(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
ヒートポンプを用いて地盤を熱源として地中熱交換器に熱媒を循環させて採放熱し、負荷側に温熱又は冷熱を供給する土壌熱源ヒートポンプシステムの設計方法であって、
暖房期間及び冷房期間を含む条件を用いて算出される土壌熱源ヒートポンプシステムで処理する熱負荷の時系列変化、地盤環境条件、並びに、前記地中熱交換器の仕様及びヒートポンプの仕様を含む土壌ヒートポンプシステムの仕様を設定して、前記土壌熱源ヒートポンプシステムの運転をシミュレーションして熱収支を解析し、熱源側の温度の時系列変化を求める解析手順と、
暖房期間開始時と次年の冷房期間終了時、及び、冷房期間開始時と次年の暖房期間終了時のうち少なくともいずれかにおいて、前記解析手順によるシミュレーションの結果である熱源側の温度が略一致するように前記土壌熱源ヒートポンプシステムで処理する熱負荷及び前記土壌熱源ヒートポンプシステムの仕様のうち少なくともいずれかを変更しながら前記シミュレーションを繰り返して前記土壌熱源ヒートポンプシステムで処理する熱負荷及び前記土壌熱源ヒートポンプシステムの仕様を決める仕様決定手順とを有することを特徴とする土壌熱源ヒートポンプシステムの設計方法。
【請求項２】
前記仕様決定手順では、前記解析手順によるシミュレーションの結果である熱源側の温度が設定温度を超えないように前記土壌熱源ヒートポンプシステムで処理する熱負荷及び前記土壌熱源ヒートポンプシステムの仕様を決めることを特徴とする請求項１に記載の土壌熱源ヒートポンプシステムの設計方法。
【請求項３】
前記地中熱交換器は、内部に水を充填した中空管体に熱媒を循環させる熱交換用配管を挿入して間接的に熱交換を行うものであることを特徴とする請求項１又は２に記載の土壌熱源ヒートポンプシステムの設計方法。
【請求項４】
前記熱源側の温度は、地中温度、中空管体の表面温度、中空管体内部に充填された水の温度、熱交換器内熱媒温度、熱交換器入口熱媒温度、熱交換器出口熱媒温度のうち少なくともいずれかであることを特徴とする請求項３に記載の土壌熱源ヒートポンプシステムの設計方法。
【請求項５】
前記熱交換用配管内外の熱収支において、前記中空管体内部の充填水から前記熱交換用配管外表面への熱伝達量と、前記熱交換用配管における熱伝導量、前記熱交換用配管内表面から熱媒への熱伝達量の和は等しくなることを利用し、既知の充填水温度と熱媒温度とから、熱交換用配管外表面温度及び熱交換用配管外表面熱伝達量を算出し、これを基に前記熱交換配管内外の熱貫流率を算出する手順と、
その結果、前記熱交換配管内部を集中定数系とみなすことにより、前記熱交換用配管から前記ヒートポンプに供給する熱量と、充填水から熱媒に前記熱交換用配管を介して熱交換され供給する熱量の和により、熱交換用配管内熱媒の熱容量の変化が算出可能となることを利用し、前記熱源側の温度である熱交換器内熱媒温度を算出し、さらには前記熱源側の温度である熱交換器出口熱媒温度を算出する手順と、
次いで、前記中空管体内部を集中定数系とみなすことにより、充填水から熱媒に前記熱交換用配管を介して熱交換され供給する熱量と、土壌から充填水に前記中空管体を介して熱交換され供給する熱量の和により、充填水の熱容量の変化が算出可能となることを利用し、前記熱源側の温度である充填水温度、さらには中空管体の表面温度又は地中温度を算出する手順とを有することを特徴とする請求項３に記載の土壌熱源ヒートポンプシステムの設計方法。
【請求項６】
前記中空管体の表面温度又は地中温度は、無限円筒表面熱流応答理論を用いて算出されることを特徴とする請求項５に記載の土壌熱源ヒートポンプシステムの設計方法。
【請求項７】
前記中空管体は鋼管杭であることを特徴とする請求項３〜６のいずれか１項に記載の土壌熱源ヒートポンプシステムの設計方法。
【請求項８】
ヒートポンプを用いて地盤を熱源として地中熱交換器に熱媒を循環させて採放熱し、負荷側に温熱又は冷熱を供給する土壌熱源ヒートポンプシステムの設計を支援するための土壌熱源ヒートポンプシステムの設計支援システムであって、
暖房期間及び冷房期間を含む条件を用いて算出される土壌熱源ヒートポンプシステムで処理する熱負荷の時系列変化、地盤環境条件、並びに、前記地中熱交換器の仕様及びヒートポンプの仕様を含む土壌ヒートポンプシステムの仕様を設定して、前記土壌熱源ヒートポンプシステムの運転をシミュレーションして熱収支を解析し、熱源側の温度の時系列変化を求める解析手段と、
暖房期間開始時と次年の冷房期間終了時、及び、冷房期間開始時と次年の暖房期間終了時のうち少なくともいずれかにおいて、前記解析手順によるシミュレーションの結果である熱源側の温度が略一致するように前記土壌熱源ヒートポンプシステムで処理する熱負荷及び前記土壌熱源ヒートポンプシステムの仕様のうち少なくともいずれかを変更しながら前記シミュレーションを繰り返して前記土壌熱源ヒートポンプシステムで処理する熱負荷及び前記土壌熱源ヒートポンプシステムの仕様を決める仕様決定手段とを備えたことを特徴とする土壌熱源ヒートポンプシステムの設計支援システム。
【請求項９】
ヒートポンプを用いて地盤を熱源として地中熱交換器に熱媒を循環させて採放熱し、負荷側に温熱又は冷熱を供給する土壌熱源ヒートポンプシステムの設計を支援するためコンピュータプログラムであって、
暖房期間及び冷房期間を含む条件を用いて算出される土壌熱源ヒートポンプシステムで処理する熱負荷の時系列変化、地盤環境条件、並びに、前記地中熱交換器の仕様及びヒートポンプの仕様を含む土壌ヒートポンプシステムの仕様を設定して、前記土壌熱源ヒートポンプシステムの運転をシミュレーションして熱収支を解析し、熱源側の温度の時系列変化を求める解析処理と、
暖房期間開始時と次年の冷房期間終了時、及び、冷房期間開始時と次年の暖房期間終了時のうち少なくともいずれかにおいて、前記解析手順によるシミュレーションの結果である熱源側の温度が略一致するように前記土壌熱源ヒートポンプシステムで処理する熱負荷及び前記土壌熱源ヒートポンプシステムの仕様のうち少なくともいずれかを変更しながら前記シミュレーションを繰り返して前記土壌熱源ヒートポンプシステムで処理する熱負荷及び前記土壌熱源ヒートポンプシステムの仕様を決める仕様決定処理とをコンピュータに実行させることを特徴とするコンピュータプログラム。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、冷房や暖房を行うために、ヒートポンプを用いて地盤を熱源として地中熱交換器に熱媒を循環させて採放熱し、負荷側に温熱又は冷熱を供給する土壌熱源ヒートポンプシステムの設計方法、その設計を支援するための設計支援システム、及びコンピュータプログラムに関する。
