JPS5810582B2 - ジネツ ノ エネルギ オリヨウシタ ハツデンホウホウ - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】 本発明は電力の開発に関し、特に地熱のエネルギを利用
した電力の開発に関するものである。

発電のため世界全体にわたり現在使用されている主エネ
ルギ源は発掘燃料、水力発電源、および原子炉である。

全部で３つのこれ等のエネルギ源から現在利用可能な全
電力は現在の需要をかろうじてまかなう程度であり、し
かも電力の需要は加速度的に増大しつゝあって、まも無
くこれ等の３つの従来の供給源からの利用可能な電力を
超過するであろう。

現在において主発電源であるこれ等のエネルギ源は全て
重大な欠点を付随しており且つこれ等の欠点は増大しつ
ゞける電力の需要に遅れないことが計画的に不可能であ
ることと結びついて、全世界の多くの区域で豊富に利用
可能であり、しかも上記のごとき欠点を有していない全
く新らしいエネルギ源がさし迫って必要とされている。

発掘燃料による発電プラントは現在世界の電力の大部分
を提供しているが、地球の発掘燃料の保存量は迅速に枯
渇されつゝあり、かくして現在では、上記発掘燃料、特
にオイルとガス、は数十午後にはも早や大規模に利用で
きなくなることが見込まれている。

発掘燃料発電プラントと関連したその他の問題は、これ
等のプラントは、主として化学的で且つまた熱的な環境
汚染の主源泉であり、この種の発電プラントのための燃
料供給費が比較的に高く且つ上記供給源が減するにした
がって必然的に高くなり、且つこれ等の発掘燃料は運送
、労力および政治上の問題に弱点があり、且つ燃料の取
扱いと貯蔵とは必然的に重大な危険を提供する。

水力発電プラントは、一般的には大気を汚染しないが、
現在において将来の開発を制限されているエネルギ源を
代表している。

水力発電の第１の制限は極めて開発された国においては
実質止金ての経済的ダムサイトが既に開発されているこ
とである。

発電のためのエネルギ源としての原子炉の使用は近年に
おいて迅速に拡大しつゝあるがなお範囲を制限されてお
り、且つ幾つかの問題のため多くの地域において現在重
大な攻撃を受けつゝある。

１つの理由は、原子力発電プラントは熱汚染の主源泉で
あり且つ原子放射汚染の潜在的源泉であるこの種のプラ
ントは、電力が最も必要とされる人口の密な区域近くに
配設された場合には恐らく危険である。

原子力発電プラントはその性質上政府の統制をうけてい
る。

該プラントは建設するのに多額の費用を要する。

燃料ユニットを製造するのに高度の技術と金のかゝる手
順とを要する。

該燃料はその性質上退化性であり、したがって周期的に
取替えられねばならない。

棄てられた燃料ユニットは結果が予想不能である長期間
の汚染の問題を提供する。

さらにその上に、発電のため現在使用されている全部で
３つの主エネルギ源は現在では予想不能である大きさの
将来の問題を生成せしめるような性質を有している。

地熱エネルギは可成り以前より従来のエネルギ源を補う
１つの可能な発電のためのエネルギ源として考えられて
来た。

地熱エネルギは、発電のため使用されている従来のエネ
ルギ源と関連されている上記の重大な欠点のいずれも含
んでいないので理想的な発電エネルギ源である。

すなわち、地熱エネルギは重大な汚染、すなわち、化学
的、熱的又は原子の放出を生成しない。

部分的に蓄熱−であるので、世界の人口稠密な区域に可
成り近い範囲内の全世界の多くの区域で巨大な量の地熱
エネルギが利用可能である。

投下資本、作動費、およびエネルギ源自体は経済的であ
り、且つ従来のエネルギ生成よりも地熱エネルギは安全
である。

発電のための手段としての地熱エネルギがこれ等の利点
を有しているにもかゝわらず、地熱のエネルギを利用し
ている発電プラントは現在わずかしか存在しておらず且
つこれ等は乾いた水蒸気の良好な供給源か又は熱水から
水蒸気を分離することができるように２６０℃、ないし
３１５℃、又はそれ以上の温度を有している極めて高温
の熱水の良好な供給源に限られている比較的に絶縁され
た選択的地理上の位置に位置めされている。

この種の乾いた水蒸気および極めて熱い水の供給源は全
世界にわたり極めて数少く且つ遠くにあり、したがって
極めて小規模でのみ動力化されることが可能であり、し
たがって発電に使用される従来のエネルギ源の補助又は
代りとして実際的範囲まで有用ではない。

それにもかゝわらず、充分な地熱エネルギを含んだ熱水
の大きな源泉が存在している。

だが、本発明以前においては、これ等の大規模の地下熱
水源はこの種の地熱エネルギを抽出し且つこれを電力に
変換する実際的で経済的な方法又は装置を欠いているた
めこの目的に目下の所完全には使われていない。

全ての熱機関は一般的な熱力学の法則により制限されて
いる。

すなわち、該法則によれば、温度の高い方の熱源から低
い方の熱シンクへ熱を流すことによりてのみ熱エネルギ
を機械エネルギに変換することが可能であり且つ熱エネ
ルギから変換することができる機械的仕事量は高温の熱
源と低温の熱シンクとの間の温度差に正比例する。

温暖な地域と高温の地域との間に位置されている世界の
人口稠密な地域の大部分では、周囲の温度は地下熱水源
が実際的で且つ経済的な発電のため充分であるべき熱源
と低温シングとの間の温度差を得るためには大気圧での
フラッジ温度より可成り上の温度を有しなければならな
くなる程の高い温度である。

現在実用化されているわずかなプラントにおいて電力の
生成のためこの種の瞬間蒸気化可能な熱水を利用してい
る普通の方法は該熱水を自身の瞬間蒸発水蒸気の力によ
り井戸から上向きに流出せしめ、地表上で利用可能な水
蒸気を分離し、次で、この分離された水蒸気で蒸気ター
ビンを直接的に駆動し、残りの熱水を棄てる方法である
。

この方法は一般的には約２６０℃である極めて高温の熱
水で、鉱物質の含有量の低い、数少ない源泉に関しては
可成り好調に作用するであろう。

だが、大多数の地下熱水源に対してはこの従来の方法は
大きな熱損失を含んでおり且つその結果プラントの効率
には極めて有害であり且つ作動を迅速に退化させる機械
的問題が生ずる。

かくして、熱水が瞬間約に蒸発して水蒸気になることに
よる蒸気潜熱の損失から大きな温度降下が生成され、か
くして熱源と低温の熱シンクとの間の既に比較的に臨界
的である温度差を著しく減するので、熱損失が大である
。

また、タービンを駆動する分離された水蒸気は深い井戸
源にある地下熱水に含くまれていた全体の熱エネルギよ
り可成り少ない熱エネルギを有している。

上記引用の機械的問題は井戸内および水蒸気分離器内で
の鉱物の沈積による閉塞という重大な問題と、比較的に
低い圧力の水蒸気で使用するための蒸気タービンが大型
で且つ高価であり、また比較的に非効率的であるという
ことを含んでいる。

