ボアホール型地中熱ヒートポンプシステム
既存施設への導入とその効果
関根 賢太郎
＊１・安藤 一成
＊２・寺島 和秀
＊３・太田 裕雄
＊４Keywords : ground source, heat pump, air-conditioning system, carbon dioxide emissions
地中熱，ヒートポンプ，空調システム，二酸化炭素削減
1. はじめに
地表面から 10m より深い部分の温度は，その地域の 年間平均気温とほぼ同じであり，1 年を通じて安定し た温度を得ることが可能である。『地中熱ヒートポンプ システム』は，夏季，冷房した排熱を地中に放出，冬 期，地中から採熱した熱を暖房に利用することで， 冷・暖房機器の高効率運転や季節間を通した熱の有効 利用による省エネルギー・CO2排出削減に貢献できる システムである。また，業務や一般家庭用途に広く用 いられている空気熱源ヒートポンプのように冷房排熱 を大気中に排出することもないため，ヒートアイラン ド抑制効果も期待ができる。さらに電気式熱源機器の ため，ボイラーなどの燃焼型熱源のように燃焼ガスを 大気中に排出することがなく，二酸化炭素削減効果も 高い。これまで技術およびコスト面から利用が少なか ったが，エネルギー単価の高騰および環境対策への要 求の高まりから，近年，有効活用が注目されているシ ステムである。 『地中熱ヒートポンプシステム』は，地中と熱交換 する熱交換器が必要である。熱交換器として最も一般 的な方式が，地中に直径 100 ㎜程度の孔を 50～100m 程度掘削し，その孔に U チューブと呼ばれる直径 25～ 40 ㎜のポリエチレン製の地中熱交換用配管を挿入し， ケイサなどで埋め戻すボアホール方式がある。掘削孔 内に 1 対挿入するタイプ（シングル U チューブ）と掘 削費削減を目的として 1 孔に 2 対の U チューブを挿入 するタイプ（ダブル U チューブ）がある。図－１にボ アホール方式と U チューブを示す。 近年，掘削コスト削減を目的に基礎杭と地中熱交換 器を併用したものが開発・適用されている 1）。しかし， 新築では採用可能であるが，既存施設への導入は難し い側面がある。 以下では，空調・給湯において大量の電気・化石燃 料を使用している病院施設の CO2削減並びにコスト削 減策として，既存病院の一部空調に『ボアホール型地 中熱ヒートポンプシステム』を導入し，その効果を検 証した結果について紹介する。 掘削孔 ケイサなどで埋め戻し Uチューブ ボアホール方式 （シングルUチューブ） 掘削孔 ケイサなどで埋め戻し Uチューブ ボアホール方式 （ダブルUチューブ） 図－１ ボアホール方式とUチューブ Fig.1 Bore hole systems & U-Tube ＊１ 技術センター建築技術研究所環境研究室＊２ 設計本部環境シミュレーショングループ ＊３ 土木営業本部公共第二営業部
2. 導入施設および設備の概要
システムを導入した病院は，岐阜県中津川市にある 病床数 199 床の総合病院である。中津川市は，木曽川 の上流域に位置し広大な森林に豊富な水を湛える自然 豊かな山間都市であり，河川や伏流水・地下水が多い ことが特徴である。表－１に建物概要，図－２に建物 外観を示す。 病院敷地内東側の多目的広場（雨水調整池）を活用 し，地中熱交換用のボアホール（内径 127mm／深さ 100ｍ）を 5m 間隔で 20 本掘削した。ボアホールは， ダブル U チューブ方式とし，孔内に外径 40 ㎜の高密 度ポリエチレン管を 2 セット挿入した。図－３にボア ホール設置概要を示す。 シ ス テ ム は ， 病 院 １ 階 部 分 の 既 存 外 調 機 （ AH-U101：エントランスホール系統，AHU-102：外来系 統）に接続し，建物の取入外気の冷・温調に利用した。 外調機の運転時間は，7 時から 18 時 30 分までの 11.5 時間を上限とし，負荷状況および熱源水温度（地中温 度）により地中熱システムが利用できなくなった場合， 自動的に既存熱源に切り替わるように設定した。表－ ２にシステム概要，図－４にシステム図を示す。 ボアホール設置工事は，2010 年 7 月中旬から開始し た。図－５～７に掘削状況を示す。掘削はカゴタ式エ アハンマー工法と N.C.B ボーリングマシンを用いたダ ウンザホール工法の両方で 20 本の施工を行い，併行し て熱源機器の設置，既存配管などの切替工事などを実 施し，12 月末までに終了した。