單井增強型地熱系統(tǒng)性能分析

蔣坤卿，黃思浩，李華山，卜憲標

（1中國科學院廣州能源研究所，廣東廣州510640；2中國科學院可再生能源重點實驗室，廣東廣州510640；3廣東省新能源和可再生能源研究開發(fā)與應用重點實驗室，廣東廣州510640；4中國科學院大學，北京100049）

地熱能作為一種新能源形式，與傳統(tǒng)化石能源相比，性能穩(wěn)定，可以連續(xù)性生產，對環(huán)境影響小，其開發(fā)過程不受氣象條件影響[1-2]。盡管地熱能有足夠多的優(yōu)勢，但其目前的開發(fā)利用卻并不順利，傳統(tǒng)的水熱型地熱能利用要求地下熱儲具有足夠的溫度和水量并且要易于采灌，而滿足這些條件的熱儲并不多見[3-4]。具有廣闊前景的EGS系統(tǒng)目前也面臨著技術和經濟問題[5-6]。近年來，一種新型的深井換熱器（deep borehole heat exchanger，DBHE）因為不受地熱熱儲的限制且沒有回灌問題，逐漸引起人們的關注。

DBHE整體采用全封閉的同軸套管結構，可以采用水或者其他的工作流體進行換熱。實際建設過程中將廢棄油氣井改造成DBHE可以省去鉆孔過程，減少建設的初投資[7-8]。Morita等[9]針對DBHE進行了試驗測試，在測試過程中得到的最大凈熱輸出為370kW，最大出口溫度為98℃。Bu等[10]指出間歇式的運行方式可以縮短DBHE的投資回收周期。Song等[11]指出內管的保溫性能對DBHE的影響較大，而且在保溫效果與成本方面存在一個最佳的保溫長度。Deng等[12-13]對DBHE進行了現場測試以及仿真，研究了單井供暖系統(tǒng)中熱泵與供水系統(tǒng)的優(yōu)化問題并分析了DBHE的傳熱性能。Liu等[14]分析了層狀的地下結構對DBHE換熱性能的影響。Luo等[15]利用分段有限柱熱源模型對DBHE進行了分析。Pan等[16]對影響DBHE換熱的因素進行了敏感性分析，指出外管直徑、井深以及流量對其熱提取率影響最大。除此之外，還有部分研究者分析了DBHE在地熱發(fā)電方面的應用表現及其影響因素[17-23]。

雖然DBHE在地熱能利用方面有其特有的優(yōu)勢，但是它的單井換熱量不高，限制其應用推廣[24]。為了強化單井的換熱能力，部分研究者在DBHE的基礎上提出了新式的單井地熱換熱器[25-29]。Wang等[25]提出在DBHE底部外套管附近修建第二環(huán)空，在第二環(huán)空的外圍建立人造熱儲，水作為二次循環(huán)流體以自然對流的方式將熱量帶至外管附近。Huang等[26]將熱管與人造熱儲相結合，以二氧化碳為二次循環(huán)流體從人造熱儲中取熱。Dai等[27]提出一種具有開式結構的DBHE，使單井可以與地下含水層之間進行對流換熱。Cheng等[28]嘗試在DBHE下方建立人造熱儲以強化單井的換熱能力。Feng等[29]提出可以在含水層布置泵來驅動熱儲層的地熱水與DBHE之間進行對流換熱。

受到以上研究者的啟發(fā)，本文提出了一種新型的單井增強型地系統(tǒng)（single-well enhanced geothermal system，SEGS）。通過在地熱單井的周圍建立人造熱儲引入對流換熱，用以強化地熱單井的換熱效果。地熱井在人造熱儲附近采用開式結構，使單井中的工作流體可以進入熱儲換熱，這樣既可以強化單井的換熱能力，也不用擔心傳統(tǒng)的EGS系統(tǒng)所具有的難以在生產井與注入井之間建立水力連接的問題[30]，而且由于整個換熱過程不強制換熱流體進出熱儲，循環(huán)泵功也相對較小。此外，因為僅僅在鉆孔周圍附近建設人造熱儲，所需的費用比雙井EGS系統(tǒng)低，如果將合適的廢棄油氣井改造成SEGS，還可以進一步減少建設的初投資。本文建立了SEGS的二維數值模型，并利用數值模擬的方式分析了利用SEGS系統(tǒng)進行地熱能開采的可行性，并對各種可能影響系統(tǒng)換熱能力的因素進行了研究。