【背景技術】
【０００２】
近年では、ヒートポンプを用いて地盤を熱源として地中熱交換器に熱媒を循環させて採放熱し、負荷側に温熱又は冷熱を供給する土壌熱源ヒートポンプシステムが国内においても広く認知され始めている。土壌熱源ヒートポンプシステムは、大気と違い地中温度が年間を通して大きな変化がなく安定していることから、省エネルギー性、安価なランニングコスト、二酸化炭素（ＣＯ2）排出量の抑制とった優位性があり、今後更なる導入が期待されるものと考えられる。
【０００３】
【非特許文献１】長野克則、葛隆生、野川貴史他：土壌熱源ヒートポンプシステム設計支援ツールとその応用（その１〜その３）、空気調和・衛生工学会学術講演会論文集
【非特許文献２】藤井光、秋林智、大島和夫：大地結合ヒートポンプにおける熱交換井の評価−熱交換井内の地下水対流の影響、日本地熱学会誌、Ｎｏ.２４（２００２）、ｐｐ３２９−３３８
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００４】
土壌熱源ヒートポンプシステムを設定する場合、その設備コストが高いことからも、高いシステム性能を備え、省エネルギー性を持続しつつ低コストとなるような仕様を個別具体的に設計するのが望ましい。
【０００５】
しかしながら、従来の施工現場では、土壌熱源ヒートポンプシステムの性能について正確かつクリティカルな評価がなされないまま、安全度の高い経験値をベースにして設計、施工しているのが現状である。
【０００６】
例えば、地盤は大気と異なり蓄熱的要素を持つ有限熱源的な傾向がある。そのため、土壌熱源ヒートポンプシステムを運転する中で夏期の地中への放熱量と冬期の地中からの採熱量のバランスが偏ると、経年的な地中温度の上昇や低下が懸念され、土壌熱源ヒートポンプシステムの長期的な運転がむずかしくなる。
【０００７】
本発明は上記のような点に鑑みてなされたものであり、熱源側の温度変化を予測して土壌熱源ヒートポンプシステムの最適な設計、特には土壌熱源ヒートポンプシステムの長期的な運転を実現させる設計を可能とすることを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【０００８】
本発明による土壌熱源ヒートポンプシステムの設計方法は、ヒートポンプを用いて地盤を熱源として地中熱交換器に熱媒を循環させて採放熱し、負荷側に温熱又は冷熱を供給する土壌熱源ヒートポンプシステムの設計方法であって、暖房期間及び冷房期間を含む条件を用いて算出される土壌熱源ヒートポンプシステムで処理する熱負荷の時系列変化、地盤環境条件、並びに、前記地中熱交換器の仕様及びヒートポンプの仕様を含む土壌ヒートポンプシステムの仕様を設定して、前記土壌熱源ヒートポンプシステムの運転をシミュレーションして熱収支を解析し、熱源側の温度の時系列変化を求める解析手順と、暖房期間開始時と次年の冷房期間終了時、及び、冷房期間開始時と次年の暖房期間終了時のうち少なくともいずれかにおいて、前記解析手順によるシミュレーションの結果である熱源側の温度が略一致するように前記土壌熱源ヒートポンプシステムで処理する熱負荷及び前記土壌熱源ヒートポンプシステムの仕様のうち少なくともいずれかを変更しながら前記シミュレーションを繰り返して前記土壌熱源ヒートポンプシステムで処理する熱負荷及び前記土壌熱源ヒートポンプシステムの仕様を決める仕様決定手順とを有することを特徴とする。
本発明による土壌熱源ヒートポンプシステムの設計支援システムは、ヒートポンプを用いて地盤を熱源として地中熱交換器に熱媒を循環させて採放熱し、負荷側に温熱又は冷熱を供給する土壌熱源ヒートポンプシステムの設計を支援するための土壌熱源ヒートポンプシステムの設計支援システムであって、暖房期間及び冷房期間を含む条件を用いて算出される土壌熱源ヒートポンプシステムで処理する熱負荷の時系列変化、地盤環境条件、並びに、前記地中熱交換器の仕様及びヒートポンプの仕様を含む土壌ヒートポンプシステムの仕様を設定して、前記土壌熱源ヒートポンプシステムの運転をシミュレーションして熱収支を解析し、熱源側の温度の時系列変化を求める解析手段と、暖房期間開始時と次年の冷房期間終了時、及び、冷房期間開始時と次年の暖房期間終了時のうち少なくともいずれかにおいて、前記解析手順によるシミュレーションの結果である熱源側の温度が略一致するように前記土壌熱源ヒートポンプシステムで処理する熱負荷及び前記土壌熱源ヒートポンプシステムの仕様のうち少なくともいずれかを変更しながら前記シミュレーションを繰り返して前記土壌熱源ヒートポンプシステムで処理する熱負荷及び前記土壌熱源ヒートポンプシステムの仕様を決める仕様決定手段とを備えたことを特徴とする。
本発明によるコンピュータプログラムは、ヒートポンプを用いて地盤を熱源として地中熱交換器に熱媒を循環させて採放熱し、負荷側に温熱又は冷熱を供給する土壌熱源ヒートポンプシステムの設計を支援するためコンピュータプログラムであって、暖房期間及び冷房期間を含む条件を用いて算出される土壌熱源ヒートポンプシステムで処理する熱負荷の時系列変化、地盤環境条件、並びに、前記地中熱交換器の仕様及びヒートポンプの仕様を含む土壌ヒートポンプシステムの仕様を設定して、前記土壌熱源ヒートポンプシステムの運転をシミュレーションして熱収支を解析し、熱源側の温度の時系列変化を求める解析処理と、暖房期間開始時と次年の冷房期間終了時、及び、冷房期間開始時と次年の暖房期間終了時のうち少なくともいずれかにおいて、前記解析手順によるシミュレーションの結果である熱源側の温度が略一致するように前記土壌熱源ヒートポンプシステムで処理する熱負荷及び前記土壌熱源ヒートポンプシステムの仕様のうち少なくともいずれかを変更しながら前記シミュレーションを繰り返して前記土壌熱源ヒートポンプシステムで処理する熱負荷及び前記土壌熱源ヒートポンプシステムの仕様を決める仕様決定処理とをコンピュータに実行させることを特徴とする。
【発明の効果】
【０００９】
