TÚLNYOMÁSOS TÁROLÓK MŰVELÉSÉNEK LEHETŐSÉGEI PROF. DR. BOBOK ELEMÉR – DR. TÓTH ANIKÓ PHD MISKOLCI EGYETEM
1.
BEVEZETÉS
A Kőolajkutató Vállalat az 1980-as években több nagy mélységű kutatófúrást mélyített
az
Alföld
délkeleti
részén
szénhidrogén-előfordulásokat
keresve.
Fábiánsebestyén és Nagyszénás környékén több 3200-3500 m mélységű kút lefúrása után 1985 végén került sor a korábbiaknál nagyobb mélység-tartományt megcélzó Fábiánsebestyén-4 jelű kutatófúrás lemélyítésére. 1985. december 16-án az akkor 4239 m-es talpmélységig jutott fúrólyukban éppen fúrócsere miatti kiépítés folyt, amikor a kúttalpi nyomásegyensúly megbomlott és jelentős iszaptúlfolyás keletkezett. A kiépítés a végéhez közeledett, már csak a szerszám és egy súlyosbító rakat volt a fúrólyukban amikor a kút beindult. A kitörés hamarosan kitermelte a kutat megtöltő iszapmennyiséget, s az iszap elfogytával gőzkitöréssé vált.
A tönkrement kitörésgátló, az életveszélyes munkakörülmények és a kitört kút szélsőséges üzemi jellemzői nem tették lehetővé a szokásos szigorú műszaki előírások és felműszerezés mellett elvégzett kútvizsgálatot. Ennek ellenére az ott dolgozó szakemberek a fő cél, a kitörés elhárítása mellett nagyon sok értékes üzemi adatot rögzítettek, s ezek lényegretörően tömör, pontos, megbízható összefoglalását adja BUDA E. (2001) a kitörésről készített esetleírása amelynek alapján lehetségessé válik a kitörés áramlás- és hőtechnikai folyamatainak rekonstrukciója.
2.
A JELENSÉG ÁRAMLÁS ÉS HŐTECHNIKAI REKONSTRUKCIÓJA
2.1.
A KITÖRÉS ADATAINAK EGYSÉGESÍTÉSE
2.1 ábra
A kitörés kezdeti szakaszában
A Fábiánsebestyén-4 számú kúton történt gőzkitörés rekonstrukciója matematikai modelljének vizsgálata révén lehetséges. A matematikai modellalkotást megelőzően viszont a jelenség fogalmi modelljének meghatározása szükséges.
A fogalmi modell lényege: a Fáb-4 fúrás egy nagy hőmérsékletű és rendkívül nagy túlnyomású forróvíztárolót tárt fel. A kút kitört és a közel 4 km-es mélységből felszínre tört a forró víz a sérült kitörésgátlón keresztül. A feláramló víz nyomása a hidrosztatikai nyomás csökkenése és az áramlási nyomásveszteségek miatt jelentősen csökkent az eredeti rétegnyomáshoz képest, de még így is 360 bar túlnyomás
jelentkezett
a
kútfejen.
Ez
a
nyomás
kizárja,
hogy
a
sérült
kútfejszerelvényen folytonos sugárban áramoljon ki a forró víz-gőz keverék. A nagy túlnyomás a forró vizet, a belsőégésű diesel motorok adagolószivattyújához hasonló módon porlasztással juttatja a kisebb nyomású térbe. Ez a korszerű dieselmotoroknál 2
200-250 bar túlnyomásról történik a mintegy 10-12 bar nyomásúra komprimált égőtérbe. Ehhez képest a 360 bar-ról 1 bar nyomású környezetbe történő porlasztás nem jelent lényegi különbséget.
A porlasztással a sugár folytonossága megszűnik. A rendkívül nagy nyomási energia a homogén forró víz tömegét különálló, rendkívül kisméretű cseppek halmazára bontja, s ez nagy mennyiségű energiát emészt fel. A kútfej kilépő keresztmetszetéig tehát nagy (360 bar) nyomáson áramlik a forró víz, s a kilépéstől kezdve individuális csepphalmazként mozog s a cseppek szenvedik el atmoszférikus nyomáson a forró víz-gőz fázisátalakulást. A gőzsugárról készült fotókon a sugár rendhagyó alakja is ezt támasztja alá (2.2 ábra).