鉱物の沈積の問題に関しては、一般的に全世界にわたり
地下の熱水内には二酸化炭素が存在し、且つ水中に溶解
した凝縮不能のガスの少くとも約８０％を通常構成して
いる。

全世界にわたる大部分の地下熱水はまた溶解した酸化カ
ルシウム又はその他の鉱物をも含んでいる。

穿井した多くの井戸において、地下熱水を自身の力によ
り井戸を通り上向きに流出せしめる従来の方法により二
酸化炭素が解放される結果を生じ、また水中に溶解され
ているカルシウムおよびその他の無機物との上記二酸化
炭素との反応で形成される炭酸カルシウム又はその他の
炭酸塩が瞬間蒸発帯域内の井戸のケーシング表面に沈澱
し且つまた地表上の蒸気分離器内で沈澱して井戸の腟口
と蒸気分離器との両方を詰まらせる。

上記井戸の腟口は適当な通過流量を保持するためには繰
返えして穴さらいされねばならないが多数回の穴さらい
後には該井戸は失われる。

蒸気分離器の繰返えし行われる掃除と、井戸の穴さらい
と、最終的な井戸の取替えとは上記方法を不経済にし且
つ実行不能ならしめる。

地下熱水自身の力と、この地下熱水から分離された水蒸
気での直接の蒸気力の生成とにより地下熱水を流すこの
従来の方法に関連したさらに他の問題は該流体から純粋
の水である水蒸気の除去により、該流体は無機物との混
合の度合いを着実に増大し、それにより深部において確
立された該流体の初めの薬剤および無機物の釣合いが無
機物又は薬剤の構成分の割合の点で不釣合にされる。

この技術の分野における上記ならびにその他の問題にか
んがみ、全世界の多くの場所にある多数の地下熱水源を
大規模の発電に初めて利用可能ならしめるように大気圧
力での瞬間蒸発温度より実質上高い温度を有している地
下熱水源内の熱エネルギを実際的に且つ経済的に発電に
利用するための方法を提供することが本発明の一般的な
目的である。

本発明によれば、井戸が穿孔され且つ大容積で生成する
地下熱水源への通路を提供するためケースで囲まれる。

選択される地下熱水源は大気圧での瞬間蒸発温度より可
成り高い温度を有している。

この地下熱水は熱交換器に導き通され、この熱交換器内
でその熱エネルギを発電のため密閉ランキン熱機関サイ
クルで使用される動力流体に伝達される。

この密閉ランキンサイクルで使用される動力流体は前記
熱交換器の温度範囲内で最適の動作をなすように選択さ
れ、且つ現在好ましい動力流体は本発明が応用可能な大
部分の地下熱水源から利用可能な温度範囲内で特に有効
であるイソブタンである。

この地下熱水は該井戸の底部で得られる熱水温度での飽
和蒸気圧力以上の吐出圧力までできれば深井戸タービン
ポンプ装置により与圧され、且つ前記熱水の飽和蒸気圧
力以上の圧力は前記熱交換器を通じて維持され、かくし
て該熱水の一部分もこの地熱回路全体にわたるいずれの
点においても瞬間的に蒸気に蒸発せしめられないように
されている。

かくすることで、地下熱水の深井戸源と、熱交換器への
熱水入口との間での可成りの温度降下が回避され、また
特に瞬間蒸発された水蒸気の蒸発潜熱の損失により生ず
る筈の主温度降下が回避される。

それにより、上記井戸内か又は地表上の装置内での可成
りの無機沈積物の解放もまた防止される。

またポンプによる圧送により熱交換器を通過している地
下熱水に高速度が与えられるがこのことにより穴詰りか
さらに防止される。

上記の与圧に使用される深井戸ポンプは該プラントの出
力側からの電力により駆動されてもよい。

このポンプによって必要とされる費用又は電力は上記与
圧から得られる効率と全プラントの電力出力の極めて大
きい増加に比すれば極めて僅かである。

かくして、たとえば米国のネバタ州ブラデイにおける試
験井戸において、底部の大温度は約１６０℃であり、ま
た自身の瞬間蒸発蒸気の力により井戸から流出せしめら
れた場合の流量は毎分約１１００ガロンであり、また該
井戸の頂部における送出し温度は約１３５℃である。

かくして、地下の回収区域と地表上との間に約２５℃の
温度損失が生ずる。

蒸気タービンが地下熱水のこの自然の流れから瞬間的に
蒸発された水蒸気により直接駆動された場合、最大の電
力出力は約６００ＫＷであろう。

これは従来通りの方法にしたがった場合である。

他方において、その結果流される熱水内の熱エネルギを
別個な密閉サイクルシステムへの核熱の伝達により回収
する試みがなされた場合に、最大の理論上の電力出力は
約１８００ＫＷであろう。

だが、本発明にしたがって１２５馬力のモーターで駆動
される深井戸ポンプにより上記井戸を与圧することで、
約１６０℃の底部大温度において毎分約１，０００ガロ
ンを地表面に圧送することができる。

また上記熱エネルギを熱交換器を通して密閉ランキンサ
イクルシステム内へ伝達することで、電力出力として該
システムから回収することができるエネルギは約３００
０ＫＷである。

このポンプに必要とされる１２５馬力は約９５ＫＷに過
ぎず、前記与圧されたシステムの全電力出力の約３係に
過ぎない。

かくして、大部分の生成された電力出力の増加は逆に前
記システム内へ約３％の電力を与えることにより得られ
る。

必要とされるポンプ作動馬力量は上げられる水柱の高さ
に比例して変わるであろう。

以下添付図面についての本発明の好ましい実施例の以下
の説明で本発明の目的および利点は明らかとなるであろ
う。

添付図面の第１図〜第４図には、約１６３℃で利用され
る地下熱水のための提案された標準の地熱エネルギ発電
システムと関連した本発明による方法と装置が概略図で
図示されている。

このプラントの公称の電力出力は約８１００ＫＷである
。

先ず第１図において、マグマ熱水への通路となる地熱井
戸が全体を符号１０で示され且つ井戸腟口１２を含んで
いる。

この井戸腟口は地表面１４から、地下からの水蒸気の逸
出を防止するように一般的に存在している低透過性の地
層１６を貫通し、地下熱水を含んでいる多孔質層１８内
へ下向きに延びている。

ゲージング２０が前記井戸腟口１２内を地表面１４から
多孔質層１８の区域内へ下向きに延び、且つ従来性われ
ているとおりに地表面近くでセメントで固定されている
。

前記井戸は吐出ヘッド構造体２２を有し、また全体を符
号２４で示されているタービンポンプが上記吐出ヘッド
構造体から下向きにケーシング２０を貫通して多孔質層
１８の区域内の井戸腟口１２内へ懸吊されている。

ポンプ２４は管状水支柱２６を含み、この管状水支柱は
吐出ヘッド構造体２２から前記井戸を貫通して下向きに
延び且つタービンボール２８をその下端部に支持してお
り、またボール２８は前記井戸の下方部分内に配置され
、全体的に多孔質層１８の地下熱水内に浸漬されている
。