本発明によれば、土壌熱源ヒートポンプシステムの運転をシミュレーションして、運転効率を左右する熱源側の温度変化を予測するようにしたので、土壌熱源ヒートポンプシステムの時々刻々変化する性能を予測して正確な経済性や環境性の評価を行い、システムの設計に反映させることができる。しかも、暖房期間開始時と次年の冷房期間終了時、及び、冷房期間開始時と次年の暖房期間終了時のうち少なくともいずれかにおいて、シミュレーションの結果である熱源側の温度が略一致するように土壌熱源ヒートポンプシステムの仕様を決めることができるので、夏期の地中への放熱量、冬期の地中からの採熱量、及び周辺地盤との熱収支をバランスさせ、地中熱交換器周囲温度を安定させた設計が可能となり、土壌熱源ヒートポンプシステムの長期的な運転を実現させることができる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００１０】
以下、添付図面を参照して、本発明の好適な実施形態について説明する。
まず、図１に、本実施形態において対象となる土壌熱源ヒートポンプシステムの全体の概略構成を示す。土壌熱源ヒートポンプシステムは、地中に埋設された複数本の地中熱交換器１０１と、各地中熱交換器１０１に熱媒を循環させて放採熱するためのヒートポンプ１０２と、ヒートポンプ１０２により加熱又冷却された熱媒を介して室内を暖房又は冷房する空調機１０３とを主要な構成要素として構成される。
【００１１】
ここで、採放熱を行うための地中熱交換器１０１として、建物の基礎杭を利用することは、掘削コスト削減の有効な手段として考えられており、更なる導入が期待されている。中空管体である鋼管杭はその一つであるが、止水性があるので、空洞部を水で充填することが可能となる。特に大口径の鋼管杭の場合には保有水量が大きいので、温度変化の緩和性がある。また、内部に自然対流が発生することにより、熱抵抗が小さくなるので、優れた採熱性能が期待できる。
【００１２】
地中熱交換器１０１として鋼管杭を利用する場合に、図６に示すように、鋼管井戸型（直接熱交換型）と、内部に水を充填した鋼管杭に熱交換用配管であるＵチューブを挿入して間接的に熱交換を行う間接熱交換型とを使用することが考えられる。特に、間接熱交換型においては、密封回路となることで水質管理が容易となることや、Ｕチューブの本数を調節することで鋼管井戸型と同等の採放熱性能が得られること等の利点がある。
【００１３】
ところで、本願発明者らは、土壌熱源ヒートポンプシステムの性能を予測して正確な経済性や環境性の評価を行い、システムの設計に反映させるべく、土壌熱源ヒートポンプシステムの設計支援ツールを提案しており（非特許文献１）、複数埋設管の地中温度計算手法を示している。これにより直接熱交換型については計算可能であるが、間接熱鋼管型に関してはまだ内部に充填した水とＵチューブの間の熱移動に不明な点があった。
【００１４】
本実施形態では、間接熱交換型熱交換器を用いた土壌熱源ヒートポンプシステムを例にして、鋼管杭内部に充填した水とＵチューブの間の熱移動を考慮した計算手法を明らかにしつつ、本発明による土壌熱源ヒートポンプシステムの設計支援の手法について説明する。
【００１５】
図２には、本実施形態における土壌熱源ヒートポンプシステムの設計支援システムの機能構成を示す。本実施形態の設計支援システムは、土壌熱源ヒートポンプシステムの運転をシミュレーションするために必要なデータ（プログラムや各種演算式等）を記憶する記憶装置２と、暖房期間及び冷房期間を含む条件に基づいて、各種演算処理により土壌熱源ヒートポンプシステムの運転をシミュレーションする演算処理装置３と、データや暖房期間及び冷房期間を含む条件を入力するための入力装置４と、演算処理装置３による演算処理に供される作業メモリ５と、演算処理装置３による演算結果等を出力する出力装置６とにより構成されており、バス７により相互にデータ通信可能に接続されている。
【００１６】
演算処理装置３は、解析部３１と、システム効率演算部３２と、消費電力演算部３３と、二酸化炭素排出量演算部３４と、ランニングコスト演算部３５と、ライフサイクル演算部３６とにより構成される。
【００１７】
解析部３１は、暖房期間及び冷房期間を含む条件に基づいて、後述する演算式を用いた演算処理により土壌熱源ヒートポンプシステムの運転をシミュレーションする。そして、図１５や図１８に一例を示すように、条件として設定された暖房期間及び冷房期間と、シミュレーションの結果である熱源側の温度（例えば鋼管杭表面温度Ｔp、鋼管杭内部に充填された水の温度Ｔw、ヒートポンプ１次側出口温度Ｔ1out（＝熱交換器入口熱媒温度（送水温度）Ｔbin）、ヒートポンプ１次側入口温度Ｔ1in（＝２Ｔb−Ｔ1out）（＝熱交換器出口熱媒温度（還水温度）Ｔbout））との関係を出力装置６を介して設計者に提示する。
【００１８】
これにより、暖房期間開始時と次年の冷房期間終了時において熱源側の温度が略一致するまで条件設定を変更しながらシミュレーションを繰り返し実行させて、土壌熱源ヒートポンプシステムの仕様を決めることができる。
【００１９】
また、鋼管杭内部に充填された水の温度Ｔwやヒートポンプ１次側出口温度Ｔ1outが設定温度を超えないように土壌熱源ヒートポンプシステムの仕様を決めることができる。
【００２０】
システム効率演算部３２は、ヒートポンプ１０２のＣＯＰ（Coefficient of Performance：成績係数）を算出するものであり、ヒートポンプ１０２の出力を入力である消費電力量で除することで算出する。
【００２１】
消費電力演算部３３は、土壌熱源ヒートポンプシステムにおける消費電力量を算出するものであり、空調機１０３における熱出力をシステム効率演算部３２により算出されるヒートポンプ１０２のＣＯＰで除することにより算出する。
【００２２】
二酸化炭素排出量演算部３４は、土壌熱源ヒートポンプシステムにおける１年間あたりのＣＯ2排出量を算出するものであり、消費電力演算部３３により算出される消費電力量と所定の換算係数（表１１を参照）を用いて算出する。
【００２３】
ランニングコスト演算部３５は、土壌熱源ヒートポンプシステムにおける１年間あたりのランニングコストを算出するものであり、消費電力演算部３３により算出される消費電力量と所定の電力料金形態（表１１を参照）を用いて算出する。
【００２４】
ライフサイクル演算部３６は、イニシャルコスト及び耐用年数を考慮した、所定期間内における土壌熱源ヒートポンプシステムの平均年間一次エネルギー消費量、平均年間ＣＯ2排出量、及び平均年間コストを算出する。
