JPH048632B2 - - Google Patents

Description

【発明の詳細な説明】 本発明は例えば地熱井から得られる蒸気と熱水
の混合流体を気水分離して得られた蒸気を発電機
用蒸気タービンに供給して発電に供せしめる地熱
発電プラントに関する。

第１図および第２図を参照して従来例を説明す
る。第１図はいわゆるシングルフラツシユシステ
ムと称される地熱発電プラントの概略構成を示す
系統図である。図中符号１は地熱井を示しこの地
熱井１から配管２を介して気水分離器３に蒸気お
よび熱水の混合流体が導入される。この気水分離
器３で分離された蒸気は蒸気配管４を介して発電
機５Ａに連結された蒸気タービン５に送られる。
蒸気タービン５にて仕事をなした蒸気は復水器８
に導入され復水となる。また気水分離器３で分離
された熱水は集水タンク６内に集水された後廃熱
水として排水される。

一方第２図に示すのはいわゆるダブルフラツシ
ユシステムと称される地熱発電プラントであり、
上記集水タンク６内に集水された熱水をフラツシ
ヤ７に導入しより低い圧力迄膨張させ得られた蒸
気を前記蒸気タービン５の途中段に供給し蒸気タ
ービン５の出力の増大を図つている。

上記構成によると、シングルフラツシユシステ
ムの場合には熱水の有効利用を図つていないので
効率が低く、またダブルフラツシユシステムの場
合には熱水の有効利用を図つている分だけ効率を
向上させることができるが、反面蒸気タービン５
として混圧タービンを用いる必要があり、また蒸
気の輸送方式として二相流体輸送方式を採用しな
ければならず、これを採用しない場合には高温・
低圧の２系列の蒸気輸送管を設ける必要がある等
システムが複雑になつてしまう。さらにフラツシ
ヤ７で熱水を膨張させる際熱水のエネルギを直接
動力として利用するのではなく熱として回収して
いるので熱水の効率的な利用が図れないという不
具合があつた。

本発明は以上の点にもとづいてなされたもので
その目的とするところは、気水分離器により分離
された熱水のエネルギの有効利用を可能とし、そ
れによつて全体の効率を向上させることができる
地熱発電プラントを提供することにある。

すなわち本発明による地熱発電プラントは、地
熱井から導入した蒸気および熱水の混合流体を気
水分離して、分離された蒸気を発電機用タービン
に供給する地熱発電プラントにおいて、上記混合
流体を気水分離した際分離された熱水により熱水
タービンを駆動させ、この熱水タービンの駆動に
より熱水タービンに連結された蒸気圧縮機を駆動
させ、この蒸気圧縮機より熱水タービンからの排
気蒸気を圧縮して前記発電機用タービンに供給す
る構成である。

以下第３図ないし第９図を参照して本発明の３
つの実施例を説明する。第３図は本発明による第
１の実施例を示す１次蒸気合流式シングルフラツ
シユシステムによる地熱発電プラントの概略系統
図である。図中符号１０１は地熱井を示しこの地
熱井から配管１０２を介して気水分離器１０３に
蒸気および熱水の混合流体が導入される。この気
水分離器１０３で分離された蒸気（以後１次蒸気
と称す）は蒸気配管１０４を介して発電機１０５
Ａに連結された蒸気タービン１０５に送られ発電
に供される。仕事をなした蒸気は復水器１１７に
導入され復水となる。

一方上記気水分離器１０３で分離された熱水は
集水タンク１０６に集水されさらに熱水タービン
１０８に供給される。この熱水タービン１０８に
は増速機１０９を介して蒸気圧縮機１１０が連結
されており、蒸気圧縮機１１０は熱水タービン１
０８を駆動源としている。そして集水タンク１０
６から供給される熱水により熱水タービン１０８
が駆動し、この熱水タービン１０８からの排気は
別に設けられた気水分離器１１１に導入され気水
分離される。分離された蒸気（以後２次蒸気と称
す）の一部は配管１１２を介して前記蒸気圧縮機
１１０に移送され圧縮された後配管１１３を介し
て前記蒸気配管１０４に送られ１次蒸気と合流し
て蒸気タービン１０５に送られる。また残りの蒸
気は発電以外の多目的利用に供される。なお図中
符号１１６は集水タンクを示し、気水分離器１１
１からの熱水を集水した後廃熱水として排水する
構成である。

次に第４図を参照して第２の実施例としての１
次蒸気合流式ダブルフラツシユシステムによる地
熱発電プラントの構成について説明する。この第
２の実施例の場合には前記第１の実施例において
発電以外の多目的利用に使用していた２次蒸気を
配管１１４を介して蒸気タービン１０５の途中段
に直接供給する構成である。

