie dem umliegenden Gestein entsprechen. 7. SIMULATIONESERGEBNISSE Analog zu den Simulationen im Teil 1 des Berichts wurden die Berechnungen für 2 unterschiedliche Vorgaben für die Abkühlungen des Gesteins und für das Temperaturprofil durchgeführt: Abkühlung der Fördertemperatur um 20 K bzw. 40 K nach 20 Jahren Betriebszeit, 18 SGP-Petro-Geothermie Temperatur in 6000 m Tiefe 190°C bzw. 250°C. Die Ergebnisse der Berechnungen werden in Tab. 7 zusammengefasst. Die höchste thermische Leistung von etwa 7.9 MW kann erzielt werden, wenn die Temperatur in 6000 m Tiefe 250°C beträgt und eine maximale Abkühlung der Fördertemperatur um 40 K nach 20 Jahren Betriebszeit zugelassen wird. Die erforderliche Fliessrate beträgt in diesem Fall 12.1 l/s. Vergleicht man diese Werte mit den entsprechenden Ergebnissen aus dem Teil 1, ergibt sich eine Steigerung der thermischen Leistung der Wärmelanzen um etwa eine Grössenordnung. Als weiteres Simulationsergebnis wird in Fig. 14 und Fig. 15 die räumliche Verteilung der Untergrundtemperatur nach 20 Betriebsjahren für unterschiedliche Randbedingungen bezüglich der maximal zugelassenen Abkühlung der Fördertemperatur dargestellt. Aus den Darstellungen kann man entnehmen, dass für beide Fälle der Abkühlungsbereich des Gesteins auf einen Radiusbereich von weit unter 200 m beschränkt bleibt. Tab. 7: Zusammenfassung der Simulationsergebnisse und berechnete Werte für förderbare Wärme und elektrischer Energie für unterschiedliche Randbedingungen bezüglich der Abkühlung (ΔT) und des Temperaturprofils (T6000). ΔT T6000 q Pth Pel [°C] [°C] [l/s] [MW] [MW] 20 190 5.1 3.25 0.39 569.84 2.05E+15 20 250 5.9 4.20 0.50 736.20 2.65E+15 40 190 10.2 6.12 0.73 1072.21 3.86E+15 40 250 12.1 7.89 0.95 1383.46 4.98E+15 Eth [GWh / 20a] [J / 20a] Bedeutung der Spalten: ΔT: Abnahme der Fördertemperatur nach 20 Betriebsjahren, T6000: Temperatur in 6000 m u. T., q: Durchfluss in der Wärmelanze, Pth: mittlere thermische Förderleistung, Pth: mittlere elektrische Förderleistung, Eth: geförderte Wärmemenge in 20 Betriebsjahren. 19 SGP-Petro-Geothermie Fig. 14: Simulationsergebnis für die Temperatur im Umfeld der Wärmelanze nach 20 jähriger Betriebszeit bei einer Fliessrate von 5.1 l/s (Abkühlung des Gesteins 20 K, T6000=190°C). Fig. 15: Simulationsergebnis für die Temperatur im Umfeld der Wärmelanze nach 20 jähriger Betriebszeit bei einer Fliessrate von 5.1 l/s (Abkühlung des Gesteins 40 K, T6000=190°C). 20 SGP-Petro-Geothermie ZUSAMMENFASSUNG UND SCHLUSSFOLGERUNGEN Im ersten Teil des Berichts wurde ein Wärmelanzensystem behandelt, dass sich bei der Dimensionierung der Wärmelanzen stark an vorhandenen Systemen für den Wärmeentzug orientiert (Tiefe Erdwärmesonden). Zusammenfassend lässt sich für diesen ersten Teil des Berichts feststellen, dass den Vorteilen des geschlossenen Systems (Unabhängigkeit von den geologischen Untergrundverhältnissen, Vermeidung chemischer Prozesse durch den Kontakt von Fluid und Gestein etc.) eine relativ geringe Wärmeausbeute gegenübersteht. Grund für die geringe Wärmeentzugsleistung ist die kleine Austauschfläche mit dem Gestein und die geringe