図－８にヒートポンプ 設置状況を示す。 表－１ 建物概要 Table 1 Outline of building 敷地面積 23,808.48m2 建築面積 5,457.70m2 延床面積 13,680.69 m2 階 数 地上 4 階，搭屋 2 階 竣 工 2001 年 3 月 表－２ 地中熱システム設備概要 Table 2 Outline of systems 熱源能力 冷却：80kW，加熱：106kW 冷水 287 L/min（入口：11℃－出口：7℃） 冷却水 574 L/min（入口：30℃－出口：32.5℃） 温水 301 L/min（入口：40℃－出口：45℃） 熱源水 459 L/min（入口：12.5℃－出口：10℃） 図－２ 病院外観（仮囲内が多目的広場） Fig.2 Outside of hospital図－３ ボアホール設置概要 Fig.3 Area of boreholes
図－４ 地中熱ヒートポンプシステム図 Fig.3 Ground source heat pump systems
図－５ ボアホール掘削状況（エアハンマー工法） Fig.5 Situation of excavation（air-hammer）
図－６ ボアホール掘削状況（ダウンザホール工法） Fig.6 Situation of excavation（down the hole）
図－７ Uチューブ設置状況 Fig.7 Set of U-tube
図－８ 地中熱ヒートポンプ設置状況 Fig.8 Set of Ground source heat pump
3. サーマルレスポンス試験
地中熱ヒートポンプシステムの長期的性能は，熱交 換器（Ｕチューブ）性能よりも地層の熱交換特性に大 きく依存する。地層の熱交換特性は，地下水流動の程 度によっても大きく左右されるため，地中熱ヒートポ ンプシステムの設計・運用には，土壌と地下水流動の 双方の影響を加味した見かけの熱伝導率（有効熱伝導 率）を把握することが重要である。そこで，計画地の 有効熱伝導率を評価するサーマルレスポンス試験（以 下 TRT と呼ぶ）を実施した。 3.1 TRT 概要 TRT は，20 本のボアホールのうち，代表する 1 本の ボアホールに対して一定の熱量を与えた循環水を循環 させ，循環水の温度変化，流量，加熱に使用した電力， 深度毎の温度変化等から当該地層の有効熱伝導率，熱 抵抗を算出した。図－９に TRT 実施状況を示す。 図－９ サーマルレスポンス試験実施状況 Fig.9 Thermal response test3.2 試験結果 3.2.1 温度分布 図－10 に計画地の地盤状況と地中温度分布（TRT 実 施前）示す。温度測定最深部の 100m では 17.0℃であ ったが，全体的に大きな温度変化は見られなかった。 深度 4～12m は地表面付近であるため，日射・外気温 など季節変動の影響が出ている。12～36m は，深くな るにつれて温度が低下する傾向にある。36～52m はほ ぼ等温であり，52m 以深は緩やかに温度上昇する傾向 にあった。 3.2.2 有効熱伝導率 図－11 に加熱時データからの有効熱伝導解析結果， 表－３に TRT から算出した有効熱伝導率を示す。有効 熱伝導率は，一般的な堆積層に比べて高く岩盤に近い
数値となっており，地下水流動による移流の効果があ ることを確認した。 0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 95 100 105 110 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 温 度 ( ℃ ) 深 度 ( m ) 測定日：2010年11月17日 温度センサー：T型熱電対 データサンプリング：2ｍ、4m 100m 17.0℃ 気温9.1℃ 盛土 砂礫 玉石、軽石 混じり砂礫 砂礫 （軽石混じり） 流紋岩質 凝灰岩 図－10 地中温度と地盤状況 Fig.10 Ground temperature & condition
図－11 有効熱伝導率の解析結果（加熱時データ） Fig.11 Analysis of thermal conductivity
表－３ 熱交換能力に関するパラメータ Table 3 Parameter 有効熱伝導率λ 2.66 [W/m･K] 熱抵抗 R 0.062 [K/W/m]