1 單井增強型地熱系統(tǒng)

1.1 SEGS的基本原理

本文提出的單井EGS模型結構如圖1所示，其基本結構和DBHE相似，只不過在同軸換熱器的周圍建立了人造熱儲，同軸換熱器在熱儲附近使用開式結構，當換熱流體從內管或者環(huán)空注入時，可以通過外管的開孔段進入熱儲參與換熱。換熱流體可以以對流的方式將熱儲的熱量帶至地熱井中，同時在非開孔段，巖石中的熱量也可以以導熱的方式傳遞至同軸換熱器的外管。

圖1 SEGS結構

1.2 數值模型

（1）模型假設

本文在模擬過程中將人造熱儲等效為均勻且各向同性的飽和多孔介質，同時認為地下巖層的物性也是均勻且各向同性的。換熱流體為水，在本文中水的熱物性除黏度外認為保持恒定。本文考慮了水在驅動壓頭以及浮升力的共同作用下在熱儲區(qū)域的流動以及換熱過程，換熱過程中所涉及的自然對流現象由Boussinesq假設進行描述。水的黏度隨溫度的變化以式(1)給出[31]。

（2）連續(xù)性方程［式(2)］

式中，ρ為流體的密度；v為速度矢量。

（3）動量守恒方程

流體的動量守恒方程如式(3)。

對于多孔介質區(qū)域的動量方程，可以通過在式(3)的基礎上加入基于達西定律的動量源項的方式實現，動量源項形式如式(4)所示。

式中，α為多孔介質的滲透率；μ為流體的黏度。

（4）能量方程［式(5)］

式中，hl為液體比焓；Kt為液體熱導率。

在固體區(qū)域能量方程形式如式(6)所示。

式中，hs為固體比焓；Ks為固體熱導率。

式(5)和式(6)中，比焓的表達如式(7)所示。

式中，cp為相應介質的比熱容；Tref為參考溫度。

換熱流體是以自然對流的方式在熱儲中流通，流速較低的流體與巖石之間有充分的時間進行換熱，認為在傳熱過程中多孔介質固相以及液相的溫度保持一致，即本文采用熱平衡假設模型描述多孔介質中的換熱過程，此熱平衡模型［式(8)、式(9)］在法國Soultz地區(qū)的EGS項目中也是適用的[32]。

式中，hl為流體比焓；hs為固體比焓；ρl為液體密度；ρs為固體密度；Kl為液體熱導率；Ks為固體熱導率；Keff為多孔介質等效熱導率；ε為孔隙率。

2 模型驗證

本文對于巖層區(qū)域和人造熱儲區(qū)域的換熱過程分開進行驗證。巖層區(qū)域采用純導熱模型，人造熱儲區(qū)域采用多孔介質模型。導熱模型和多孔介質模型分別與卜憲標等[33]和Li等[34]的試驗結果進行對比。卜憲標等[33]對青島的一個DBHE進行了供暖試驗測試，試驗井全長2605m，內管尺寸φ110mm×10mm，試驗井更多詳細參數請參考原文。試驗入口溫度約為5℃，體積流量約為30m3/h。其試驗結果和本文模型的模擬結果如圖2所示。結果表明本文模型的仿真數據與試驗結果吻合較好。

Li等[34]對開式結構的地熱同軸換熱器進行了砂箱試驗，其試驗砂箱如圖3所示，砂箱填充了粒徑為2.5～3mm的玻璃珠以及具有一定溫度的熱水。同軸換熱器的內管外徑為9mm，開孔管的內徑為30mm。入口水溫為25℃，入口流量約為40mL/s，砂箱孔隙率為0.4。取玻璃珠的平均粒徑為2.75mm，利用Kozeny-Carman方程[35]計算得到砂箱內飽和多孔介質的滲透率為7.68×10-9m2。試驗結果與本文模型計算的結果繪制在了圖4中，砂箱的初始溫度分別為68℃、60℃和50℃。可以看到模擬結果與試驗結果吻合情況良好，說明了多孔介質模型的準確性。