2.2 ábra
A gőzsugár rendhagyó alakja
A kitörést megelőző utolsó teszteres vizsgálat 3684,5 m mélységben 190,5 oC réteghőmérsékletet és 712,26 bar nyomást mutatott. A geotermikus gradiens értékére ebből
T T0 190,5 10,5 0,04885 o C / m H 3684,5
(2.1)
3
adódik. A kitörés helyeként feltételezett 3881 m átlagmélységű rétegben az extrapolált hőmérséklet-érték T T0 H 10,5 0,04885 3880 199,6 o C
(2.2)
A túlnyomásos zónában az erre a mélységre extrapolált nyomás 731 bar. A kútfejszerelvényen lévő manométer a kitörés folyamán 360 bar stabilizálódott kútfejnyomást mért. A tömedékelési kísérletek alkalmával, amikor az áramló közeg tömegárama csökkent, ez az érték 410 bar értékig emelkedett. A kútfejszerelvény külső felületén kontakt hőmérővel a csőfej alatti hőmérséklet 150 oC-ra adódott.
A kútban kialakuló nyomások jellegzetes értékeit meghatározhatjuk a kitörés alkalmával a kútfejen mért valamint a kitörést megelőzően végzett teszteres vizsgálat nyomásadataiból.
Mint az BUDA E. (2001) esetleírásából ismert, hogy a kút elfojtására több kísérlet történt a lefúvató vezetékre szerelt bombán keresztül, különféle tömedékelő anyagokkal (gumi, danamid golyók, keményfa, parafa). A kísérletek időnként sikerrel kecsegtettek, mivel a kút termelése szemmelláthatóan csökkent, a kútfejen mért nyomás növekedése mellett. Ez a nyomás általában 370-375 bar körül alakult, ám egy alkalommal a kút átmeneti dugulása során 410 bar értékig emelkedett.
Az
áramlás
leállásakor
tranziens
nyomáslengések
következnek
be.
A
nyomáshullámok amplitudója
p ac 920 1012 3,1 28,86 10 5
N 29 bar m2
(2.3)
ahol a a vízzel telt acélcsőben a hangsebesség, c pedig az áramlás sebessége a zárást
megelőzően.
A
lezáráskor
statikusnak
vehető
nyomás
nyilván
a
nyomásmaximum és az amplitudó különbsége, tehát
p st .k p max p 410 29 381 bar
(2.4)
volt a lezárt kútfej statikus nyomása. Ebben az állapotban a kútban az áramlás leállt, a fúrólyuk egy piezométer csőnek megfelelően viselkedett. A beáramlást tápláló
4
rétegben is megállt az áramlás, tehát a rendszerben hidrosztatikai viszonyok uralkodtak. A réteg statikus nyomása egyensúlyt tartott a kutat megtöltő forróvízoszlop nyomásával és a kútfejnyomással. A hidrosztatikai egyenletek felírása előtt tekintsük a 2.3 ábrát. 0
100
200
300
400
500
600
700
800
900
1000
0
381
Nyomás [bar]
500
1000
1500
2000
2500
C 3000
3500
E 4000 Mélység [m]
B
D
4500
2.3 ábra
Nyomáseloszlás a kútban
Az ábrán a kút hidrosztatikai nyomáseloszlását szemlélhetjük. Az AB szakasz egy természetes hidrosztatikus nyomáseloszlást mutat. A C-D szakaszon viszont a túlnyomásos rétegben a víz a kőzet litosztatikus nyomásából eredő túlnyomást is viseli. Az E pontban történt a teszteres vizsgálat, ennek mélysége 3684 m, és a mért statikus rétegnyomás 712 bar ismert. Feltételezzük, hogy a kutat közel állandó hőmérsékletű víz tölti ki, ennek sűrűsége 920 kg/m3. A nyomásgradiens tehát állandó
5
mind a felszíntől a túlnyomásos zóna kezdetéig (C pont) és a túlnyomásos zónában a beáramlás átlagos H mélységéig (D pont).