【００２５】
以下、土壌熱源ヒートポンプシステムの運転をシミュレーションするための間接熱交換型熱交換器の計算手法について説明する。本願発明者らは鋭意研究を重ねて、今後特に有望な間接熱交換型において、鋼管杭内部に充填した水とＵチューブの間の熱移動を考慮した計算手法を確立したものである。なお、表１に、本明細書で用いる記号についてまとめる。
【００２６】
【表１】
0004694932.tif 000002
【００２７】
（実験概要）
まず、地中熱交換器の口径、仕様等を変更して、採熱量の測定と比較を行った。試験に使われた鋼管杭は、図３に示すように、業務用建物基礎杭兼用を想定した口径φ４００ｍｍ、長さ４０ｍのものを２本、住宅用及び採放熱専用杭を想定した口径φ１６５ｍｍ、長さ４０ｍのものを２本埋設した。鋼管杭は試験中に他の杭の採熱による相互干渉が発生しないよう、それぞれ１０ｍ以上の間隔をおいて埋設した。また、採熱実証試験に伴い、試験現場敷地内において地質及び地下水調査、水温測定を行ったので、その地点も図示する。
【００２８】
採熱実験に伴い行われた調査ボーリングによる地質調査及び地下水調査の結果を図４に示す。調査の結果、地層構成は上部から表土、泥炭層、火山灰質細砂層、火山灰層、礫混じり砂層である。地下水位は深さ２．６ｍに確認されており、常にこの地点に水位が存在するものと推定される。また、観測孔水温を測定したところ、平均温度は９．３℃程度であり、この温度が不易層温度であるといえる。
【００２９】
試験中の鋼管杭内部の温度を測定するため、図５に示すように、口径φ４００ｍｍ鋼管内には管内壁及び内部熱媒（直接熱交換型ではブライン、間接熱交換型では水）の深さ２．５、５．０、１０．０、２０．０、３０．０、４０．０ｍの各地点と、深さ２０．０ｍ地点のＵチューブの壁面に、口径φ１６５ｍｍ鋼管内には同様に深さ４．０、１６．０、２８．０、４０．０ｍの各地点と、深さ１６．０ｍ地点のＵチューブの壁面に熱電対を設置した。また、地中熱交換器出入口地点にはＰｔ-１００の白金抵抗体温度センサＴを設定した。
【００３０】
試験は地中熱交換器への送水温度（熱交換器入口温度）Ｔbinと流量ｍbを一定として行った。地中熱交換器として使用する鋼管杭の仕様は、図６に示す三種類である。タイプ１は鋼管杭内に不凍液を直接循環させる直接熱交換型である。タイプ２は内部に水を充填した鋼管杭にＵチューブを挿入して間接的に熱交換を行う、いわゆる間接熱交換型（シングルＵチューブ型）である。また、タイプ３はＵチューブを２本挿入して使用するものである（ダブルＵチューブ型）。間接熱交換型では、特に口径が大きい場合には鋼管杭に充填する熱媒のコストを削減できることと、密閉回路となることで水質管理が容易になること等が利点として挙げられる。
【００３１】
試験条件を表２に示す。今回は、ケース１を口径φ４００ｍｍ、ケース２を口径φ１６５ｍｍとし、その中で、地中熱交換器の使用を直接熱交換型、間接熱交換型（シングルＵチューブ及びダブルＵチューブ）と変更し、採熱量の比較を行った。タイプ１とタイプ２の試験を先に行い、タイプ１をタイプ３に切り替えた。また、同じ杭を使用する場合は、前に行った試験の影響が残らないよう、試験終了後試験期間の２倍以上の放置期間（最低１００日）をおいて、内部の温度を回復させてから次の試験を行った。条件の後ろにＬと示したものは熱交換器入口熱媒温度を２℃から−５℃に変更して試験を行い、それによる採熱量の増加割合を比較した。循環流量はケース１-１では５１ｌ／ｍｉｎ、その他は１０ｌ／ｍｉｎ程度で行われた。
【００３２】
【表２】
0004694932.tif 000003
【００３３】
図７に、各条件における試験開始から５００時間までの送水温度Ｔbinと還水温度Ｔboutの変化を示す。また、図８に、下式（１）から算出した地中熱交換器単位長さあたり採熱量ｑexの時間毎の変化を示す。
【００３４】
【数１】
0004694932.tif 000004
【００３５】
試験結果より、ほぼ一定の送水温度Ｔbinに対し、還水温度Ｔboutは徐々に低下するものの、すべての試験条件において２４０時間（１０日間）程度が経過すれば、還水温度Ｔbout及び採熱量ｑexに大きな変化が見られず、採熱量が安定して得られる状態、いわゆる準定常状態に達することがわかる。なお、測定結果に若干の振幅が見られるのは、昼夜の外気の影響と考えられる。
【００３６】
表３に、ケース１-１〜１-３における２４０時間経過以降の採熱量ｑexの平均値ｑex2-aveとケース１-１を基準とした採熱比ｑ*を示す。２４０時間経過以降のケース１-１に対するケース１-２、ケース１-３の採熱比ｑ*は０．８３と０．９８であった。
【００３７】
【表３】
0004694932.tif 000005
【００３８】
さらに、表４に、ケース２-１〜２-３における平均値ｑex2-aveとケース２-１を基準とした採熱比ｑ*を示す。２４０時間経過以降のケース２-１に対するケース２-２、ケース２-３の採熱比ｑ*は０．９６と１．２７であった。
【００３９】
【表４】
0004694932.tif 000006
【００４０】
これらのことより、口径の小さいφ１６５ｍｍの鋼管杭では、直接熱交換型と比較してＵチューブを一本だけ挿入した場合でも十分な採熱量が確保できることが確認できた。一方、口径がφ４００ｍｍと大きくなると、直接熱交換型に対して、ダブルＵチューブとした場合に略同等の採熱量が得られたことから、本数の限られた地中熱交換器でできるだけ多くの採熱を行う場合には、ダブルＵチューブ型を選択するほうが望ましいと考えられる。また、表３と表４の比較から、地中熱交換器の仕様が同じ場合は、口径の大きいケース１の採熱量ｑexがケース２よりも大きくなることがわかる。
【００４１】
さらに、表５に、ケース１-１とケース１-１Ｌの平均値ｑex2-aveと、初期値地中温度Ｔs0と熱媒出入口温度の平均値Ｔb-mの温度差ΔＴ及びＴb-m、地中熱交換器単位長さ・温度差あたりの採熱量ｑ~ex2-ave（なお、本明細書においてａ~という表記はａの上に~が付されていることを意味する）、ケース１-１を基準とした長さ・温度差あたりの採熱比ｑ**を示す。ｑ~ex2-aveは、低温条件ケース１-１Ｌのほうが、温度条件を除き同条件であるケース１-１より大きく、ケース１-１に対するケース１-１Ｌの採熱比ｑ**は１．４であった。
【００４２】
【表５】
0004694932.tif 000007