圖2 導熱模型模擬結果與試驗結果對比

圖3 試驗砂箱

3 模型參數

圖4 多孔介質模型模擬與試驗結果對比

建立SEGS的二維數值模型并對其換熱過程進行模擬。為了描述方便將計算域尺寸繪制在了圖5中。圖5中H1為換熱器導熱段的長度，H2為換熱器開孔段的長度同時也是人造熱儲的厚度，H3為熱儲底部巖層的厚度，R1為人造熱儲的半徑，R2為整個模型的半徑。模型導熱段的長度為2600m，人造熱儲的厚度H2和半徑R1分別為400m和50m，模型的半徑R2=R1+50m，H3固定為80m。同軸換熱器的外管尺寸為φ244.5mm×8.94mm，內管尺寸為φ170mm×10mm，換熱器外管與鉆孔之間用水泥進行填充，固井水泥層的厚度為19mm。參考相關文獻[32,36]中的參數設置，熱儲層的孔隙度設置為0.01，滲透率設置為1×10-12m2。地表的初始溫度為15℃，地溫梯度為30℃/km。模擬中涉及的其他相關物性列于表1中。模擬采用恒定的入口質量流量以及入口溫度，入口質量流量為10kg/s，入口水溫為5℃。

圖5 計算域

表1 物性參數

用于離散整個計算域的結構網格數量為308334，其中在井內、近井區(qū)域以及熱儲區(qū)域進行了網格細化，網格質量良好，為了保證計算結果不受網格劃分數量的影響，需要進行網格無關性驗證，為此對幾個具有不同網格數量的SEGS模型進行了數值模擬，并取第240小時的計算結果進行了對比，所得計算結果列于表2中。從表2中可以看到當網格數量少于231634時，SEGS的出口溫度隨網格數量有所波動，當網格數量大于231634時，SEGS出口水溫已經相對穩(wěn)定，因此本文模擬所用計算網格數量為308334是合理的。

表2 網格無關性驗證結果

4 結果與討論

如前所述，SEGS的換熱過程復雜，影響其換熱的因素較多。本節(jié)將具體分析SEGS的短期和長期運行特性，并對可能影響其換熱性能的因素如入口條件、固井水泥保溫性能、熱儲層的結構參數以及單井的結構參數等進行分析。本文主要研究SEGS在建筑供暖方面的應用，供暖期取120天，供暖期結束之后到下一個供暖期之間為恢復期。

4.1 SEGS的短期性能表現

圖6所示為SEGS以及DBHE在單個供暖季的功率對比情況。在DBHE的相關研究中，有研究者指出流體從環(huán)空注入由內管采出的運行方式有利于換熱器的換熱[37-38]，而SEGS由于存在人造熱儲中的對流換熱過程，其運行特性可能存在不同，因此模擬之初對SEGS兩種不同的流體流向都進行了模擬。現規(guī)定流體從環(huán)空注入，從內管采出的流動方向為正流，反之為逆流。從圖6中可以看到，無論SEGS按照哪種流向進行設置，其在單個供暖季的換熱功率始終比DBHE高，采用逆流形式的SEGS換熱功率明顯高于采用正流動形式的SEGS，正流運行模式的SEGS以及DBHE在運行過程中換熱功率都有所下降，其中DBHE的功率下降比較明顯；逆流形式的SEGS單井換熱功率在整個供暖期間都比較平穩(wěn)，甚至在運行之初還略有上升。逆流模式的SEGS、正流模式的SEGS和DBHE第1個供暖季的平均換熱功率分別為1603.6kW、1204.6kW和726.4kW，平均出口水溫分別為43.3℃、33.8℃和22.4℃。以上分析表明，SEGS的換熱功率較DBHE有明顯的提升，尤其是逆流形式的SEGS，其單井的換熱功率是DBHE的2.2倍。

圖6 SEGS和DBHE第一個供暖季換熱功率隨時間變化

SEGS良好的性能表現源于其在單井的換熱過程中引入了對流換熱的形式，對流換熱可將距單井較遠處的熱量提取出來。圖7所示為供暖季末采用兩種不同流向形式的SEGS人造熱儲溫度場變化情況，其中r值為距離單井軸心的距離，橫坐標ΔT為人造熱儲初始溫度場與第一供暖季結束后溫度場的差值，人造熱儲的頂部深度為2600m，底部深度為3000m。從圖中可以看到，兩種運行模式的SEGS對儲層的熱影響都集中在儲層底部，即SEGS的取熱范圍集中于儲層底部，這與Cao等[39]的EGS模擬結果類似。在相同位置逆流形式的SEGS換熱帶來的儲層溫度變化更大，說明逆流形式的SEGS對熱儲層的熱影響比正流形式的SEGS要更強一些。隨著距井軸心半徑的增大，SEGS對儲層溫度的影響越來越小，在半徑r=25m處，正流形式SEGS運行所帶來的儲層溫度變化已經難以看出，而逆流形式的SEGS在此處還略有影響，這意味著逆向形式的SEGS熱影響范圍也比正流模式的大。由上述分析可以看出，逆流的流動形式更有助于SEGS人造熱儲層對流換熱的進行。