Amikor a kitörés során átmenetileg leállt a kút, a kútfej statikus nyomása 381 bar volt. A túlnyomásos zóna feletti átlagos kőzetsűrűség értéke 234 kg/m3. Ezekkel az alábbi hidrosztatikai egyenletek írhatók fel:
pc k g h c
(2.5)
p c p k gh c
(2.6)
Ebből a két egyenletből a túlnyomásos zóna kezdetét jelző mélység-érték
hc
pk 381 10 5 2735 m g k 9,81 2340 920
(2.7)
A lyukgeofizikai mérések 2730 m-től veszik a túlnyomás kezdetét és ez megegyezik a számított értékkel. A hőmérséklet-eloszlásból a beáramlás átlagmélységére 3880 adódott. Ebből az ott értelmezhető statikus nyomás p H p k gH 3,81 10 5 920 9,81 3880 731 10 5
N m2
731 bar
(2.8)
A fúrólyukban adódó nyomás és hőmérsékletekkel a sűrűség 920 kg/m3, a kinematikai viszkozitási tényező 1,3·10-7 m2/s. Ezek az adatok képezik a rekonstrukció sarokpontjait, innen kiindulva határozunk meg a lehetőség szerint minél több részletet. Az egyik legfontosabb paraméter, amit nem sikerült megmérni de a meglevő adatokból számítható a kút hozama.
2.2.
ÁRAMLÁS A TÁROLÓBAN ÉS A KÚTBAN
A kitörés idején hozammérés nem történt. Valamennyi beszámoló egybehangzóan jegyzi meg, hogy a kitermelt forró víz és gőz igen nagy mennyiségű volt, becslések szerint 5000-8000 m3/nap, a kútfejnyomás nem csökkent, csak a nagymértékű vízkövesedés jelentett fojtást. A kitörés alkalmával mért nyomás- és hőmérsékletadatok alapján a kút hozama megbízhatóan számítható.
6
A tárolótól a kútfejig tartó úton a nyomás 731 bar-ról 360 bar-ra csökkent, a hőmérséklet pedig a 199,6 oC értékről mintegy 191,5 oC-ra hűlt. Ezek az adatok teljesen egyértelművé teszik, hogy a víz útjának teljes hosszában csak vízfázisban lehetett. A 191,5 oC hőmérsékleten a telített gőz nyomása 13,3 bar tehát gőzfázis megjelenése a kútban sehol nem lehetséges. Ez számunkra a számítások szempontjából szerencsés körülmény. A homogén vízfázisban egyrészt sokkal pontosabban meghatározható a súrlódási nyomásveszteség és a hozam közti függvénykapcsolat,
másrészt
viszont
a
számítás
formularendszere
sokkal
egyszerűbb. Ugyanez vonatkozik a hőmérsékleteloszlás számítására is.
A tároló viselkedésének meghatározására a kút rendkívül alkalmas diagnosztikai eszköz. A kútfejnyomás és a kútfejhőmérséklet értékeiből a kúttalpon adódó nyomásés hőmérsékletértékek jól meghatározhatók. A nyomásokat ismerve viszont a kútban felszálló víz tömegárama számítható pontosan. A hozam meghatározásakor eltekintünk a kitörés kezdeti tranziens szakaszától. Feltételezzük, hogy a forró víz már felszínre hozta a kutat eredetileg megtöltő fúróiszapot, s homogén, stacionárius vízáramlást vizsgálunk. A kútban áramló forró víz hőmérséklete a mélységgel csak kevéssé változik, így anyagjellemzőinek egy átlaghőmérsékletre vonatkozó értékeit vesszük. A közeget összenyomhatatlannak tekintjük, az áramlás turbulens. Az ún. súrlódásos Bernoulli-egyenlet ekkor a beáramlás helye és a kútfej között az alábbi alakban írható fel:
p wf p k gH p'
(2.9)