4. 運転結果
4.1 代表日運転状況（1 月） 2012 年 1 月より暖房運転による効果の検証を行った。 1 月の代表的な運転状況の日（1 月 23 日）の各状況を 以下に示す。 4.1.1 外気温度および外気湿度 図－12 に外気温度および外気湿度の状況を示す。代 表日におけるシステム運転時間中（9～16 時），外気温 度は最高で 15 時 30 分の 7.4℃，最低で 9 時の 0.4℃， 平均 5.2℃であった。 -8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10 12 14 0:00 2:00 4:00 6:00 8:00 10:00 12:00 14:00 16:00 18:00 20:00 22:00 0:00 温度[ ℃] 0 1 02 0 3 04 05 0 6 07 0 8 0 9 0 1 0 0 湿度[ % ] 外気温度 外気湿度 図－12 外気温度と外気湿度 Fig.12 Outdoor air temperature & humidity4.1.2 熱源水温度 図－13 に熱源水温度（熱源［ヒートポンプ］から地 中へ，地中から熱源［ヒートポンプ］へ）の状況を示 す。運転開始直後に制御が安定するまで変動するが， 11 時頃より安定し，約 10℃で熱源［ヒートポンプ］か ら地中へ送られる。地中からは約 12.5℃で熱源[ヒート ポンプ]に戻ってきており，温度差は約 2.5℃と設計値 通りであった。図－１２の運転時間中の外気温度と比 べると熱源水温度の方が高く，温度ポテンシャル的に 外気よりも高い熱を暖房に利用できた。 0 5 10 15 20 25 0:00 2:00 4:00 6:00 8:00 10:00 12:00 14:00 16:00 18:00 20:00 22:00 0:00 温度 [℃ ] 熱源水往き(熱源→地中) 熱源水還り(地中→熱源) 設計値：還り12.5℃ 設計値：往き10℃ 図－13 熱源水温度
Fig.13 Heat source water temperature
4.1.3 成績係数（COP），システム成績係数（S.COP） 図－14 に COP，S.COP を示す。熱源単体の COP は， 最大で 5.56，平均 4.05 であった。ポンプ類も含んだ
S.COP も最大で 4.7，平均で 3.55 と冬期の空気熱源ヒ ートポンプ COP（カタログ：3.4 程度）に比べると高 い値となった。 4.1.4 地中採熱量 図－15 に地中からの採熱量（ボアホール 1 本深さ 1m 当たり）を示す。採熱量は，最大で 37.5W/m，平均 で 27.6W/m となり，一般的に言われている 40W/m と ほぼ等しい値であった。 0.0 1 .0 2.0 3 .0 4.0 5 .0 6.0 0:00 2:00 4:00 6:00 8:00 10:00 12:00 14:00 16:00 18:00 20:00 22:00 COP , S.COP COP S.COP 図－14 COP，S.COP Fig.14 Coefficient of performance
0 1 02 0 3 04 0 5 0 0:00 2:00 4:00 6:00 8:00 10:00 12:00 14:00 16:00 18:00 20:00 22:00 地中採放 熱 量 [W/m･ 本 ] 地中採放熱量 図－15 地中採熱量 Fig.15 Heat flow of ground source
5. 設備整備効果の解析と評価
地中熱ヒートポンプシステムの実測値をもとに既存 熱源（灯油炊き冷温水発生機）との比較を行った。 なお既存設備は，該当部分（外来系統およびエント ランス系統の外調機部分）の測定データが存在しなか ったため，以下の方法により算出した。 5.1 既存機器エネルギー消費量算出方法 5.1.1 機器消費電力量 表－４に既存ポンプ定格動力の算出結果を示す。既 存ポンプの定格動力は，以下の式により算出した。 