【００４３】
また、表６に示すケース１-２とケース１-２Ｌのｑex2-ave、Ｔb-m、ｑ~ex2-ave、ｑ**の比較においても同様の結果となっており、ケース１-２に対するケース１-２Ｌの採熱比ｑ**は１．３であった。
【００４４】
【表６】
0004694932.tif 000008
【００４５】
これらのことから、−５℃の低温水を循環させると直接熱交換型では周囲土壌の凍結が、また、間接熱交換型ではＵチューブ周囲の充填水の凍結が考えられる。これらの潜熱が発生することで、長さ・温度差あたりの採熱量が増大することがわかる。ただし、長期間にわたる−５℃程度の低温熱媒の循環による過度の凍結には注意する必要がある。
【００４６】
（地中熱交換器の内部熱抵抗計算）
間接熱交換型地中熱交換器については、図９に示すように、内部充填水の対流による熱抵抗を考慮する必要がある。このとき、鋼管外表面面積基準の内部熱抵抗値は次式（２）となる。
【００４７】
【数２】
0004694932.tif 000009
【００４８】
ここで、上式（２）のｈuwはＵチューブ外壁面から水の対流熱伝達率であり、ｈpwは鋼管内壁面から水の対流熱伝達率である。これらを算出する場合、特に鋼管の口径が小さい場合において、互いの干渉を考慮する必要があるが、ここでは藤井らのkavanaughの等価半径を用いる手法を応用した（非特許文献２を参照）。
【００４９】
一方、大口径の鋼管杭を用いた場合には、Ｕチューブ外壁と鋼管内壁との距離Ｗの値が大きくなるためグラスホフ数Ｇr及びレイリー数Ｒaが増大する。ここで、ヌセルト数Ｎuを次式（３）で与えると、ヌセルト数Ｎuが３０以上、すなわちレイリー数Ｒaが１．２３×１０7程度よりも大きくなった場合にはその地点の流体（熱媒）の温度変化及び対流はほとんど無くなる。したがって、Ｕチューブ外壁と鋼管内壁に発生する互いの対流の干渉は発生しないものと考えられる。この場合、対流熱伝達率ｈuwと対流熱伝達率ｈpwは上式（３）によって計算したヌセルト数Ｎuを基に算出することが可能となる。
【００５０】
【数３】
0004694932.tif 000010
【００５１】
これにより、レイリー数Ｒaが１．０×１０7以下の場合には内部の自然対流を層流、それ以上を乱流をみなし、対流熱伝達率の計算を行うこととした。層流の場合、ヌセルト数Ｎuは次式（４）に示すMacgregorとEmeryの実験式（非特許文献２を参照）を用いることが可能である。乱流の場合は、上述のとおり上式（３）によって各部のヌセルト数Ｎuの計算が可能である。ただし、この場合においては、Ｕチューブ及び鋼管の管長Ｌu、Ｌpを代表長さとしてグラスホフ数Ｇrの計算を行う。
【００５２】
【数４】
0004694932.tif 000011
【００５３】
ここでは、実測値を基に準定常状態における熱抵抗値の計算を行った。準定常状態に達したと考えられる２４０時間経過以降の深さ２０ｍ地点（φ１６５ｍｍにおいては１６ｍ地点）の鋼管内壁温度、鋼管内水温、Ｕチューブ外壁温度の平均値を用いて熱抵抗値の算出を行った。表７に地中熱交換器の口径、流体の流れの状態、仕様に対する２４０時間経過以降のブライン温度平均値Ｔb-m-ave、Ｕチューブ外壁温度平均値Ｔu-out-ave、鋼管内水温平均値Ｔw-ave、鋼管内壁温度平均値Ｔp-in-aveと熱抵抗値Ｒp-out1を示す。また、表７には、実測値を基に次式（５）、（６）によって算出した熱抵抗値Ｒp-out2も示す
【００５４】
【表７】
0004694932.tif 000012
【００５５】
【数５】
0004694932.tif 000013
【００５６】
表７から、ケース２-３を除いては、若干の誤差はあるものの、熱抵抗値Ｒp-out1と熱抵抗値Ｒp-out2の値はよく一致している。特に口径φ４００ｍｍ鋼管の間接熱交換型熱交換器においては熱抵抗値Ｒp-out1と熱抵抗値Ｒp-out2双方においてダブルＵチューブ型の熱抵抗値Ｒp-out1（０．１０８ｍ2Ｋ／Ｗ）とＲp-out2（０．０９５ｍ2Ｋ／Ｗ）は、シングルＵチューブ型の熱抵抗値Ｒp-out1（０．２０３ｍ2Ｋ／Ｗ）とＲp-out2（０．１６７ｍ2Ｋ／Ｗ）の約半分となった。このことからも、ケース２-３のような口径の細い鋼管にダブルＵチューブを挿入するような場合を除いては、本計算手法によって内部熱抵抗値を定量的に評価することが可能であることが確認できた。
【００５７】
（間接熱交換型熱交換器の内部熱移動計算による熱源側の温度の算定）
間接熱交換型地中熱交換器においても、直接熱交換型地中熱交換器と同様、鋼管杭口径が大きいほど、内部に充填した水の熱容量が無視できなくなる。そこで、内部に充填した水の熱容量を加味した内部熱移動の計算手法を構築する。
【００５８】
Ｕチューブ内では内部を集中定数系とみなすことにより、次式（７）に示すように、ブライン熱容量の変化を算出する。
【００５９】
【数６】
0004694932.tif 000014
【００６０】
鋼管杭内も同様に集中定数系とみなすことにより、鋼管内部水の熱容量の変化を次式（８）で表わすことができる。なお、式（８）中のＫp-outＡp-out（Ｔp-out−Ｔw）が、地中温度計算手法の無限円筒表面に与えられる熱流となる。
【００６１】
【数７】
0004694932.tif 000015
【００６２】
グラスホフ数Ｇrを算出する際には、Ｕチューブ外壁温度Ｔu-outを算出する必要がある。Ｕチューブ内外の熱収支が次式（９）と表わされるが、式（９）において右辺の２段目の式と３段目の式が等しくならなければならない。そこで、図１０に示すような繰り返し計算によって式（９）の等式が成り立つようなＵチューブ外壁温度Ｔu-outを導出する。なお、上付き添え字は時間ステップΔＴの経過後を表わす。
【００６３】
【数８】
0004694932.tif 000016
【００６４】
さらに、図１０に示すように、式（７）により熱交換器内熱媒温度Ｔb、さらには熱交換器出口熱媒温度Ｔboutが、式（８）により鋼管杭内部に充填された水の温度Ｔw、さらには無限円筒表面熱流応答理論式（１０）を用いて鋼管杭外壁温度Ｔp-outが導出され、設計上の最重要指標であるこれら熱源側の温度変化を予測することが可能となる。
【００６５】