次に第５図を参照して第３の実施例としての全
量圧縮式ダブルフラツシユシステムによる地熱発
電プラントの構成について説明する。この第３の
実施例は気水分離器１１１で得られた蒸気の総て
を蒸気圧縮機１１０に供給し、蒸気圧縮機で圧縮
された蒸気を配管１１５を介して蒸気タービン１
０５の途中段に直接供給する構成である。なおこ
の第３の実施例および上述した第２の実施例とと
もに他の構成は前記第１の実施例と同様でありそ
の説明は省略した。

次に第１ないし第３の実施例の効果を従来と比
較しながら述べる。いま１次蒸気圧（P₁）を５
Kg／cm²abs、圧縮前の２次蒸気圧力（P₂）を１
Kg／cm²abs、蒸気タービン排気圧力（Pe）を0.1
Kg／cm²absとし、気水分離器１０３，１１１およ
び配管内の圧力損失はないものとし、また熱水タ
ービン効率（ηh）を50％、蒸気圧縮機効率（ηc）
を80％、蒸気タービン効率（ηs）を80％と仮定す
る。

まず第１図で示した従来のシングルフラツシユ
システムの場合には、気水分離器３で分離された
圧力５Kg／cm²absの飽和熱水（エンタルピh₁′＝
152.13kcal／Kg）は集水タンク６を介して廃熱水
として排水されるので当然のことながら熱水の有
効利用を図ることはできない。

次に第２図に示した従来のダブルフラツシユシ
ステムの場合について第３図のｉ−ｓ線図を参照
して説明する。なお第６図中線図Ａは飽和線、Ｂ
は蒸気タービン膨張線を示す。まず圧力５Kg／cm²
absの飽和熱水をフラツシヤ７により１Kg／cm²
absまでフラツシユされることによつて得られる
圧力１Kg／cm²absの飽和蒸気（エンタルピh₂″＝
638.81kcal／Kg）および飽和熱水（エンタルピ
h₂′＝99.17kcal／Kg）は圧力５Kg／cm²abs飽和熱
水1TON／Ｈ当り以下のような量である。

飽和蒸気G₂＝h₁′−h₂′／h₂″−h₂′ ＝152.13−99.17／638.81−99.17＝0.0981TON／Ｈ 飽和熱水１−G₂＝１−0.0981＝0.9019TON／Ｈ 圧力１Kg／cm²absの飽和蒸気0.0981TON／Ｈが
蒸気タービン５内で0.1Kg／cm²abs（エンタルピは
557.0kcal／Kg）まで膨張して発生する出力（P_s）
は P_s＝0.0981×（638.81−557.0）×0.8／0.86＝7.46kW である。すなわち前記第１図に示したシングルフ
ラツシユシステムの場合に比べて廃熱水1TON／
Ｈ当り7.46kWの出力が増大することになる。そ
してこれは熱水と蒸気との比が５：１のときには
およそ30％の出力増大となる。

次に本発明の第１の実施例による１次蒸気合流
式シングルフラツシユシステムの場合について第
７図および第８図のｉ−ｓ線図を参照して説明す
る。なお第７図および第８図中線図Ａは飽和線、
Ｂは蒸気タービン膨張線、Ｃは熱水タービン膨張
線、Ｄは蒸気圧縮機圧縮線をそれぞれ示す。圧力
５Kg／cm²absの飽和熱水を熱水タービン１０８で
１Kg／cm²absまで膨張させて得られる出力は熱水
1TON／Ｈあたり次のような値である。

P_h＝（152.13−148.64）×0.5／0.86＝2.03kW 熱水タービン１０８の排気を気水分離して得ら
れる圧力１Kg／cm²absの飽和蒸気および飽和熱水
の量はそれぞれ次のような値となる。

飽和蒸気（G₂′）＝152.38−99.17／638.81−99.17 ＝0.0949TON／Ｈ 飽和熱水（１−G₂′）＝１−0.0949＝0.9051TON／
Ｈ いま圧力１Kg／cm²absの飽和蒸気1TON／Ｈを
圧力５Kg／cm²absまで圧縮するのに必要な動力
（P_c）は P_c＝718.1−638.1／0.86×0.8＝115.2kW したがつて熱水タービン１０８で得られる出力
2.03kWによつて圧縮できる蒸気の量（G₃）は増
速機１０９の損失を無しとすれば G₃＝2.03／115.2＝0.0176TON／Ｈ となる。

そして圧縮された蒸気が蒸気タービン１０５内
でなす仕事は、 P_s′＝0.0176×（737.92−568.0）×0.8／0.86＝2.78kW したがつて第１図に示した従来のシングルフラ
ツシユシステムに比べて廃熱水1TON／Ｈ当り
2.78kWの出力増大を図ることができ構成の複雑
なダブルフラツシユシステムとしなくても出力を
増大させることができる。なお残りの２次蒸気の
量（G₄）は G₄＝G₂′−G₃＝0.0949−0.0176＝0.0773TON／
Ｈ となりこれらは発電以外の多目的利用に供せられ
る。