タービンボール２８の下方に多孔ライナ又はストレーナ
−３０が支持され、上記ストレーナ−３０を通して地下
熱水がタービンポンプ２４内に流入するようにされてい
る。

タービンポンプ２４はまたタービン駆動軸３２をも含み
、また上記駆動軸は管状支柱２６の内部中心に配置され
たチューブ３４内に囲い込まれており且つ吐出ヘッド構
造体２２上に装架されたモーター３６により駆動される
。

できればモーター３６は導線３７を通して供給される電
力により駆動される電動機であるを可とする。

モーター３６を駆動するのに必要とされる電力の量は該
プラントの全電力出力の極めわずかなパーセンテージに
過ぎない。

できればこの少量の電力はこのプラントの出力から得ら
れるを可とする。

ポンプモーター３６の電力消費は該プラントへ所要量の
熱エネルギを提供するためのポンプによる熱交換器系統
への地下熱水の流量と、地下熱水が多孔質層１８から前
記管状支柱の底端部における多孔ライナー又はストレー
ナ−３０を通して回収される回収帯域における該熱水の
温度での地下熱水の飽和蒸気圧力以上である圧力を井戸
吐出ヘッド２２にて維持するように前記ポンプが深井戸
源における地下熱水に連続して加えねばならない与圧の
量とによって定まるであろう。

ポンプの作動に必要とされる電力もまた一部を圧送され
ている水柱の高さによりても決定されるであろう。

前記回収帯域における地下熱水の深井戸温度が約１６３
℃である第１図〜第４図に例示されている提案された標
準のプラントに関しては、この温度における水の飽和蒸
気圧力は約６．７気圧（絶対）である。

したがって、図示されている実例において、前記深井戸
ポンプが付勢されて、６．７２気圧（絶対）で所要の容
積流を提供する。

できれば、この与圧は、この系統内で生ずるおそれのあ
る動揺にもかゝわらず水蒸気への地下熱水の生ずる可能
性のある瞬間蒸発を積極的に確実に防止するため、源泉
の温度に対する飽和蒸気圧力により代表される上記の最
小限の圧力以上約５０％の安全の余裕を有して維持され
るを可とする。

したがって、地下熱水が約１６３℃の回収温度を有して
いる図示されている例に関しては、上記深井戸ポンプは
約１０．２気圧（絶対）である井戸ヘッド２２における
吐出圧力まで熱水を与圧するであろう。

上記地下熱水は吐出ヘッド２２から、ブースターポンプ
４０を内部に有しても可なる導管３８を介して第１の熱
交換器４２へ送くられ、この第１の熱交換器４２内でそ
の熱エネルギの一部を動力流体に与えて該動力流体を過
熱する。

次で上記熱水は前記第１の熱交換器４２から導管４４を
通って第２の熱交換器４６へ達し、この第２の熱交換器
４６において、前記動力流体の蒸発又は沸騰のため多く
の熱エネルギを与える。

次で、前記地下熱水は第２熱交換器４６から導管４８を
通して第３の熱交換器５０へ進み、この第３の熱交換器
５０で、前記地下熱水からの残りの有用な熱エネルギが
前記動力流体に伝達されて該流体を予熱する。

次で、第３の熱交換器５０から地下熱水が戻り導管５２
を通って噴射式井戸５６のヘッド構造体５４へ進み、上
記噴射式井戸で井戸１０の地中から圧送された地下熱流
体が地中に逆流されて水含有多孔質層１８へ戻される。

この噴射式井戸５６は第１図に図示されているような密
閉式の井戸であってもよいし或は開放戻し式井戸であっ
てもよく、且ついずれの場合でも、前記流体の量が該井
戸を通って地中へ戻される。

このようにしてこの地熱システムの自然の釣合が保存さ
れ、また前記地熱流体は前記熱水含有多孔質層と熱伝導
関係をなしている地中内の熱いマグマ又は溶解している
岩からの熱エネルギの再補充のため実際には単に地中へ
戻されるだけである。

噴射式井戸５６は抽出井戸１０から充分な距離を離隔さ
れて、該井戸５６を通して地中へ戻された冷えた地下熱
流体が井戸１０内で回収される流体の温度を著しく乱さ
ないようにされている。

地下熱水がその源泉の温度に対する飽和蒸気圧力以上の
吐出圧力まで深井戸ポンプ装置により与圧されるという
本発明の必要条件以外に、本発明によれば、地下熱水回
路内の全ての点において圧力がそれぞれの点における該
熱水の飽和蒸気圧力以上であるように圧力匂配を該回路
の全体にわたり維持することもまたどうしても必要であ
る。

このことは本発明に関して最小限の臨界圧力匂配である
が、添付図面の第１図〜第４図に図示されているような
作動システムに関して付加的な５０％の安全係数が実際
の圧力匂配に組込まれることが好ましい。

随意的であるが熱水送り出し導管３８内に配置されて示
されているブースターポンプ４０は上記熱交換器を通じ
て静水圧の匂配を所望の安全余地に維持するように実際
上のシステム内に含くまれて有用である。

ブースタポンプ４０が送り出し導管３８内に示されてい
るが、たとえばそれぞれ第１と第２の熱交換器４２と４
６との間の導管４４内のごとく、所望の圧力匂配を維持
するのに必要とされるのに応じて該ポンプを回路内のど
こかほかの場所に配置することも望ましいであろう。

前記熱交換器を通じて最適の圧力匂配を確立せしめるよ
うに、前記噴射式井戸への戻り導管５２内に絞り弁５８
を含むこともまた望ましいが、背圧が導管の寸法自体に
より単に蓄積されるように導管の大きさを適当に定める
ことで、前記熱交換器を通る圧力匂配を制御することが
可能である。

第２図のチャートは第１図に図示されている提案された
標準のプラントの地下熱水回路部分のための静水圧匂配
を概略的に示しており、且つ水蒸気への熱水の瞬間蒸発
を確実に防止すると共に、熱交換器内の熱伝達に最適で
ある熱水の流量を提供するように、前記回路の熱交換器
部分全体にわたり圧力が５０％を可成り上回る安全幅に
維持されることが上記チャートで判るであろう。

第２図は後に詳細に説明されるであろう。

全世界にわたり多数の利用可能な地下熱水源がこの約り
５０℃〜約２０４℃の範囲内にあるが、本発明の満足し
得る応用のための最小限の地下熱水源の温度は約１，１
５℃であり、また好ましい源泉温度は少くとも約１５０
℃である。

前記源泉温度に対する水の飽和蒸気圧力以上に井戸の吐
出圧力を維持し且つ内部の各種の点において熱水の飽和
蒸気圧力以上である圧力匂配を前記熱交換器を通じて維
持するため、前記深井戸ポンプと熱水回路成分との設計
に用いられた材料と構造の強さとが本発明における高温
度とこの高温度と関連された比較的に高い圧力とに耐え
ることが可能であれば、本発明が適用される地下熱水源
の温度に関して上限が無い。