amelyben pwf a tárolóból a kútba beáramló víz nyomása pk a kútfejnyomás, a sűrűség, H a beáramlás helyének mélysége, p’ a kútoszlopban áramló víz súrlódási nyomásvesztesége. A pwf nyomás is függ a tömegáramtól, hiszen a tárolóban a kút felé áramló folyadékban is keletkezik súrlódási nyomásveszteség. A kút által meg nem zavart folyadéktestet egy R sugarú hengerpalást határolja, ezen túl a víztest statikus nyomása p. A vízadó réteg vastagsága h, permeabilitása K, a víz kinematikai viszkozitási tényezője . A pwf nyomás
7
p wf p
R m ln 2hK R 1
(2.10)
A tárolóban lévő p nyomás és a pk kútfejnyomás különbsége fedezi a fúrólyukban felszálló víz helyzeti energiájának növekedését, a súrlódási nyomásveszteséget a rétegben és a fúrólyukban:
p p k gH
R L 2 m 8 L ln 2 1 15 2 25 m 2hK R 1 D1 D2
(2.11)
-ra egy másodfokú algebrai egyenletet kaptunk, amiből a tömegáram Ezzel m meghatározható. A fizikailag is reális gyök az m=89,45kg/s tömegáram. Ez egyszerűen ellenőrizhető. A termelő rétegben bekövetkező nyomásveszteség:
p ,r p p wf
R m 89,45 1,3 10 7 8,5172 N ln 4,11 10 5 2 4,11 bar 12 2hK R 1 6,28 24 10 m
(2.12)
A kútban fellépő súrlódási nyomásveszteség
L 2 L 8m 197 3684 8 89,5 2 p' 1 15 2 25 2 0,03 0,02 2 0 , 194 0 , 2 D D 3 , 14 920 1 2 N 17,11 10 5 2 17,1 bar m
(2.13)
Az érintetlen rétegnyomás
p p ,r gH p' p k 4,11 350 17,1 360 731 bar
(2.
14) kiadja a kút elzáródásakor mért statikus értéket. Ezzel a kút hozama a vízkövesedés
89,45 kg/s 7728,5 t/nap , vagyis 8400 m3/nap, ez kialakulását megelőzően m jelentéktelen mértékben a BUDA E. (1996) becsült hozamintervallum felső határa fölé esik. Ezt az értéket a béléscső elvízkövesedett felső 1150 m-es szakasza az átmérő fokozatos szűkülése miatt nyilvánvalóan csökkentette a kitörés időtartamának előrehaladtával.
2.3.
A HŐMÉRSÉKLETI VISZONYOK REKONSTRUKCIÓJA
A termelőcsőben feláramló forró víz hőmérsékleteloszlását a jól ismert módon (Tóth, A., 2010) a
8
T T0 z A
z H Ae A
Ebben A a hosszúság dimenziójú úgynevezett kútüzemi tényező:
(2.15) Ehhez feltesszük:
a kK hővezetési tényező mélység menti integrálközépértékével számolunk, az U1B eredő hőátviteli tényezőnek is a mélység menti integrálközépértékét vesszük, továbbá úgy tekintjük, hogy az f(t) tranziens hővezetési függvény a mélységtől nem függ. A kapott megoldás a mélység és az idő függvényében adja meg a hőmérséklet mélység menti eloszlását. Az idő hatása implicit módon szerepel, hiszen az időtől függő tranziens hővezetési függvény szerepel az A együtthatóban. Az idő hatása különösen a kitörés első periódusában érvényesül jelentősen, később a hőmérséklet tart a kb. 30 nap után bekövetkező egyensúlyi értékhez. Így pl. a gőzfelhő „elfújását” követő hőmérsékletmérés az egyensúlyi értéknél kisebb kútfejhőmérsékletet ad a béléscsőfej külső palástfelületén. A (2.15) egyenlet nyilvánvalóan a kútban áramló víz hőmérsékletét adja meg a következő értékekkel számolva:
= 89,45 kg/s, fajhője c = 4187 J/kgoC. A kőzet átlagos A víz tömegárama m hővezetési tényezője kK = 3,5 W/moC, a béléscső belső sugara R1B = 0,1 m, az eredő hőátviteli tényező U1B = 42 W/m2oC. A gőzfelhő elfújásának időpontjában az f(t) tranziens hővezetési függvény értéke 1,8 így az A együtthatóra A