圖7 不同流向下供暖季末人造熱儲溫度場變化情況

4.2 SEGS的長期性能表現

圖8 兩種地熱井平均換熱功率隨時間的變化

圖8所示為SEGS和DBHE各供暖季平均換熱功率隨時間的變化。整體上DBHE和SEGS的平均換熱功率都在隨時間下降，其中正流形式的SEGS和DBHE功率下降速度相對均勻，而逆流形式的SEGS在第4個供暖季開始功率下降變得比較明顯，但是換熱功率依然要比正流形式的SEGS高。圖9所示為逆流形式的SEGS在第4個供暖季結束熱儲層的溫度變化情況，可以看到在距換熱器軸心50m處熱儲層的溫度已經開始變化，而人造熱儲的半徑同樣是50m，這說明第4個供暖季末逆流形式的SEGS的熱影響范圍已經到達人造熱儲的邊緣，這也是逆流形式SEGS在第4個供暖季之后換熱功率開始下降的原因。從圖8中還可以看到，即使長期運行之后SEGS的換熱功率有所下降，其依然能保持較高的換熱功率。在第15個供暖季逆流形式的SEGS平均單井換熱功率為1477.2kW，正流形式的SEGS平 均 功 率 為1133.1kW，而DBHE僅 為654.2kW。可見長期運行模式下SEGS的換熱能力也能得到保證。

圖9 逆流形式SEGS第4供暖季末熱儲溫度場變化

綜合以上分析，SEGS無論是在單個供暖季期間還是數個供暖季，其換熱能力都比DBHE要好，而逆流形式的SEGS性能要好于正流形式的，因此建議對SEGS采用逆流的運行方式。接下來的所有分析都只針對逆流形式的SEGS展開。

4.3 固井水泥導熱性對SEGS的影響

圖10 第一供暖季末距井軸心0.5m處巖層溫度變化情況

圖10所示為第一個供暖季結束后距井軸心半徑0.5m處巖層的溫度變化情況，其中橫坐標ΔT為巖層溫度與初始地溫的差值，縱坐標為深度。從圖中可以看到當深度大于1500m時，巖層的溫度相較于原始地溫有所降低，井深越大處溫度降低越厲害；當井深小于1500m時，巖層的溫度相較于初始地溫有所升高，井深越小處溫升越高，地表處的溫升已經達到了16℃。當井深大于1500m時，巖層的溫度高于環(huán)空中的水溫，水流動時在巖層中吸熱使巖層的溫度降低；而當井深小于1500m時，環(huán)空中的水溫已經高于巖層的溫度，此時水的熱量會散失到巖層中，造成熱量的浪費。

因此，需要在井深較小處考慮對外管進行保溫。設置井深小于1500m處的固井水泥熱導率分別為0.1W/(m·K)和0.01W/(m·K)重新開始計算，計算結果繪制在了圖11之中。從圖中可以很明顯地看到，對外管采取保溫措施之后單井的換熱功率得到了提升，當水泥熱導率為0.1W/(m·K)和0.01W/(m·K)時，相應的單井平均換熱功率分別為1664.9kW和1713.4kW，與熱導率為0.8W/(m·K)相比，換熱功率分別提升了61.3kW和109.5kW。此外，對外管進行保溫操作前后，SEGS的出口水溫隨時間的變化趨勢發(fā)生了改變，而當固井水泥的熱導率下降之后，單井在運行之初的功率變化情況由隨時間上升變成了隨時間下降。這是因為之前單井外側固井水泥的熱導率大，在運行之初換熱器中的熱量容易散失到地層中，導致單井功率在一開始就較低；隨著單井的運行，近井周圍的巖石由于被加熱而溫度升高，致使單井向巖石的熱量散失變得困難，單井的功率開始上升。而水泥的熱導率下降之后，SEGS向地溫巖石的散熱變得緩慢，便出現了單井功率下降的變化趨勢。