約１７７℃〜２０４℃の範囲内の地下熱水源温度が有効
な発電に最適であるように現在考えられている。

上記圧力に逆らって深井戸ポンプを作動するのに必要と
される電力の量は該プラントの発電量に比すれば比較的
に少ない。

また上記圧力が充分に低いので、井戸の制御が安全であ
り且つ熱交換器、パイプ、ポンプ、弁およびそれに類似
したプラントの設備は過大に強力である必要がなくまた
高価である必要がない。

地下熱水源の温度が現在理想的な源泉温度であると考え
られている１９０℃である場合、瞬間蒸発を防止するた
めの井戸圧力は約１３気圧（絶対）であり、したがって
好ましい安全幅３／２である場合の深井戸ポンプの圧力
は約１９．５気圧（絶対）である。

だが貴重な地熱エネルギ源は２０４℃よりも可成り上の
たとえば約２３２℃の地下熱水温度を有している。

２３２℃と１９０℃との間の温度差は比較的に小さいが
、その小さい温度差で深井戸ポンプに作用する圧力が極
めて大きくなる。

かくして、瞬間蒸発を防止するためには３／２安全幅に
対する深井戸ポンプ圧力が約４４．３気圧（絶対）であ
るように、約２９．５気圧（絶対）のポンプ圧力が提供
されねばならない。

したがって、わずか４２℃の増加がポンプ圧力を約１９
．５気圧（絶対）から約４４．３気圧（絶対）まで或は
約２．３対１の係数だけ上げるであろう。

この圧力増加を償うためのなんらかの手段が講ぜられな
ければ、前記深井戸ポンプを作動するのに必要とされる
電力が増大されるであろう。

井戸が「爆発する」おそれが極めて大であるので、井戸
の安全性が極めて重大な問題となり、したがってプラン
トの設備は著しく頑丈に且つ高価に作くられねばならな
い。

実質上２０４℃以上である地下熱水温度に関するこの重
大な問題は本発明によればプラントからの地熱流体の比
較的に冷えた流出体の少くとも一部分を井戸ケーシング
２０とポンプ支柱２６との間の環状部内に噴射すること
で解決される。

かくして、逆に最初の井戸１０内へ噴射される流出水蒸
気の割合は実際的な作用圧力と関連された温度で、でき
れば約２０４℃を越えない平均温度まで内部の平均温度
を減するように制御される。

この温度したがって圧力を減小させる装置が第１図に概
略図で示され且つ戻り導管５２内の側路弁５３を含んで
いる。

この側路弁５３は所望の割合の流出水蒸気を井戸ケーシ
ング２０と管状支柱２６との間の環状部と連通している
導管５２ａ内へ分岐するように選択的に作動する。

この装置により、前記地下熱流体の部分の全てがなお地
中に逆に再噴射されるが少くともその一部が井戸の温度
を、したがって圧力を極めて実際的な範囲内に低下する
のに使用される。

かくして、特定の地下熱水源に最適な温度よりも高いに
もかゝわらず、流出水蒸気の少くとも一部分を逆に初め
の井戸に再噴射するための本発明の方法と装置は該電力
プラントで取扱われねばならない圧力を著しく減する。

その結果として、深井戸ポンプに供給されねばならない
馬力が著しく減ぜられ、高価で頑丈な高圧設備の必要が
無くされ、またプラントの安全性が著しく改善されるこ
とになる。

また、かくすることで、同じ基本的プラントの設計と設
備とを極めて広範囲の地熱流体温度に対して使用可能な
らしめ、また同じ動力流体を有効に使用できる。

かくして、各のプラントは特定の地理区域で遭遇される
地熱流体温度にしたがって個々に設計される必要がない
。

さらにまた、前記熱交換器を通過した後に流出する流れ
内に残留している熱エネルギが最大のエネルギ保存のた
め前記源泉近くの地中に戻される。

再び第１図において、ランキン熱機関サイクルのための
密閉サイクル動力システムが全体を符号６０で示され、
また提案された標準のプラントのためのこのシステムは
動力流体としてイソブタン−（ＣＨ３）３ＣＨを利用し
ている。

イソブタンは本発明が応用可能である全世界にわたる地
下熱水源の大部分に対して熱水から熱交換器を通して得
られる温度範囲内で特に有効であるので本発明で使用す
るのに現在好ましい動力流体である。

かくして、本発明は約１５０℃から約２０４℃の範囲内
にある地下熱水源と関連して使用されることが最も適当
であるが上記範囲に対しては、イソブタンは、熱交換器
を通して地下熱水から熱エネルギを受領し且つガス膨張
動力タービン内でのエネルギの回収により動力が生成さ
れるランキン熱機関サイクル内で使用される動力流体と
して特に有効である。

イソブタンは本発明と関連して動力流体として使用する
のに多数の有利な特性を有している。

上記の一部は次のとおりである。

単位動力当りの容積の流量が極めて小さく、したがって
一定の大きさのタービンから最大限の動力、たとえば同
じ物理的大きさの等価ｎ−ブタンタービンから得られる
動力のはゞ２倍の動力が得られる。

イソブタンの熱伝導係数は良好であり且つ一般的にハロ
カーボンのものより良好である。

イソブタンの臨界温度は理論上のランキンサイクルの効
率が良好である程度に充分に高い。

良好なランキンサイクルのための最大圧力は中程度の価
格の機械ハウジングに対しと高過ぎない。

イソブタンの潜熱が高く、ハロカーボンよりも比較的に
高い。

イソブタンは非腐蝕性であり且つ全ての作動状態で安定
している。

イソブタンの蒸気圧力は全ての周囲の状態において大気
圧より大であるがこのことは、空気の漏洩により実際的
な作動の問題を生ずる真空作動を回避するのに重要であ
る。

イソブタンは比較的に廉価であり、ハロカーボンよりも
値段の点で遥かに低い。

先行技術の方法にしたがって地下熱水から分離された水
蒸気がイソブタンが蒸気タービンに提供される温度と同
じ温度で蒸気タービンに提供されることができるとして
も（当然乍らこのことは熱水を水蒸気へ瞬間蒸発させる
ことから生ずる大きな温度降下に起因して起り得ない）
、本発明の密閉ランキンサイクルで使用された場合のイ
ソブタンは先行技術の方法にしたがって地下熱水から分
離された水蒸気で地熱発電プラント内でタービンを直接
駆動する場合よりもプラントの効率を著しく増大する。

かくして、イソブタンは水蒸気の分子量の３倍大きい分
子量と、水蒸気の場合の約１０４倍のタービン排出圧力
とを有し、それによりイソブタンタービンは同じ能力の
水蒸気タービンよりも著しく小型であり且つ極めて廉価
である。

排出口と入口とにおける比容積の比は対応した温度状態
においてイソブタンの場合は約１３．４でありまた水蒸
気の場合には約６０．２であり、したがってイソブタン
タービンよりも蒸気タービン全体にわたり高い効率の翼
配列を設計することが極めて困難であり、その結果とし
て、イソブタンタービンの全効率は蒸気タービンのもの
よりも可成り高いようである。

イソブタンタービンが対応した蒸気タービンよりも著し
く小型であるので、その回転体の慣性はそれに対応して
小さく、したがって動力線が短絡されて、発電機に急激
に過大な負荷を加えた場合に生ずる傾向のある過大なト
ルク荷重の問題を軽減する。