ck K R 1B U1B f 89,45 41873,5 0,1 42 1,8 m 44870 m 2R 1B U1B k K 6,28 0,1 42 3,5
(2.16)
adódik. Ezzel a víz hőmérséklete a kútfejen a z = 0 helyen: 3880 Tki 10 0,04885 448701 e 44870 191,5 o C
(2.17)
Ebből a beáramlási mélység közelítő értéke is meghatározható, ha a mért kútfejpalást hőmérsékletből (150 oC) visszaszámoljuk a Tki vízhőmérsékletet. A kútban áramló forró víz hőmérséklete-eloszlásából a z=0 érték behelyettesítésével kapjuk a kútfejhőmérsékletet:
Tki T0 A Ae
H A
(2.18)
9
A kútfejhőmérséklet és az A tényező ismeretében a kitörés helyének mélysége is meghatározható, csupán H értékét kell kifejeznünk:
H A ln
Ezzel
a
1 T Tki 1 0 A
túlnyomás-eloszlásból
kapott
(2.19)
mélység-érték
egy
független,
hőmérsékletmérésen alapuló eljárással ellenőrizhető. A kútfejen mért hőmérsékletértékeknél figyelembe kell, hogy vegyük azt a tényt, hogy a kontakthőmérővel csupán a szerelvény alatti csatlakozó csőfej külső palástfelületén lehetett hőmérsékletmérést végezni. Ebből a csőben áramló víz hőmérséklete kiszámítható, s a (2.17) egyenlettel számított értékkel összevethető. Ehhez a csőfejcsatlakozás alatti eredő hőátviteli tényező és az itt kialakuló hőfluxus meghatározása szükséges. A kútfejszerelvény alatti béléscsőfej eredő hőátviteli tényezőjét a 8 5/8” béléscsőben kialakuló kényszerkonvekció három koaxiális csőben vezetés és két vízzel telt gyűrűs térben szabad konvekció befolyásolja: R R R R 1B R R R 1B R 1 1 1B ln 1K 1B ln 2 K 1B ln 3K U1B h 1B ka R 1B R 1K h GY1 k a R 2B R 2K h a 2 ka R 3B
(2.20)
Az ezen áthaladó hőfluxus egyenlő az R3K sugarú palástfelületről szabad konvekcióval és sugárzással távozó hőfluxusok összegével:
Q 2R 3K h 3K T3K TL 2R 3K T34K _ TL4
(2.21)
Másrészt az eredő hőátviteli tényezővel a hőáram:
Q 2R 1B U1B Tki T3K
(2.22)
amiből a forró víz hőmérséklete
T T3K Ezt
hasonlíthatjuk
össze
a
(2.17)
Q
(2.23)
2R 1B U1B egyenlettel
számított
hőmérséklettel
a
következőkbe. Meghatározzuk a Q hőfluxust a (2.21) egyenlet alapján, feltételezve az alábbi adatokat:
10
A béléscsőfej külső sugara R3K = 0,25 m, a levegő hőmérséklete a kútfej közelében 50 oC, a felületen adódó szabad konvekció hőátadási tényezője h3K = 1,518 W/m2oC, a kútfejen az eredő hőátviteli tényező 29 W/m2oC. Ezekkel az adatokkal:
Q 6,28 0,25 1,518 150 50) 6,28 0,25 0,25 5,67 10 8 4,23 10 8 3,24 10 8 707 W/m (2.24) Ezt behelyettesítve a (2.22) egyenletbe a kútfejre érkező víz hőmérséklete:
Tk 150
707 188,8 o C 6,28 0,1 29
(2.25)
s ez a (2.17) számított értékkel igen jó egyezést mutat. A fábiánsebestyéni gőzkitörés elfojtásán dolgozó szakemberek a szélsőségesen nehéz körülmények ellenére nagyon sok értékes adatot regisztráltak, amelyek lehetőséget
adnak
a
feltárt
túlnyomásos
forróvíztároló
tulajdonságainak
megismerésére. Az így kapott adatok adekvátságának ellenőrzésére egy koherens áramlástechnikai és hőátviteli számításon alapuló rekonstrukciót végeztünk. A fizika törvényei mint rendszerező elvek alkalmasnak bizonyultak a kitörés alkalmával kapott adatok
megbízhatóságának
minősítésére.