4.4 熱儲厚度對SEGS的影響

圖11 不同固井水泥熱導率下SEGS的換熱功率隨時間的變化

默認條件下人造熱儲的厚度為400m，在保證熱儲半徑以及單井深度不變的情況下，針對人造熱儲厚度分別為100m、200m、300m、500m、600m和700m的SEGS進行了模擬，所得結果繪制在圖12之中，其中Δh表示熱儲厚度。從圖中可以看到單井的平均換熱功率和出口溫度在開始時隨著儲層厚度的增加而增加，之后增長速度逐漸減小，最后還略有下降。這說明儲層的厚度對SEGS的換熱性能有很大的影響。當儲層的厚度為100m時，單井的換熱功率僅為900.2kW，儲層厚度為300m時已經達到了1502.7kW。儲層的厚度增大，單井周圍對流換熱的區(qū)域也就增大了，所以剛開始SEGS的換熱性能也隨之增大。但是當儲層厚度超過一定限度時，儲層上方溫度相對較低的區(qū)域參與對流換熱反而不利于單井換熱性能的提升。因此，在建設SEGS時并不是熱儲厚度越厚越有利，而是需要綜合考慮地溫梯度、井深以及建設費用等因素以求單井的效益最大化，在本文默認條件下儲層厚度為400m時已經有足夠的換熱功率。

4.5 熱儲半徑對SEGS的影響

圖12 不同熱儲厚度下SEGS的平均換熱功率和出口水溫

圖13 不同熱儲半徑的SEGS出口水溫隨時間的變化

圖13所示為不同熱儲半徑條件下單井出口水溫隨時間的變化。可以看到，SEGS的出口水溫總體上隨著熱儲半徑的增大而逐漸增大，當熱儲半徑小于60m時，出口水溫隨半徑的變化比較劇烈，當熱儲半徑大于60m時，出口水溫隨半徑的變化比較小。圖14為SEGS在單個供暖季平均換熱功率隨熱儲半徑的變化情況，從此圖可以看出單井的換熱功率隨熱儲半徑的提升而提升，而且這種提升程度是逐漸降低的。熱儲半徑由50m提升至90m，半徑每增加10m帶來的換熱功率提升分別為102.7kW、67.0kW、43.8kW和29.2kW。由此可見，熱儲的徑向尺度對SEGS的換熱性能影響同樣不可忽視，但是也不應盲目擴大熱儲的半徑，由此帶來的成本增加可能得不償失。結合上一節(jié)對熱儲厚度的分析，在建設SEGS時需要綜合考慮厚度和徑向尺寸對其換熱的影響，尋找最優(yōu)的熱儲尺寸組合才能最大限度地發(fā)揮單井的換熱潛力。

圖14 SEGS平均換熱功率隨熱儲半徑的變化

4.6 入口流量對SEGS的影響

圖15 不同進口流量下SEGS的平均換熱功率和出口溫度

圖15所示為不同進口流量下SEGS的平均換熱功率和出口水溫。SEGS的換熱功率與入口流量呈正相關的關系，入流流量越大換熱功率越大。而出口水溫一開始隨流量的增加呈上升的趨勢，當入口流量超過12kg/s時，出口水溫開始隨入口流量的增加而下降。這種現象是多種因素造成的，當入口流量較小時，管內水的流速較低，內外管之間的流體有充分的時間進行換熱，導致外管水溫降低內管水溫增高；同時，當流體從內管進入外管時已經具備一定的高溫，使得外管流體與巖層以及熱儲的溫差過小，進而影響了熱儲區(qū)域的自然對流過程以及非熱儲區(qū)域的換熱過程。此外，較小的流速也使得井底流體的驅動壓頭變小，不利于換熱流體進入熱儲區(qū)域進行換熱。

圖16所示為供暖季末內管底部出口的水溫隨流量的變化。入口流量越小，內管出口水溫越高，當流量為4kg/s時，內管出口水溫超過了57℃，這樣的高溫流體進入環(huán)空顯然不利于單井換熱。因此，當流量較小時，隨著入口流量的增大，單井的換熱性能逐漸增大，SEGS呈現出口水溫隨流量增大的特征；當流量增大到一定程度之后，雖然單井的換熱功率還在增加，但是單位時間內由于參與換熱的流體量也在增加，所增加的換熱量不足以將單位質量的流體溫度升至足夠的溫度，導致出口水溫下降。所以，在實際運行SEGS時，對于入口流量的選擇應該慎重，過低的入口流量不利于SEGS的換熱。