水とは異って、イソブタンはほとんど完全に非腐蝕性で
あり、したがって蒸気タービンの翼に生ずるような腐蝕
又は沈積物がタービン翼上に形成されるおそれがない。

また、イソブタンタービンでは普通の外来の合金が一般
的には必要とされない。

一般的に水蒸気は湿った区域へと膨張し、その結果生じ
た水はタービン翼を腐蝕する。

このことは蒸気タービンの翼配列がイソブタンタービン
の翼配列よりも高速度で作動することでさらに悪化され
る。

それに反し、イソブタンは本発明のランキンサイクルで
完全に乾いた区域へ膨張し、したがってタービン排出物
内に水分が生じない。

したがって本発明の密閉ランキンサイクルのための現在
好ましい動力流体がイソブタンであるが、本発明は動力
流体としてイソブタンの使用に制限されず、且つその他
の動力流体も本発明の範囲内にて使用可能であり、した
がって動力流体は利用可能な温度差から最大限の動力出
力が得られるように選択されるべきである。

所望ならば、地下熱水の単一の流れが第１の密閉ランキ
ンサイクルシステムのための第１の動力流体にはその最
高温度熱エネルギを提供し、また第２の密閉ランキンサ
イクルシステム内の第２の動力流体にはその低温度熱エ
ネルギを提供するのに使用されることができる。

その場合、第１の動力流体は比較的に高い温度で高い効
率を提供するように選択され、また第２の動力流体は比
較的に低い温度で高い効率を提供するように選択される
。

たとえば、高温度動力流体としてイソブタンが使用され
また低温度動力流体としてフレオンたとえばＲ−２２が
選択されることができる。

Ｒ−２２はイソブタンよりも低温度で沸騰し、且つ任意
の特定の温度に対してイソブタンよりも高い蒸気圧力と
蒸気密度とを有している。

この型式の実際の複式動力流体システムにおいては、地
下熱水の一部分が１連のイソブタン熱交換器内の成る中
間段にて主地下熱流から分岐され且つこの分岐された熱
水がＲ−２２動力流体のための１つ又はそれ以上の熱交
換器を通され、次で前記噴射式井戸へ通すため主流へ戻
される。

このような別個な動力流体システムによれば、別個なタ
ービンと、動力流体ポンプと、付属装置とを使用して完
全に独立したランキンサイクルが行われるであろう。

かくして成る場合には全体のプラントの効率は利用可能
な温度差の低温端部でより多くの熱を抽出することで増
大されることが可能であり且つ一般的に単一のサイクル
に必要とされるよりも熱効率が良好で、熱交換器もまた
タービンも小型にされる。

同様に、利用可能な温度差の中の高温端部に対して１つ
と、中間の温度範囲に対して１つと、低温端部に対して
１つとの３つの異った動力流体を使用し且つ３つの別個
なランキンサイクルを利用して本発明の原理を応用する
ことが可能である。

動力流体は過熱状態で熱交換器４２からに、Ｏ。

タンク６４を有している導管６２を通し１対の動力ター
ビン６６へ送られる。

上記１対の動力タービンは電力を出力線装置６９へ送電
する発電機６８に駆動関係で連結され、また上記出力線
装置６９からの電力の小部分は地熱井戸ポンプモーター
３６を駆動するため適当な変圧器又はその他の変換装置
７１を通して送られることができる。

なお蒸気の形の動力流体はタービン６６から離れて排出
導管７０を通り凝縮器７２に導かれる。

上記凝縮器７２内で全ての動力流体をそのガス状態から
液体状態へ変換するためランキンサイクルの一部として
廃熱が動力流体から吐出される。

前記動力流体の一手部分が動力流体ポンプタービン７６
の駆動のため動力タービン６６からその中間段で抽出導
管７４を介して抽出される。

上記の動力流体の部分は排出導管７８を介して主動力流
体の排出流へ戻される。

ポンプタービン７６は適当な減速機８０を介して動力流
体ポンプ８２を駆動する。

上記動力流体ポンプ８２は地下熱水から熱エネルギを受
領するため熱交換器への動力流体の導入するに先立って
前記動力流体をランキンサイクルでの最大作動温度まで
与圧する。

凝縮器７２からの液状の動力流体は導管装置８４を通っ
て動力流体受け８６に流し込まれ、また上記の液状の動
力流体は上記受けから低圧にて導管８８を通し動力流体
ポンプ８２へ送くられる。

所望ならば、導管８８内にブースタ又はプライマポンプ
９０が配置され且つ適宜の装置で駆動されてよい。

プライマ動力流体ポンプ８２からの動力流体は液体状態
で高圧動力流体導管９２を通り熱交換器５０に送り込ま
れ、この熱交換器内で加熱されるが蒸発はされない。

次で動力流体は熱交換器５０から導管９４を通って熱交
換器４６内に進入し、どの熱交換器４６内で蒸発され或
は沸騰され、次で動力流体は導管９６を通って熱交換器
４２に進入する。

上記熱交換器４２内で動力流体は過熱され且つ動力ター
ビン６６の駆動の準備として最大温度を提供される。

前記動力流体がそのエネルギをタービン６６とタービン
７６とに引き渡した後に動力流体凝縮器７２内で動力流
体から抽出された廃熱は冷却塔９８又はその他の従来の
冷却装置たとえば冷却用ポンド又はそれに類似した装置
へ吐出される。

この冷却塔９８が一部を構成している態別な冷却水回路
は冷却水を塔９８から循環ポンプ１０２へ導く導管１０
０を含み、また上記循環ポンプは冷却水を凝縮器７２に
通し、次で戻し導管１０４を通って再び冷却塔９８へと
循環する。

かくして、３つの互いに別個であるが互いに協同する流
体回路が地熱エネルギを電気エネルギに変換するのに使
用されることが判るであろう。

すなわち、熱水が地熱井戸から上向きに圧送され且つ本
発明にしたがって臨界的に与圧されて前記熱交換器を通
され、次で地中に再噴射されるようにされた地下熱水回
路と、過熱され、与圧された状態にある動力流体が発電
機の駆動のため動力タービンを通過し、その一部分が前
記動力流体ポンプを駆動し、また排出される動力流体が
蒸気の形で凝縮器へ通され且前記凝縮器内で液化され、
この液状の低圧動力流体がポンプにより作動圧力まで与
圧され且つ地下熱水から熱エネルギを得るため熱交換器
を通されるようにされた動力流体回路と、最後にガス状
の動力流体を液体に凝縮するための冷却水回路とである
。

第２図に概略的に示されている静水圧匂配チャートは一
例として、全ての地下熱水が噴射式井戸５６を通して地
中に戻されると断定されている第１図に図示された提案
の標準発電プラントの地下熱水回路部分の適当な静水圧
匂配を示している。

第２図のチャートはこの種の静水圧匂配を良好に視覚的
に例示するための単なる一手段であり、したがってチャ
ートに図示されている各種の圧力と圧力差とはスケール
に合わせて画かれていない。