すなわち、熱交換用配管内外の熱収支において、鋼管杭内部の充填水からＵチューブ外表面への熱伝達量と、Ｕチューブにおける熱伝導量、Ｕチューブ内表面から熱媒への熱伝達量の和は等しくなることを利用し、既知の充填水温度と熱媒温度とから、Ｕチューブ外壁温度Ｔu-out及びＵチューブ外表面熱伝達量を算出し、これを基にＵチューブ内外の熱貫流率を算出する（ステップＳ１００１〜Ｓ１００８：式（９））。
【００６６】
その結果、Ｕチューブ内部を集中定数系とみなすことにより、Ｕチューブからヒートポンプに供給する熱量と、充填水から熱媒にＵチューブを介して熱交換され供給する熱量の和により、Ｕチューブ内熱媒の熱容量の変化が算出可能となることを利用し、熱源側の温度である熱交換器内熱媒温度Ｔbを算出し、さらには熱源側の温度である熱交換器出口熱媒温度Ｔboutを算出する（ステップＳ１００９：式（７））。
【００６７】
次いで、鋼管杭内部を集中定数系とみなすことにより、充填水から熱媒にＵチューブを介して熱交換され供給する熱量と、土壌から充填水に鋼管杭を介して熱交換され供給する熱量の和により、充填水の熱容量の変化が算出可能となることを利用し、熱源側の温度である充填水温度Ｔwを算出する（ステップＳ１０１０：式（８））。
【００６８】
さらに、無限円筒表面熱流応答理論式（１０）を用いて、鋼管杭外表面温度Ｔp-outを算出する（ステップＳ１０１１）。また、必要に応じて、無限円筒表面熱流応答理論式（１０）を用いて、地中温度Ｔsを算出してもよい。
【００６９】
【数９】
0004694932.tif 000017
【００７０】
ここでは、計算値と実測値の比較を行い、計算値の実測値への再現性の確認を行った。計算条件として、鋼管杭の仕様はシングルＵチューブを挿入した間接熱交換型とし、口径φ４００ｍｍ、φ１６５ｍｍにおいて計算を行った。地中側の条件として、有効熱伝導率λesは試験地盤の実測値である１．５Ｗ／ｍ／Ｋを用いた。地中温度については、既述した手法を用いて初期地中温度を設定した。実測より口径φ４００ｍｍの鋼管内壁温度Ｔp-in＝８．８℃、口径φ１６５ｍｍの鋼管内壁温度Ｔp-in＝９．３℃であることから、それぞれ実測開始時の地中温度を９．２℃、９．３℃として計算条件に与えた。その他の条件については既述したのと同様に設定した。
【００７１】
図１１、１２に、口径φ４００ｍｍとφ１６５ｍｍの間接熱交換型地中熱交換器の計算値と実測値の比較を示す。これら結果より、口径φ４００ｍｍ、φ１６５ｍｍ双方において、計算値が実測値を良く再現していることがわかる。すなわち、本計算手法は間接熱交換型の計算を行うのに有効であることが裏付けられた。
【００７２】
図１３には、本実施形態での土壌熱源ヒートポンプシステムの設計支援の流れについて説明するためのフローチャートを示す。ステップＳ１０１では、入力装置４を介して条件を入力設定する。条件としては、暖房期間及び冷房期間を含む室内負荷条件（暖房方式、冷房方式）、地盤環境条件（不易層温度、熱伝導率、土壌熱容量）、土壌熱源ヒートポンプシステムの仕様（鋼管杭仕様、ヒートポンプ性能、循環ポンプ、ブライン）がある。
【００７３】
ステップＳ１０２では、演算処理装置３の解析部３１により、ステップＳ１０１により設定された条件に基づいて、土壌熱源ヒートポンプシステムの運転をシミュレーションする。
【００７４】
ステップＳ１０３では、暖房期間開始時と次年の冷房期間終了時、及び、冷房期間開始時と次年の暖房期間終了時のうち少なくともいずれかにおいて、シミュレーションの結果である熱源側の温度が略一致するかどうかを判定する。なお、ステップＳ１０３での判定は、出力装置４に出力される暖房期間及び冷房期間と熱源側の温度との関係に基づいて設計者が判定するようにしてもよいし、演算処理装置３が予め決められた規則に従って判定するようにしてもよい。なお、本発明でいう略一致とは、温度が完全一致するだけでなく、予め定められた温度差までは許容するという意味である。
【００７５】
熱源側の温度が略一致していなければ、ステップＳ１０１に戻って条件、主として土壌熱源ヒートポンプシステムの仕様のうち鋼管杭仕様やヒートポンプ性能を変更する。それに対して、熱源側の温度が略一致していれば、ステップＳ１０１で設定された条件を参照して、すなわち、熱源側の温度が略一致する土壌熱源ヒートポンプシステムの仕様を最適と考えられる土壌熱源ヒートポンプシステムの仕様として決める（ステップＳ１０４）。
【００７６】
（実施例１）
鋼管杭を用いた土壌熱源ヒートポンプシステムで建物の冷暖房をすべて行う例として、その導入検討について説明する。対象建物は一階建てで、天井高さは６ｍであり、延床面積は約２０００ｍ2である。この建物の地下ピット空間に長さ３７ｍの鋼管基礎杭を７ｍ間隔で７×１０（＝７０）本埋設した。
【００７７】
計算条件を表８に示す。室内条件として、冬期暖房時は室温２２℃以上とし、夏期冷房時は室温２６℃以下、湿度６０％以下と設定した。建物の暖冷房負荷は熱負荷計算プログラムＳＭＡＳＨを用いて行った。時刻別の潜熱、顕熱を含めた全熱負荷を図１４に示す。暖房は床暖房とファンコイルユニットで行い、冷房はファンコイルユニットのみで行うこととした。ヒートポンプ２次側（室内側）出口温度Ｔ2outは４０℃一定とし、負荷に対し循環流量を調節することによって放熱量を調整するものとした。ヒートポンプの圧縮機は５０馬力で、熱負荷に対し圧縮機の回転数を調節することで、熱出力を調整できるものとした。ヒートポンプのＣＯＰは、実機の性能線図を基に近似式を与えた。採熱側循環ポンプは３台設置し、負荷に応じて台数制御を行うものとした。鋼管杭はすべて口径φ４００ｍｍとし、シングルＵチューブ間接熱交換型熱交換器として使用するものとした。地中温度は１０．０℃とし、土壌の有効熱伝導率λesは地層の大部分が砂層を占めることから１．５／ｍ／Ｋとした。
【００７８】
【表８】
0004694932.tif 000018
【００７９】
上述した計算条件を基に、５年間の土壌熱源ヒートポンプシステムの運転シミュレーションを行った。全鋼管杭平均の運転５年目の時間毎の各部分の温度変化を図１５に示す。図１５において、Ｔ2outはヒートポンプ２次側（室内側）出口温度、Ｔpは鋼管杭表面温度、Ｔwは鋼管杭内部に充填された水の温度、Ｔ1outはヒートポンプ１次側出口温度（＝熱交換器入口熱媒温度（送水温度）Ｔbin）、Ｔbは熱交換器内熱媒平均温度である。この場合に、ヒートポンプ１次側出口温度Ｔ1outとヒートポンプ１次側入口温度Ｔ1inとにはＴb＝（Ｔbin＋Ｔｂout）／２の関係がある。なお、図１５において鋼管杭表面温度Ｔpは、鋼管杭内部に充填された水の温度Ｔwの上端に重なっておりほとんど見えない。