Az
adatok
ellentmondásmentes
rendszerbe illeszthetők. A becsült hozam, amit az egyik legbizonytalanabb adatnak tartottak a kitörést elemzők az ott dolgozó olajmérnökök kiváló realitásérzékét bizonyítják. A számításokból a vízkövesedés hatásának figyelembe vétele nélkül adódó 8400 m3/nap térfogatáram a kitörés kezdeti szakaszára becsült 8000 m3/nap értéket megerősíti, s ez az elvízkövesedett béléscső és lefúvatóvezeték okozta fojtás miatt nyilvánvalóan csökkent a becsült 5000 m3/nap, sőt annál akár kisebb értékig.
A 360 bar kútfejnyomás is nehezen illeszthetőnek tűnt a modellbe, amíg a kútfejen történteket csak izentalpikus expanziónak, a kiömlő közeget folytonosnak tekintették. A
porlasztással
megbontott
individuális
csepphalmazként
viselkedő
sugár
koncepciója ezt az adatsorból kilógó túlnyomás-értéket is értelmezhetővé és az adatrendszerbe beilleszthetővé tette.
11
Bizonyos diszkrepanciát okozott a becsült kútfejhőmérséklet értéke is. Már BUDA E. (2006) jóval magasabbra becsülte a kútfejre érkező víz hőmérsékletét, mint amekkorára a béléscsőfej külső palástján kontakt hőmérővel kapott hőmérsékletből következtettek. A szélsőségesen nagy hozam miatt a kútban feláramló víz hőmérsékletcsökkenése még a stacionárius állapot beállta előtt is viszonylag kicsiny.
A
kút
hőveszteségeinek
számításából
kapott,
valamint
a
mért
külső
palásthőmérsékletből számított hőmérsékletek egyezése igen jónak tekinthető. Ez a korai periódusban adódó hőmérséklet az idő függvényében növekszik, a kút körüli felfűtött hőköpeny kifejlődéséig. Ez a végleges érték is jól számítható.
Ahhoz
azonban, hogy a tároló élettartamára, kapacitására valósághű becsléseket végezhessünk, ki kell dolgozni annak részletesebb hidrogeológiai modelljét. Mindamellett a tárolóról szerzett ismereteink egy majdani termelő kúton végzett kútvizsgálat eredményeivel megerősítve válhatnak bizonyossággá.
2.4.
A TÁROLÓ HASZNOSÍTÁSÁNAK LEHETŐSÉGEI
A mért adatok alapján az áramlási és termodinamikai folyamat rekonstrukciója egyértelműen egy nagy entalpiájú túlnyomásos tároló létezését bizonyítja. A kitörés 45 napja alatt a kútfejnyomás alig változó értéke egy igen nagy kiterjedésű forróvíz tárolót
valószínűsít.
A
Nagyszénás-I.