次に第２の実施例としての１次蒸気合流式ダブ
ルフラツシユシステムの場合について説明する。
この第２の実施例の場合には前述したように第１
の実施例で多目的利用に使用していた分（その量
はG₄）を蒸気タービン１０５の途中段に供給さ
せる構成である。そしてその分による出力の増加
は P_s″＝0.0773×（638.81−557.0）×0.8／0.86＝5.88kW したがつて第１図に示した従来のシングルフラ
ツシユシステムに比べて排熱水1TON／Ｈ当り
（P_s′＋P_s″）分の出力を増大させることができる。

P_s′＋P″_s＝2.78＋5.88＝8.66kW また第２図に示した従来のダブルフラツシユシ
ステムに比べて（P_s′＋P_s″−P_s）分の出力を増大
させることができる。

（P_s＋P_s″）−P_s＝8.66−7.46＝1.20kW 次に第９図のｉ−ｓ線図を参照して第３の実施
例の場合について説明する。なお第９図中線図Ａ
は飽和線Ｂは、蒸気タービン膨張線、Ｄは蒸気圧
縮機圧縮線をそれぞれ示す。この第３の実施例で
ある全量圧縮式ダブルフラツシユシステムは２次
蒸気量の総で（G₂′＝0.0949TON／Ｈ）を蒸気圧
縮機１１０に導入しており、熱水タービン１０８
の出力2.03kWでこの２次蒸気全量を圧縮すると
そのときのエンタルピ上昇は、 Δh＝2.03×0.86／0.0949＝18.40kcal／Kg となる。ここで蒸気圧縮機１１０の効率は80％で
あるから断熱圧縮した場合のエンタルピ上昇は Δh_a＝Δh×0.8＝18.40×0.8＝14.72kcal／Kg である。したがつて第９図にも示すように２次蒸
気は全量1.42Kg／cm²absまで圧縮されることにな
る。そしてこの２次蒸気が蒸気タービン１０５内
でする仕事（Ps）は P_s＝0.0949×（657.21−559.6）×0.8／0.86＝8.62kW である。したがつて第１図に示した従来のシング
ルフラツシユシステムに比べて廃熱水1TON／Ｈ
当り8.62kWの出力増大を図ることができる。ま
た第２図に示す従来のダブルフラツシユシステム
に比べて（P_s−P_s）分の出力の増大を図ること
ができる。

（P_s−P_s）＝8.62−7.46＝1.16kW このように第１ないし第３の実施例のいずれの
場合にも熱水の有効利用を効果的に図ることがで
き効率の高い地熱発電プラントを提供することが
できる。また第１ないし第３の実施例いずれの場
合にも蒸気圧縮機１１０により圧縮され乾き度を
与えられた蒸気が蒸気タービン１０５内に流入す
るので、第１の実施例は従来のシングルフラツシ
ユシステムの場合より、第２および第３の実施例
は従来のダブルフラツシユシステムの場合より蒸
気タービン１０５内の湿り度が軽減される。

以上詳述したように本発明による地熱発電プラ
ントは、地熱井から導入した蒸気および熱水の混
合流体を気水分離して、分離された蒸気を発電機
用タービンに供給する地熱発電プラントにおい
て、上記混合流体を気水分離した際分離された熱
水により熱水タービンを駆動させ、この熱水ター
ビンの駆動により熱水タービンに連結された蒸気
圧縮機を駆動させ、この蒸気圧縮機により熱水タ
ービンからの排気蒸気を圧縮して前記発電機用タ
ービンに供給する構成である。

したがつて気水分離器により分離された熱水の
エネルギを有効に利用することが可能となり、そ
れによつてプラント全体の効率を向上させること
ができる。

【図面の簡単な説明】

第１図および第２図は従来例を示す地熱発電プ
ラントの概略系統図、第３図は本発明の第１の実
施例を示す地熱発電プラントの概略系統図、第４
図は第２の実施例を示す地熱発電プラントの概略
系統図、第５図は第３実施例を示す地熱発電プラ
ントの概略系統図、第６図ないし第９図は第１な
いし第３の実施例の効果を説明する為の（ｉ−
ｓ）線図である。 １０１……地熱井、１０３，１１１……気水分
離器、１０５……蒸気タービン、１０８……熱水
タービン、１１０……蒸気圧縮機。

Claims (1)

【特許請求の範囲】
1. １ 地熱井から導入した蒸気および熱水の混合流
   体を気水分離して、分離された蒸気を発電機用タ
   ービンに供給する地熱発電プラントにおいて、上
   記混合流体を気水分離した際分離された熱水によ
   り熱水タービンを駆動させ、この熱水タービンの
   駆動により熱水タービンに連結された蒸気圧縮機
   を駆動させ、この蒸気圧縮機により熱水タービン
   からの排気蒸気を圧縮して前記発電機用タービン
   に供給することを特徴とする地熱発電プラント。