【００８０】
また、このときの暖房期間及び冷房期間の合計採熱量、ヒートポンプ消費電力量、循環ポンプ消費電力量、ヒートポンプ平均ＣＯＰ、平均システムＣＯＰ（ＳＣＯＰ）を表９に示す。冬期暖房時における熱媒の温度が最も低下するＴloutの最低温度は０．２℃であり、鋼管内水温Ｔwの最低温度は４．９℃であった。
【００８１】
【表９】
0004694932.tif 000019
【００８２】
また、５年目の暖房期間開始時（１０月１日）と次年の冷房期間終了時（９月３０日）において、採熱側の温度（鋼管杭表面温度Ｔp、鋼管杭内部に充填された水の温度Ｔw、ヒートポンプ１次側出口温度Ｔ1out（＝熱交換器入口熱媒温度（送水温度）Ｔbin）、ヒートポンプ１次側入口温度Ｔ1in（＝２Ｔb−Ｔ1out）（＝熱交換器出口熱媒温度（還水温度）Ｔbout））にほとんど変化が見られないことがわかる。これらにより長期的な土壌熱源ヒートポンプシステムの運転が可能であることがわかる。
【００８３】
表９に示すとおり、暖房時の平均ＣＯＰは４．５であり、平均ＳＣＯＰは３．１であった。冷房時の合計放熱量は５０．６ＧＪであり、このときのＳＣＯＰは９．０であった。これによりすべての冷房負荷に対して熱循環方式による高効率な自然冷房を行うことができることが確認された。
【００８４】
ここでは、空気熱源ヒートポンプ（ＡＳＨＰ）システムとガス焚き吸収式冷温水発生機を対象方式としてとりあげ、土壌熱源ヒートポンプシステムの環境性、経済性の評価を行った。表１０に示す対象方式の性能を基に消費電力量、ガス消費量を算出し、表１１に示す換算係数から年間ＣＯ2排出量、年間ランニングコストの計算を行った。結果として年間ＣＯ2排出量、年間ランニングコストの比較を図１６に示す。年間ＣＯ2排出量において、土壌熱源ヒートポンプシステムのＣＯ2排出量は約１９８００ｋｇであり、ＡＳＨＰシステム、吸収式冷温水発生機の約３６０００ｋｇと比較して、約４５％のＣＯ2排出量削減効果があることがわかった。ランニングコストの比較では、土壌熱源ヒートポンプシステムはＡＳＨＰシステムと比較して約３４万円、吸収式冷温水発生機と比較して約１０４万円残すと削減が見込めることがわかった。これらのことにより、環境性、経済性の双方の面から、土壌熱源ヒートポンプシステムの優位性が明らかになったといえる。
【００８５】
【表１０】
0004694932.tif 000020
【００８６】
【表１１】
0004694932.tif 000021
【００８７】
（実施例２）
対象建物は二階建ての低層部（約２０００ｍ2）と四階建ての高層部（約２８００ｍ2）からなり、高層部に５１本の鋼管杭が仕様される。仕様する鋼管杭の長さは６〜７．５ｍである。ここで、地中熱交換器として使用する有効長さはコンクリート充填を行う杭頭部１ｍと先端羽根部０．５ｍを除く４．５〜６ｍとした。これにより、総有効長さは２３９．８ｍとなった。
【００８８】
決定された地中熱交換器の有効長さでは、建物すべての暖房を土壌熱源ヒートポンプシステムで行うことは困難であると考えられる。そこで、次の条件を与え、これに見合った建物側の負荷を設定することとした。第１に、杭内水凍結防止のため、ヒートポンプ１次側出口温度Ｔ1out（杭内送水温度）を２℃以上、鋼管杭内部に充填された水の温度Ｔwを０℃以上に保つ。第２に、長期的な地中温度低下防止のため、夏期に循環ポンプを作動し、自然冷房を行い、その排熱でリチャージを行う。
【００８９】
この条件と、採熱側の条件を考慮し、建物の外調機負荷のうち５０ｋＷのベース負荷を土壌熱源ヒートポンプシステムで賄うことにした。ただし、５０ｋＷベースでは採熱温度が危険域に達するおそれがあるため、鋼管基礎杭の他にボアホール方式の地中熱交換器を７５×３本埋設し不足分を補うこととした。
【００９０】
計算条件を表１２に示す。冬期暖房時は、全熱交換器により熱交換を行った後の空気を２２℃とするための熱量を外調機負荷とした。Ｔ2outは４０℃一定とし、負荷に対し水−空気熱交換器の風量を調節し、放熱量を調整するものとした。ヒートポンプの圧縮機は２０馬力で、供給熱量を５０ｋＷとし、外調機の負荷がそれを下回る場合には、熱出力を調節できるものとした。ヒートポンプのＣＯＰは、実機の性能線図を基に近似式を与えた。運転時は低層側の建物を含めた全外調機負荷に対する５０ｋＷベース負荷を土壌熱源ヒートポンプシステムの負担とした。これによってヒートポンプの全出力運転の時間を増やし、実際の運転におけるヒートポンプの高効率化を図った。また、夏期に全外調機に冷水を循環させることで、リチャージする熱量を増加させることとした。夏期冷房時は、外気温が冷水温度を上回った場合に、取り入れた外気を、水−空気熱交換器により、地中熱交換器を循環させることによって得られる冷水と熱交換させ、建物内に送風するものとした。循環ポンプは負荷が発生した時のみ運転させるものとした。鋼管杭はすべて口径φ５００ｍｍとし、単位長さあたりの採熱量を増大させるためダブルＵチューブ型を使用するものとした。地中温度は敷地内の観測孔の水温測定結果から１２．１℃とし、土壌の有効熱伝導率は現地での熱応答試験の結果を基に、２．１Ｗ／ｍ／Ｋとした。
【００９１】
【表１２】
0004694932.tif 000022
【００９２】
これらの計算条件から、土壌熱源ヒートポンプシステムが負担する熱負荷の時間毎の変化は図１７に示す通りとなり、全暖房負荷は２３０．１ＧＪ、全冷房負荷は７５．６ＧＪとなった。鋼管杭側とボアホール側の採熱による熱的干渉は無いものとし、個々に計算を行った。鋼管杭側とボアホール側で同等のシステム性能が得られるように、全負荷のうち８割を鋼管杭側の採熱によるもので負担し、残りをボアホール側で負担するものとした。
【００９３】
上述した計算条件を基に、５年間の土壌熱源ヒートポンプシステムの運転シミュレーションを行った。全鋼管杭平均の運転５年目の時間毎の各部分の温度変化を図１８に示す。また、このときの暖房期間及び冷房期間の合計採熱量、ヒートポンプ消費電力量、循環ポンプ消費電力量、ヒートポンプ平均ＣＯＰ、平均システムＣＯＰ（ＳＣＯＰ）を表１３に示す。冬期暖房時における熱媒の温度が最も低下するＴloutの最低温度は−０．８℃であり、鋼管内水温Ｔwの最低温度は４．７℃であった。
【００９４】
【表１３】
0004694932.tif 000023
【００９５】