fúrás
kútvizsgálati
eredményei,
a
telepfolyadékok hasonló teljes oldottanyag-tartalma ( 25000 mg/l ) azt valószínűsítik, hogy ugyanarról a nagy kitejedésű geotermikus rendszerről van szó. Ezt meghaladó túlnyomásokat (>1000 bar) a Mexikói öböl texasi partvidékén mértek, de a Gulf Coast tárolóiban alig 110oC a hőmérséklet. A FábiánsebestyénNagyszénás rendszer tehát világviszonylatban is egyedülálló rezervoár, amelynek hasznosítása nagy kihívás geotermikus szakembereink számára. A Gulf Coast túlnyomásos tárolóit elsősorban metántartalmuk miatt tárták fel. A tároló geotermikus energiáját eddig egyetlen esetben, a texasi Pleasant Bayouban létesült kísérleti erőműben hasznosították. A telepfolyadék leválasztott metántartalmával egy kis gázturbinát hajtottak meg, a víz entalpiája pedig egy bináris gőzturbináján alakult mechanikai munkává. A két turbina együttesen 1 MW teljesítményt adott le, egy évig működve 1989-90-ben. A Louisiana State University kutatócsoportjának vizsgálata
12
azzal a konklúzióval zárult, hogy a Gulf Coast túlnyomásos tárolói egyelőre nem alkalmasak
gazdaságos
fábiánsebestyéni
geotermikus
túlnyomásos
tároló
áramtermelésre.(GRIGGS, hőmérséklete
sokkal
2004)
magasabb
A
lévén
geotermikus rezervoárként jóval értékesebb, hasznosítása további vizsgálatokra érdemes. A tárolót hőmérséklete elsősorban villamos erőmű telepítésére predesztinálja. Tekintettel a geotermikus erőmű várhatóan 15-16% körüli hatásfokára, hatalmas mennyiségű a hulladékhő, a kitermelt energia 84-85%-a. Gazdaságos működtetés csak kombinált villamos és hőhasznosítás esetén lehetséges. A tároló művelésbe vonásának azonban számos komoly akadálya van. A nagy oldottanyag-tartalom és a nagy nyomás miatt kizárólag bináris erőmű tervezése jöhet szóba. A beépíthető hőcserélők kialakítása az első nagy probléma. A geotermikus létesítményeknél jól bevált
lemezes
hőcserélő
típusok
ebben
a
nyomás-tartományban
nem
alkalmazhatók. Az általánosan használt nagy helyigényű, robosztus ellenáramú hőcserélők beépítése sem lenne rutinfeladat. A nagy nyomású tárolóba csak akkor lehet gazdaságos a visszasajtolás, ha nem nagy a felszíni rendszer súrlódási nyomásvesztesége. A besajtoló szivattyúval szemben nagyon szigorú feltételt jelentene a rendkívül nagy szívóoldali nyomás. Valamennyi felszíni berendezésre kiterjedően egyedi gépészeti tervekre és egyedi gyártásra lenne szükség, ami jelentősen megnövelné a költségeket, rontva a gazdaságosságot. A tároló nyomásszintjének csökkentésével el lehetne érni egy kiforrott technológiájú, termelő és visszasajtoló kutakból álló rendszer megvalósítását. Ezt megelőzően a nyomáscsökketés szakaszában viszont visszasajtolás nélkül kellene folytatni a termelést, ami nyilvánvaló ellen-állást váltana ki a környezetvédelmi hatóságból. Az egyedülálló adottságú tároló talán egyszeri kivétel lehetne, nagy hozamú vízfolyásba vezetve az elhasznált hévizet. Mivel ilyen extrém paraméterekkel jellemzett geotermikus tárolóra és erőműre nincs példa a nemzetközi gyakorlatban, egyelőre számos feladat alapkutatás-szintű megoldását kívánja meg a legkülönbözőbb szakemberektől ahhoz, hogy a fábiánsebestyéni erőmű létesítése időszerűvé váljon..
13
IRODALOMJEGYZÉK
ÁRPÁSI M.,LORBERER Á. PAP S:High pressure and temperature (geopressured) geothermal reservoirs in Hungary. Proceedings of World Geothermal Congress 2000, pp.2511-2514. BOBOK E:Geotermikus energiatermelés Tankönyvkiadó, Budapest,1987. BOBOK E: TÓTH A. Megújuló energiák. Miskolci Egyetemi Kiadó, 2005 BUDA E: Gáz, olaj, széndioxid, gőz és forróvíz kitörések a magyar kőolajbányászatban, Nagykanizsa 2001 DREW,S.R:Direct use projects, equipments and controls.Geothermics, 17. 1.141-171.1988. GRIGGS,J: A re-evaluation of geopressured-geothermal aquifers as an energy resource. Louisiana State University, 2004. TESTER et al. The Future of Geothermal Energy. MIT: 2006. TÓTH A:: Steam blowout from an over pressure geothermal reservoir in Hungary, Transaction GRC, Sacramento, USA, 2010.
"A tanulmány/kutató munka a TÁMOP‐4.2.1.B‐10/2/KONV‐2010‐0001 jelű projekt részeként – az Új Magyarország Fejlesztési Terv keretében – az Európai Unió támogatásával, az Európai Szociális Alap társfinanszírozásával valósul meg"
14