Pm=ρ・g・Q・H/（ηp・ηm） Pm：ポンプ定格動力（モーター消費電力）（W） ρ：液体密度（kg/m3） g：重力の加速度（m/s2） Q：流量（m3/s） H：全揚程（m） ηp：ポンプ効率 ηm：モーター効率 表－４ 既存ポンプ定格動力 Table 4 Rated power of existing pumpsPCH-1 PCH-3 冷温水ﾎﾟﾝﾌﾟ 冷温水二次ﾎﾟﾝﾌﾟ （既存） （既存） ρ kg/m3 1,000 1,000 g m/s2 9.8 9.8 Q' L/min 2,000 1,080 Q m3/s 0.0333 0.0180 H m 15 35 ηp － 0.70 0.70 ηm － 0.85 0.85 Pm KW 8 .24 1 0 .38 表－４で求めた定格動力をもとに以下の要領で既存 機器の消費電力を想定した。算出結果を表－５に示す。 ① 二次ポンプ軸動力は，流量の３乗に比例 ② 二次ポンプ平均負荷率を 50％と仮定（流量 50％） ③ 外調機で使用するポンプ動力は，熱源容量と外調 機能力の比率で配分 ④ 外調機能力は，冷温水発生機 1 台 暖房側で 11% 既存機器消費電力量[kWh] ＝各機器の想定動力の合計値[kW]×運転時間[h] 表－５ 既存機器想定動力
Table 5 Suspposition power of existing equipments
RH-1 PCH-1 PCH-3 冷温水発生機 冷温水ﾎﾟﾝﾌﾟ 冷温水二次ﾎﾟﾝﾌﾟ （既存） （既存） （既存） 定格動力 KW 5.6 8.24 10.38 負荷率 － 1 1 0.125 熱源容量（暖） Mcal/h 665 665 － AHU-101(暖） Mcal/h 21.6 21.6 － AHU-102(暖） Mcal/h 51.7 51.7 － 外調機比率（暖） － 0.11 0.11 － 想定動力(暖） KW 0. 62 0. 91 1. 3 5.1.2 冷温水発生機灯油使用量 既存の冷温水発生機の灯油使用量は，以下の式で算 出した。なお，冷温水積算熱量（暖房）は，本事業で 導入した地中熱ヒートポンプの実績（実測値）と同じ 負荷を冷温水発生機で賄ったとして，実測値を用いた。 Ng＝Qh÷HL÷ηb Ng:：冷温水発生機灯油使用量 Qh：冷温水積算熱量（暖房）[GJ]（実測値）
HL：低位発熱量（灯油:8400 kcal/L[0.03516 GJ/L] ） ηb：ボイラ効率（0.8：想定） 5.1.3 二酸化炭素排出量算出方法 エネルギー消費量から二酸化炭素排出量は，以下の 数値を用いた。 ① 電力 CO2換算値：0.424kg-CO2/kWh ② 灯油 CO2換算値：2.49kg-CO2/L 5.2 算出結果 表－６～８に算出結果を示す。 1 月の二酸化炭素削減効果は，約 3,200kg-CO2/月， 削減比率は 66％と非常に大きな効果が得られた。２月 は，約 1,002kg-CO2/月，削減比率は 55％と 1 月と比較 すると効果は少なくなった。これは、機器調整による 運転時間の短縮が影響している。3 月（17 日まで）は， 約 1,398kg-CO2/月，削減比率は 63％であり，2 月に比 べると機器調整の結果，1 日の運転時間が長いため， 月の半分程度の累計ではあるが，削減効果は 2 月より も大きくなった。 また，ランニングコストは 35～50％の削減となった。 表－６ 地中熱ヒートポンプ導入結果（1～3月）
Table 6 Introduction result of ground source heat pump system
月 ﾋｰﾄﾎﾟﾝﾌﾟ 電力量 [kWh] 冷温水 ﾎﾟﾝﾌﾟ 電力量 [kWh] 熱源水 ﾎﾟﾝﾌﾟ 電力量 [kWh] 温水積算 熱量 [GJ] 運転 時間 [h] CO2排出量 [kg-CO2/月] 平均 COP 1 3,490 210 128 51.25 197.5 1,623 4.24 2 1,287 185 467 18.56 128.0 822 4.17 3 1,408 145 349 22.75 141.5 806 4.52 表－７ 既存設備想定結果（1～3月） Table 7 Suspposition result of existing equipments
月 冷温水発生機灯油使用量 [L/日] 電力量 [kWh/日] CO2排出量 [kg-CO2/月] 1 1,837 559 4,812 2 617 362 1,824 3 817 400 2,205 表－８ 導入効果（1～3月） Table 8 Introduction result
月 CO2削減効果 [kg-CO2/月] 削減比率 [％] 1 ▲ 3,189 ▲ 66 2 ▲ 1,002 ▲ 55 3 ▲ 1,398 ▲ 63