また、実施例１と同様に、５年目の暖房期間開始時（１０月１日）と次年の冷房期間終了時（９月３０日）において、採熱側の温度にほとんど差が見られないことからも、長期的な土壌熱源ヒートポンプシステムの運転が可能であることが確認できた。
【００９６】
表１３に示すとおり、暖房時の平均ＣＯＰは４．４と高い値であったが、平均ＳＣＯＰは２．７と低い値となった。これは全消費電力量に循環ポンプ消費電力量が占める割合が大きいためである。このことから、大規模建物においては、ＳＣＯＰの向上のためには、搬送動力を低減させることが今後の課題となることを示唆している。
【００９７】
ここでは、ガス焚き吸収式冷温水発生機を対象方式としてとりあげ、土壌熱源ヒートポンプシステムによって作られる熱量と同じだけの熱量を対象方式で作り出すものとして比較を行った。実施例１と同様に消費電力量、ガス消費量を算出し、年間ＣＯ2排出量、年間ランニングコストの計算を行った。結果として外調機負荷に対する年間ＣＯ2排出量、年間ランニングコストの比較を図１９に示す。年間ＣＯ2排出量において、土壌熱源ヒートポンプシステムと暖房のみを行った場合と比較すると、ＣＯ2削減量は３８３０ｋｇであった。土壌熱源ヒートポンプシステムはリチャージのために冷房を行っているのにもかかわらず、吸収式冷温水発生機で暖房のみを行った場合と比較しても、十分なＣＯ2排出量削減効果が期待できることがわかった。また、ランニングコストの比較においても、土壌熱源ヒートポンプシステムは吸収式冷温水発生機と比較して、暖房のみを行った場合で約３８万円、暖冷房両方を行った場合で約５３万円のコスト削減が見込めることがわかった。これらのことにより、環境性、経済性の双方の面から、土壌熱源ヒートポンプシステムの優位性が明らかになったといえる。
【００９８】
なお、本実施形態では、間接熱交換型熱交換器を用いた土壌熱源ヒートポンプシステムを例にしたが、本発明にはそれに限定されるものではない。すなわち、解析部３１で行われる土壌熱源ヒートポンプシステムの運転のシミュレーションは、上述した演算式を用いたものでなくてもかまわない。
【００９９】
以上述べた実施形態の土壌熱源ヒートポンプシステムは具体的にはコンピュータシステム或いは装置により構成されるものである。したがって、上述した機能を実現するソフトウェアのプログラムコードを記録した記憶媒体をシステム或いは装置に供給し、そのシステム或いは装置のコンピュータ（又はＣＰＵやＭＰＵ）が記憶媒体に格納されたプログラムコードを読み出し実行することによっても、達成されることは言うまでもない。
【０１００】
この場合、記憶媒体から読み出されたプログラムコード自体が上述した実施形態の機能を実現することになり、プログラムコード自体及びそのプログラムコードを記憶した記憶媒体は本発明を構成することになる。プログラムコードを供給するための記憶媒体としては、例えば、フレキシブルディスク、ハードディスク、光ディスク、光磁気ディスク、ＣＤ−ＲＯＭ、ＣＤ−Ｒ、磁気テープ、不揮発性のメモリカード、ＲＯＭ等を用いることができる。
【図面の簡単な説明】
【０１０１】
【図１】本実施形態において対象となる土壌熱源ヒートポンプシステムの全体の概略構成を示す図である。
【図２】本実施形態における土壌熱源ヒートポンプシステムの設計支援システムの機能構成を示す図である。
【図３】実験用鋼管杭の配置を示す図である。
【図４】採熱実験に伴い行われた調査ボーリングによる地質調査及び地下水調査の結果を示す図である。
【図５】実験装置の概要を示す図である。
【図６】地中熱交換器の仕様を示す図である。
【図７】地中熱交換器出入口熱媒の温度変化を示す特性図である。
【図８】採熱量の変化を示す特性図である。
【図９】間接熱交換型地中熱交換器についての計算概要を示す図である。
【図１０】間接熱交換型熱交換器計算を説明するためのフローチャートである。
【図１１】口径φ４００ｍｍにおける還水温度の計算値と実測値の比較を示す特性図である。
【図１２】口径φ１６５ｍｍにおける還水温度の計算値と実測値の比較を示す特性図である。
【図１３】本実施形態での土壌熱源ヒートポンプシステムの設計支援の流れについて説明するためのフローチャートである。
【図１４】実施例１における建物の暖冷房負荷を示す特性図である。
【図１５】実施例１における運転５年目の時間毎の各部分の温度変化を示す特性図である。
【図１６】実施例１における年間ＣＯ2排出量、年間ランニングコストを比較した結果を示す図である。
【図１７】実施例２における建物の暖冷房負荷を示す特性図である。
【図１８】実施例２における運転５年目の時間毎の各部分の温度変化を示す特性図である。
【図１９】実施例２における年間ＣＯ2排出量、年間ランニングコストを比較した結果を示す図である。
【符号の説明】
【０１０２】
２      記憶装置
３      演算処理装置
４      入力装置
５      作業メモリ
６      出力装置
７      バス
３１    解析部
３２    システム効率演算部
３３    消費電力演算部
３４    二酸化炭素排出量演算部
３５    ランニングコスト演算部
３６    ライフサイクル演算部
１０１  地中熱交換器
１０２  ヒートポンプ
１０３  空調機
【図１】
0004694932.tif 000024
【図２】
0004694932.tif 000025
【図３】
0004694932.tif 000026
【図４】
0004694932.tif 000027
【図５】
0004694932.tif 000028
【図６】
0004694932.tif 000029
【図７】
0004694932.tif 000030
【図８】
0004694932.tif 000031
【図９】
0004694932.tif 000032
【図１０】
0004694932.tif 000033
【図１１】
0004694932.tif 000034
【図１２】
0004694932.tif 000035
【図１３】
0004694932.tif 000036
【図１４】
0004694932.tif 000037
【図１５】
0004694932.tif 000038
【図１６】
0004694932.tif 000039
【図１７】
0004694932.tif 000040
【図１８】
0004694932.tif 000041
【図１９】
0004694932.tif 000042