第２図のチャートの左側から開始して、前記深井戸ポン
プは井戸１０の底部近く、或は地下熱水（本例において
は約１６３℃であると断定されている）の源泉の区域に
ある熱水を与圧する。

本例においては、上記深井戸ポンプはこの地下熱水を上
記チャート上で圧力点１０６として示されている約１０
．２気圧（絶対）の井戸吐出圧力まで与圧する。

温度１６３℃の水の飽和蒸気圧力は約６．７気圧（絶対
）であるので、上記の与圧は源泉井戸１０を通って上向
きに或は第１図に図示されているブースタポンプ４０ま
で熱水送り出し導管３８内を運動中に地熱水が水蒸気に
瞬間蒸発する可能性に対し約５０％の安全範囲を提供す
る。

ブースタポンプ４０の低圧側の圧力点１０８として第２
図に示されている。

ブースタポンプ４０は上記システム内の随意的な装置で
あると考えられてもよいがそれにもかゝわらず上記ポン
プは前記熱交換器を通って地下熱水の所望の流量を提供
するのを助成し且つそれと同時に温度１６３℃の水の飽
和蒸気圧力の２倍よりわずかに多い約１４．４気圧（絶
対）まで地熱流体の圧力ヘッドを上げる。

第２図の圧力点１１０の約１４．４気圧（絶対）のブー
スタポンプ出力圧力を示している。

第２図における次の圧力点は、動力流体の過熱器である
熱交換器４２への入力側における圧力を代表している点
１１２である。

また圧力点１１２は温度１６３℃における水のための約
６．７気圧（絶対）である飽和蒸気圧力の２倍よりわず
かに小さい約１２．６気圧（絶対）の圧力を代表してい
る。

点１０６から点１０８へ、また点１１０から点１１２へ
の下向きの匂配は地下熱水を井戸吐出ヘッド２２から熱
交換器４２へ送り出す導管３８内の圧下降下を代表して
いる。

本発明で極めて重要なファクタは、地下熱水を少しも蒸
発させずに行われる源泉井戸１０内の深井戸ポンプから
第１の熱交換器への入力側を代表している圧力点１１２
への与圧で、含有全蒸発潜熱が地下熱水内に保存され、
それにより前記深井戸ポンプ近くの源泉から井戸１０を
上向きに通り、次で吐出ヘッド２２と送り出し導管３８
とを通り圧力点１１２により代表された第１の熱交換器
４２へ通過する際の地熱流体の熱エネルギの唯一の損失
は前記管状支柱の壁と、吐出ヘッドと、送り出し導管と
を通しての伝導から生ずる。

だが、この熱エネルギの損失は送り出し導管３８に良好
な熱絶縁物を提供することで最小限にすることができる
。

井戸腟口とケーシングからのポンプ管の間隔および土の
一般的に劣悪な熱伝導率とが熱水がポンプ管を通って上
向きに流れる際の実質上伝導による熱損失を防止する。

かくして、第２図のチャートで図示されているように、
第１の熱交換器４２の入力側までの圧力点１０６，１０
８゜１１０および１１２の各における地下熱水の温度は
はゾ１６３℃に維持され、また伝導による熱エネルギ損
失は比較的に小さく、したがって該温度が深井戸源泉に
おける地下熱水のピーク温度から実質上降下しない。

したがって、最高のランキンサイクル温度範囲が１連の
熱交換器を通る動力流体に与えられる。

圧力点１１２と１１４との間の急激に降下する匂配は動
力流体の過熱器である熱交換器４２内で生ずる可成りの
圧力降下を代表しており、またこの区域内で地下熱水か
ら動力流体に与えられる熱エネルギは上記熱水の温度を
約１６３℃から約１５４℃へ低下するが上記１５４℃の
温度は熱水が導管４４を通って熱交換器４２から第２の
熱交換器４６へ導かれる際の熱水の温度である。

この匂配チャート上で、熱交換器４２の出力側は圧力点
１１４で代表され、また熱交換器４６の入力側は圧力点
１１６で代表され、またこれ等の点の間の匂配は導管４
４内の圧力降下を代表している。

圧力点１１６と１１８との間の急激な下向きの匂配は動
力流体の蒸発器又はボイラである第２の熱交換器４６内
の圧力降下を代表しており、且つ内部の動力流体に伝達
された熱エネルギは地下熱水の温度を約１５４℃から約
１４３℃まで減する。

上記約１４３℃の温度は圧力点１１８により代表されて
いる熱交換器４６から圧力点１２０により代表されてい
る第３の熱交換器５０の入力側へ延びている導管４８内
の地熱流体の近似的温度である。

点１２０と１２２との間の急激な下向きの変化度は予熱
器である熱交換器５０内での圧力降下を代表している。

また圧力点１２２は前記地下熱水が戻り導管５２内へ通
される熱交換器５０の出力側における圧力を代表してい
る。

地下熱水内に含くまれている熱エネルギの大部分は予熱
器である熱交換器５０内の動力流体へ伝達され、その内
部の熱水の温度は約１４３℃から約８２℃まで降下する
。

第２の熱交換器４６への入力側を代表している圧力点１
１６ははゞ１１．９気圧（絶対）であるがこの圧力は上
記点におけるはゞ１５３℃の温度に対する飽和蒸気圧力
の約５．５気圧（絶対）の２倍をわずかに上回る圧力で
ある。

第３の熱交換器５０の入力側の圧力点１２０は約１０．
８５気圧（絶対）を代表しているがこの圧力もまた上記
圧力点１２０における地下熱水のはゞ１４３℃の温度に
対する飽和蒸気圧力である約４．０６気圧（絶対）の２
倍以上である。

第３の熱交換器５０の出力側を代表している圧力点１２
４における約８２℃の温度は大部分の位置における大気
圧の水の瞬間蒸発点以下であることは勿論である。

それにもかゝわらず、点１２４における圧力が約９．１
気圧（絶対）であることでこの熱水回路内のこの下流の
点においても熱水は絶対に蒸気に瞬間蒸発せしめられな
い。

圧力点１２４と１２６との間の匂配は絞り弁５８の上流
の戻り導管５２内の圧力降下を代表しており、また点１
２６と１２８との間の匂配は絞り弁５８を通しての圧力
降下を代表している。

熱水が内部で蒸気に瞬間蒸発するのを積極的に防止する
ため一連の熱交換器内に所要の圧力ヘッドを維持するよ
うに絞り弁５８で点１２６と１２８との間の圧力降下を
所望の程度に調節することができる。

圧力点１２８と１３０との間の匂配は絞り弁５８から噴
射式井戸ヘッド５４への戻り管路５２内の圧力ヘッド損
失を代表しており、また圧力点１３０は密閉噴射式井戸
により加えられる背圧を示している。

だが、戻り管路５２は絞り弁５８が使用されない場合で
も熱交換器内に所要の圧力ヘッドを提供するように狭隘
部を設けられることができるということも理解されるべ
きである。

開放式噴射井戸がこのシステム内に使用された場合、且
つまた成る種の密閉式噴射井戸の場合でも、圧力点１３
０で代表されているように背圧が前記戻り管路に少しも
加えられないことは理解されるべきである。