Wärmeleitfähigkeit des Gesteins. Aufgrund des zunehmend grösser werdenden Kältetrichters im Umfeld der Wärmelanzen, muss die Wärme aus immer grösseren Entfernungen aus dem relativ schlecht leitenden Gestein zu der Wärmeaustauschfläche fliessen. Aus den Berechnungen ergab sich im ungünstigsten Fall (Wärmestern bei 190°C, 4 Wärmelanzen, Abkühlung um 20 K) eine mittlere thermische Entzugsleistung von 1.4 MW (bei einer Betriebszeit von 20 Jahren) und im günstigsten Fall (Wärmestern bei 250°C, 18 Wärmelanzen, Abkühlung um 40 K) eine mittlere thermische Entzugsleistung von 11.9 MW. Die entsprechenden elektrischen Leistungen wurden unter Berücksichtigung des Konversionswirkungsgrads berechnet und betragen im ungünstigsten Fall 0.17 MW el bzw. 1.4 MW el im günstigsten Fall. Im zweiten Teil des Berichts wird ein Wärmelanzensystem betrachtet, dass zum Einen eine andere Geometrie bezüglich der Lanzenanordnung besitzt (vertikale Wärmelanzenorientierung) und zum Anderen Wärmelanzen nutzt, die sich nicht an der bestehenden Technik orientieren, sondern an zukünftigen Möglichkeiten der Bohrtechnik (Durchmesser der Bohrung 51 cm statt 17.8 cm, keine Hinterfüllung und Verrohrung). Da in diesem System die Wärmelanzen so weit voneinander entfernt sind, dass eine thermische Beeinflussung nahezu nicht vorhanden ist, musste für den Betrieb des Wärmelanzensystems nur eine Wärmelanze simuliert werden. Die Gesamtleistung des Wärmeentzugsystems kann durch einfache Aufsummierung der Einzelleistungen der Wärmelanzen bestimmt werden. Die Simulationen für den Wärmelanzenbetrieb wurden analog zum Teil 1 für unterschiedliche Randbedingungen bezüglich der Gesteinstemperatur und der maximalen Abkühlung nach 20 Betriebsjahren durchgeführt. Für eine einzelne Wärmelanze ergibt im günstigsten Fall (250°C in 6000 m u. T., Abkühlung um 40 K) eine mittlere thermische Entzugsleistung von 7.9 MW und eine elektrische Leistung von etwa 0.95 MW el. Im Vergleich zu der Leistung der Wärmelanze aus Teil 1 des Berichts ergibt sich eine Steigerung der Leistungsfähigkeit um etwa den Faktor 10. Diese Leistungssteigerung beruht im Wesentlichen auf dem höheren Durchmesser und damit der höheren Wärmeaustauschfläche der Wärmelanze. Ausserdem wird durch den grösseren Kältetrichter, einem grösseren Gesteinsvolumen die Wärme entzogen. Vergleicht man die thermische Leistung von offenen Systemen, wie die heute oft in der Tiefen Geothermie eingesetzten Dublettenanlagen, mit dem hier vorgestellten geschlossenen Wärmeentzugssystem, so lässt sich feststellen, dass mit einem geschlossenen Wärmeentzugssystem vergleichbare thermische Leistungen erzielt werden können, wenn ausreichend grosse Wärmeaustauschflächen erstellt werden können. 21 SGP-Petro-Geothermie LITERATUR Eugster, W.J. und Füglister, H., 1997. Tiefenerdwärmesonde Weggis 1 - Schlussbericht November 1997, Bundesamt für Energie Projekt- und Studienfonds der Elektrizitätswirtschaft PSEL Polydynamics Engineering Flügister AG. Kohl, T. und Hopkirk, R.J., 1995. "FRACTure" a simulation code for forced fluid flow and transport in fractured porous rock. Geothermics, 24(3): 345-359. 22