圖16 內管平均出口溫度隨入口流量的變化

除了分析出口水溫以及換熱功率之外，本節(jié)增加對SEGS地下?lián)Q熱器的增量的分析，以確定入口流量改變時地熱換熱器的增量變化情況，為整個地熱供暖系統(tǒng)的設計與優(yōu)化提供依據。循環(huán)水經由循環(huán)水泵到地下?lián)Q熱器再返回地面的過程中，系統(tǒng)獲得的增量ΔE由兩部分組成，包括流體工質焓的增量和水泵輸入壓力功增量，而開口穩(wěn)流系統(tǒng)中流體工質的焓又可分為熱量和機械兩部分；為了使理論分析具有一般性，可以假設循環(huán)水泵使流體壓力的增加量恰好等于由于克服換熱器的流動阻力所消耗的，最終地熱換熱器在換熱過程中所得到的的凈增量ΔE如式(10)所示[40]。

式中，M為換熱流體的質量流量；c為水的比熱容；Tout為出口水溫；Tin為入口水溫；Tg為參考溫度，接下來的計算Tg均取值278.15K。

圖17所示為在不同進口流量條件下SEGS在單個供暖季的平均增量，可以看到隨著入口流量的增加，SEGS所獲得的增量逐漸增大，當流量大于12kg/s時，增量增長速度開始變緩。這說明較大的入口流量對于SEGS的換熱有利，這個結論與前面相同。但是當入口流量增大到一定程度，單位入口流量增加引起的增量開始減小；同時地面管道及換熱設備隨著流體流量的增加，其流動阻力也必然增加，進而會導致由流動阻力帶來的損失增加，所以SEGS入口流量也不宜過大。

圖17 不同入口流量條件下SEGS的增量變化情況

4.7 入口水溫對SEGS的影響

圖18 SEGS平均出口水溫和平均換熱功率隨入口水溫的變化

圖18所示為不同入口水溫條件下SEGS的出口水溫和平均換熱功率隨時間的變化。SEGS的出口水溫與入口水溫的變化聯(lián)系密切，當入口水溫提升時，出口水溫也在提升，當入口水溫由5℃提升至30℃時，相應的平均出口水溫分別為43.3℃、45.1℃、46.9℃、48.7℃、50.6℃和52.4℃。與出口水溫變化趨勢相反的是，SEGS的平均換熱功率隨著入口水溫的提升而下降。當入口水溫為30℃時，單井平均換熱功率已經低至938.1kW。可見SEGS的出口水溫以及換熱功率對入口水溫的變化極其敏感，可以通過降低入口水溫提升SEGS的換熱功率。

5 結論

圖19 SEGS在不同進口溫度下的逐日增量

（1）相比DBHE，SEGS的換熱能力得到了較大的提升，無論是短期運行還是長期運行，其性能都十分可靠。相比換熱流體從外管流入由內管流出的運行方式，采用與之相反的流動方式可以使SEGS的性能得到充分地發(fā)揮。逆流形式的SEGS換熱功率為1603kW，是深井換熱器的2.2倍。

（2）人造熱儲的厚度對SEGS的換熱能力有較大的影響。因為地溫梯度的影響，SEGS的換熱功率先隨熱儲厚度增加而增加，之后略有減小。人造熱儲的厚度為100m時，SEGS的平均換熱功率為900.2kW，儲層厚度為300m時，SEGS的平均換熱功率為1502.7kW。

（3）SEGS的換熱功率隨人造熱儲半徑的增大而增大，而且其增大速度逐漸降低。熱儲半徑由50m提升至90m，半徑每增加10m帶來的換熱功率提升分別為102.7kW、67.0kW、43.8kW和29.2kW。考慮到建設費用，不能盲目擴大人造熱儲的半徑。

（4）SEGS出口溫度較高，流體從環(huán)空流出時會向淺層巖石散失熱量，通過改變外管周圍的保溫性能可以減少這種熱量損耗，當固井水泥熱導率為0.1W/(m·K)和0.01W/(m·K)時，單井平均換熱功率與熱導率為0.8W/(m·K)相比，分別提升了61.3kW和109.5kW。保溫帶來的換熱功率提升不高，實際建設時要考慮到保溫成本的問題，可以不用過分強調外管保溫效果。

（5）入口水溫以及流量對SEGS的換熱表現影響明顯。入口水溫越小，單井的換熱功率越大，同時出口水溫也會隨之減小；入口流量越大，SEGS的單井換熱性能越好，當入口水溫不變時，存在一個入口流量可以使SEGS的出口水溫最高。