事実、成る種の噴射式井戸においては地熱流体が本発明
の作動中可成りの時間の間継続された後に水のレベルが
安定した場合に地表面より可成り低い水のレベルから負
の圧力ヘッドが生ずるであろう。

圧力点１２８および１３０は、逆に地中への地熱水の戻
り流内でも、戻される水が瞬間蒸発して水蒸気になるこ
とが絶対にできないように定められた圧力に維持される
。

添付図面の第３図において、上方の曲線１３２は地下熱
水の流量を毎時６５１．８４２ｋｇとして断定し、第１
図に例示されている提案の標準プラント内に利用される
地下熱水に関する毎時当り英式熱量単位の１００万倍で
の全熱含有量に対してプロットされた華氏の温度（活弧
内は摂式の温度）曲線である。

第３図の下方の曲線はイソブタンの流量を毎時４６８．
５２８ｋｇとして第１図に例示されている提案された標
準プラントに利用されているイソブタン動力流体に関す
る毎時当り英式熱量単位の１００万倍での全熱含有量に
対してプロットされた華氏の温度（活弧内は摂式の温度
）曲線である。

第３図はこの提案された標準プラントの熱交換器内の熱
伝達性能を図示しており、したがって、本発明の方法と
装置とを具体化した任意の発電プラント内の熱マグマ流
体から密閉ランキンサイクル動力流体への熱伝達性能を
一般的に例示している。

熱水曲線１３２の右方の端部はイソブタン過熱器４２に
進入した際の地下熱水の温度と熱含量とを表示し、この
点における上記水の温度は約１６３℃である。

地下熱水がその熱エネルギを先ず過熱器４２を通し、次
で蒸発器又はボイラー４６を通し、最後に予熱器５０を
通して渡すにしたがって熱水のための曲線１３２は右方
から左方へ横切られる。

曲線１３２の左方の端部は予熱器５０からの地下熱水の
分岐点を代表している。

上記の点においては熱水は約８２℃の温度を有している
。

イソブタン曲線１３４は、先ず予熱器５０から、次で蒸
発器又はボイラー４６から、最後に過熱器４２から得ら
れた増大せる温度および熱含量を表示するため左方から
右方へ読まれるべきである。

イソブタンの温度範囲は予熱器５０内へのイソブタン進
入のための曲線１３４の左端部により表示されている約
２４．４℃から動力タービン６６へ提供されるように過
熱器４２を離れる際のイソブタンの温度と熱含量とを代
表した、曲線１３４の右方の端部により示されているよ
うに約１４３℃にまでおよんでいる。

イソブタンの温度上昇の約９０％が予熱器である熱交換
器５０内で生じ、またイソブタンへ伝達される全熱エネ
ルギの約７５％が同様に予熱器の熱交換器５０内で伝達
されることが第３図から注目されるであろう。

このことは予熱器である熱交換器５０内での地熱流体と
動力流体との液体対液体のインピーダンスが釣合った場
合にのみ可能である高効率の熱エネルギの伝達を代表し
ている。

この種の有効な熱エネルギの伝達は、地下熱水を水蒸気
に瞬間蒸発せしめて熱伝達効率を低下させること無く、
本発明にしたがった与圧により全部の地下熱水を液体状
態に維持することによりてのみ達成可能にされる。

その他の２つの熱交換器４６および４２内での熱伝達も
また全体の地下熱流体を液体状態に維持することで極め
て有効にされる。

この井戸が単に先行技術にしたがって流動せしめられ、
それにより一部分の地下熱水を水蒸気に瞬間的に蒸発せ
しめられた場合には、熱交換器の能力が著しく減少され
るのみでなくさらに重要なことには、最大限の熱水温度
が１６３℃から約１３５℃の程度の温度まで低下され、
この温度低下により、たとえ第３図に例示されているよ
うに良好な熱伝達特性が維持されているとしても、曲線
１３２および１３４により示されているような動力流体
へ伝達可能な最大限の熱エネルギが本発明の与圧により
提供されるピーク温度での熱伝達のわずか約６５％まで
さらに低下されるであろう実際には、この６５％の数値
は、なかんずく可成り劣悪な熱交換器の効率と、一部の
地下熱水が瞬間的に蒸発して水蒸気になる結果として井
戸腟口の壁上にまた熱交換器内に沈積物が沈積されて生
ずる地下熱水の流量の累積的減損とにより、さらに低下
されるであろう。

第３図から明らかなとおり、地下熱水回路と別個な動力
流体回路との部分を熱交換器内で互いに逆流関係をなし
て配列して、動力流体が先ず予熱器に進入し、次で順次
蒸発器と過熱器とを通り抜け、また地下熱水がそれとは
反対に先ず前記過熱器に進入し、次で順次前記蒸発器と
予熱器とを通り抜けるようにすることで熱交換器内で最
大限の熱伝達効率が得られる。

第４図の圧力−エンタルピ線図は、地下熱水源が約１６
３℃で供給される第１図の提案された標準プラントどの
深井戸ポンプの与圧により提供されるイソブタン動力流
体のための高効率最高温度ランキン熱機関サイクルを例
示している。

第４図の線図において、縦座標はランキンサイクル内の
各種の点におけるｐｓｉａ（毎平方インチあたりの重量
ポンドで示される絶対圧力で０．０７気圧に相当する）
での圧力を表示し、また横座標は１ポンド当りの英国熱
量単位における動力流体の対応したエンタルピを表示し
ている。

上記線図の圧力とエンタルピ線に定温度線が重ねられて
いる。

上記動力流体のためのランキンサイクルの現象は該線図
上の状態の点１３６，１３８，１４０，１４２゜１４４
．１４６および１４８に関して後に説明される。

状態点１３６は与圧前における第１図の受け８６内の動
力流体の状態を代表している。

動力流体は約２２．４℃の最低温度と、約５．３２気圧
（絶対）とにおいて液状をなしている。

状態点１３６と１３８との間のサイクルの部分はポンド
８２による動力流体の与圧を表示しており、この液状の
動力流体は温度を実質上変化されずにだがエンタルピを
極めてわずかだけ増加されて３５気圧（絶対）以上の圧
力まで与圧される。

状態点１３８から状態点１４０までのエンタルピ増大は
予熱器５０内で地熱流体から動力流体へ伝達された熱エ
ネルギを代表し、且つ第３図に示されているようにこれ
は熱伝達の主部分である。

状態点１３８と１４０との間の圧力降下は比較的に小さ
い。

状態点１４０と１４２との間で付加されたエンタルピは
蒸発器又はボイラー４６内で地熱流体から動力流体へ伝
達された熱エネルギを代表しており、また点１４０から
点１４２までの範囲内で動力流体は液体状態からガス状
態へ変えられ、且つ圧力を比較的なわずかだけ降下され
る。

状態点１４２と１４４との間で付加されたエンタルピは
地熱流体から動力流体へ過熱器４２内で伝達された熱エ
ネルギを代表しており、また状態点１４４において、動
力流体は約１４３℃の温度と、約３５気圧（絶対）の圧
力と、ポンド当り約１９０Ｂｔｕのエンタルピとを有し
ている。

かくして、地下熱水から動力流体への全熱エネルギの伝
達は点１４４と１３８との間のエンタルピ差で表示され
ている。

点１４４から下方の点１４６までのエンタルピ低下はタ
ービン６６への動力流体から、小部分の動力流体をポン
プタービン７６へ提供する抽出導管７４への熱入力を代
表し、また点１４６から点１４８までの線図の部分は抽
出点から、凝出器７２に通じているタービン排出口はで
の動力タービン６６とポンプタービン７６との残留熱入
力を代表している。

タービンに機械的エネルギを提供するためのタービン内
でのガス膨張の結果、動力流体の圧力が点１３６の最小
限の圧力に近い約３．４気圧（絶対）まで降下され、ま
た動力流体のエンタルピが１ポンド当り約１９０Ｂｔｕ
から１ポンド当り約１５４Ｂｔｕまで減ぜられる。

この動力流体はガス状態に完全に留まり且つこの圧力に
対する飽和蒸気状態以上に可成り過熱されたままである
。

点１４８から逆に点１３６までの線図の部分は凝縮器７
２内で動力流体から吐出されて動力流体を完全に液化さ
れた、エンタルピ最小状態へ復帰させる熱を表示してい
る。

当然乍らこのサイクルが点１３６で繰返えす。

第５図のグラフにおいて、１１５℃の最低温度から２０
４℃の温度におよぶ地下熱水源温度に対する、本発明に
したがった圧力の臨界下限として深井戸ポンプにより提
供されねばならない最小限の地熱井戸吐出圧力のプロッ
トである。

この曲線が２０４℃より高い温度における対応した流体
の絶対飽和蒸気圧力にしたがって２０４℃より高い温度
における地下熱水源に対し計画されることができること
は理解されるべきである。

曲線１５０より実質上高く、できれば曲線１５０により
画定されている臨界圧力限度より約５０％高い圧力の安
全範囲を有するを可とする深井戸ポンプ吐出圧力を使用
することが実際には好ましいことも理解されるべきであ
ろう。

第６図において曲線１５２は本発明にしたがって使用さ
れる深井戸ポンプのキャビテーションを完全且つ確実に
防止するための華氏の度（括弧内に摂氏の度を示す）に
おける地熱流体源の温度に対する低下水位以下の井戸深
さのプロットである本発明の実施に当り、深井戸ポンプ
は設定されるべき発電プラントのサイズに対して流量と
温度とが実際的で且つ経済的である地下熱水生成帯域内
に配置される。

上記ポンプは、該プラントが可成りの時間の間連続して
作動し且つ地下熱水体が釣合い状態にされた後に地下熱
水体の低下レベル以下に留まるのに充分な深さに浸漬さ
れねばならない。

これ等の基準以外に、深井戸ポンプのキャビテーション
の防止を確実ならしめるため、大気圧と水の圧力との和
が地下熱水源の温度における地下熱水の飽和蒸気圧以上
であるように該ポンプを充分に深く配置することが好ま
しい。

曲線１５２はキャビテーションの防止のため１１５℃な
いし２０４℃の範囲の各種の源泉温度に対する低下水位
より下方のこの深さを示している。

該曲線が本発明の範囲内の高い地下熱水温度に対する深
い深さにも当て嵌められることが理解されるであろう。

対応した温度に対する第６図に図示されている最小限の
深さに深井戸ポンプを配置することが好ましいが、実際
にはこの深さは水の絶対温度に比例して前記ケーシング
と管状支柱との間に蓄積された水蒸気の圧力ヘッドによ
り減ぜられるし、また所望ならば、地下熱水体をさらに
加圧してキャビテーションを生じないようにケーシング
と管状支柱との間に圧縮空気又はその他のガスを加える
ことによっても減ぜられる。

この圧縮ガス手段の有効さは全地下熱水系統がいかに充
分に封緘されているかによって決まり、また所望の程度
の与圧を設定し且つ一定のガス圧レベルを維持するのに
通常可成りの時間が必要とされる。

だが、このガス与圧が確立された後にはその継続のため
投入されねばならないエネルギの量は該システムが静圧
システムに近似しているので、最小限である。

以上において本発明の最も実際的で且つ好ましい実施例
を開示したが本発明の範囲内で各種の変更を施し得るこ
とは勿論である。

【図面の簡単な説明】

第１図は公称の発電能力の提案された標準プラントに応
用された本発明にしたがった方法と装置とを示した概略
線図、第２図は第１図の線図の地下熱水回路部分の静水
圧変化度を近似的に図示したチャート、第３図は第１図
に図示されている提案の標準プラントの熱交換器内の熱
伝達性能を示し且つ地下熱水と密閉ランキンサイクル動
力流体との温度対全熱含量とのプロットを含んだグラフ
、第４図は第１図に図示されている提案の標準プラント
の動力流体ランキンサイクルを図解した圧力−エンタル
ピ線図、第５図は本発明にしたがったシステム内で地下
熱水が瞬間蒸発して水蒸気になるのを防止するための最
小限の深井戸ポンプ圧力を源泉における地熱流体の温度
に対してプロットしたグラフ、第６図は本発明にしたが
って使用される深井戸ポンプのキャビテーションを確実
に防止するための井戸の深さを源泉における地熱流体の
温度に対してプロットした第５図と同様なグラフである
。 １０・・・・・・井戸、１６・・・・・・岩屑、２４・
・・・・・深井戸ポンプ、３６・・・・・・モーター、
４２・・・・・・第１熱交換器、４６・・・・・・第２
熱交換器、５０・・・・・・第３熱交換器、５６・・・
・・・噴射式井戸、６４・・・・・・Ｋ、Ｏ，タンク、
６６・・・・・・タービン、６８・・・・・・発電機、
７２・・・・・・凝縮器、７６・・・・・・ポンプター
ビン、８２・・・・・・ポンプ、８６・・・・・・動流
体受け、９８・・・・・・冷却塔。

Claims (1)

【特許請求の範囲】
1. １ 地熱エネギを利用した発電方法において、実質上大
   気圧でのフラッジ温度以上の温度を有する地下熱水源ま
   で取出し井戸を通して通路を設ける段階と、前記地下熱
   水の流れを前記供給源から、発電装置を駆動するため密
   閉ランキン熱機関サイクルで使用される動力流体と熱交
   換関係に導く段階と前記地下熱水内に含まれた熱エネル
   ギを前記熱交換関係にある前記動力流体に伝達する段階
   と熱エネルギを前記地下熱水から最大のランキンサイク
   ル温度範囲内の前記動力流体へ伝達し且つ前記地下熱水
   からの無機物の沈澱を防止するように前記流れ内の前記
   地下熱水が前記供給源から前記熱交換関係を介して水蒸
   気に瞬間蒸発するのを抑制する段階とを含み、前記熱交
   換関係を通過した地下熱水体の少くとも一部分が逆に前
   記取出し井戸内へ噴出されて前記取出し井戸内の平均温
   度を減じ、それにより、前記流れ内の地下熱水が瞬間蒸
   発して水蒸気になるのを防止するのに必要とされる前記
   取出し井戸の圧力を減するようにされて成る発電方法。