革新的地熱発電の技術開発に関する委託業務「クローズド方式の地熱発電計画策定調査」
報告書

令和 5 年 3 月（令和 6 年 1 月修正版）

独立行政法人エネルギー・金属鉱物資源機構

はじめに
本報告書は、独立行政法人エネルギー・金属鉱物資源機構（ JOGMEC）が実施した、
令和 3 年度～令和 4 年度「クローズド方式の地熱発電計画策定調査」の結果を取りまとめたものである。これまでの地熱開発に関わる事業者等の努力により、現在の地熱による発電出力は約 50 万 kW となっている。さらに、平成 24 年度に施行された再生可能エネ
ルギー固定 価格買 取制 度（ FIT 制度 ）によ り 、新規の資 源開発 を含 めて今後さ らに発 電開発の拡大が見込まれている。しかしながら、2030 年のエネルギーミックスの達成をはじめ、2050 年のカーボンニュートラル達成には CO 2 の排出の少ない地熱発電のさらなる推進が必要であり、現在の熱水系を用いた地熱発電 に加えて熱水系に頼らない革新的地熱発電の技術開発が求められている。
従来の地熱発電は、地熱流体（熱水／蒸気）の存在が前提であるが、国内および海外で既に研究・開発が行われているクローズド方式による地熱発電は、地下に存在する高温岩体による熱資源のみを活用するものであり、熱水／蒸気の兆候が認められない地域においても地熱発電が行える可能性がある。
そこで、令和 3 年度では、国内および海外の地熱開発に携わる企業、研究機関等に対するヒアリングや文献調査等により、坑井内を熱変換媒体が循環をするクローズド方式な
らびに一部周囲との対流による熱交換を含む熱交換方式（以下、併せてクローズド等方式と呼ぶ。）等の情報調査を行い、これらの技術の内容をとりまとめた。さらに、得られた技術情報をもとに、関連技術の利点・欠点を整理するとともに国内外の既存特許と関わりを調査した。
令和 4 年度では、我が国におけるクローズド等方式による地熱発電の実現に向けた具体的な検討として、現在提案されている複数のクローズド等方式の評価を実施した。まず、詳細評価で対象とするクローズド等方式の一次選定を行った上で、選定したクローズド等
方式に関して技術的および経済的観点から評価した。
技術的評価では、岩盤物性や地中応力測定・評価、試験計画立案などで必要となる深部岩盤の力学特性や応力場の計測事例等に関する情報を収集・整理するとともに、一部のクローズド方式で必要となる長距離水平坑井掘削技術や坑井接合技術の実績調査を実施し、クローズド等方式の技術的な成立性を評価した。
発電コスト試算は、複数のクローズド等方式による発電可能量と費用を評価した。まず、地熱発電所建設のための諸条件（坑井仕様、建設地点の岩盤条件、熱的条件、地温勾
配など）を設定し、30 年間の発電可能量と資本費（坑井設置費用、発電所建設費用）を試算した。発電可能量は、複数の数値解析手法等を適用した水循環型地熱発電の坑井シミュレーションから各クローズド方式による代表的な熱回収量（得られる熱水の温度と流量）を設定し、そのデータから算出した。資本費は、設定した諸条件を基に国内のいずれかの地熱地帯に発電所を建設することを前提にし、新規の坑井掘削と発電所建設に関する概略
計画を立案した上で、それらの費用を算出した。また、これらの作業と並行してキュリー
点深度および温度データ等を GIS 上に反映し、非熱水系地熱エリアの調査を行った。
以上の結果を基に、クローズド等方式による地熱発電技術開発コンセプトを作成し、技術的および発電コストの観点から発電事業としての評価を行った。

本調査の実施にあたり、関係各位から多大なご指導ご協力を賜りましたことをこの場を借りて感謝申し上げる。本調査および今後の技術開発の成果が、わが国における地熱資源の開発促進に貢献できれば幸いである。
令和 5 年 3 月
独立行政法人エネルギー・金属鉱物資源機構

目

次

1. 実施概要 ············································································································ - 1 1.1 業務名称 ······································································································· - 1 1.2 実施期間 ······································································································· - 1 1.3 実施場所 ······································································································· - 1 1.4 調査対象 ······································································································· - 1 1.5 調査の背景 ···································································································· - 1 2. 評価対象技術の選定と検討対象技術の抽出 ······························································· - 3 2.1 評価対象技術の選定 ························································································ - 3 2.2 熱回収解析および費用算出対象技術の抽出 ·························································· - 3 3. 選定した技術の技術的評価 ···················································································· - 6 3.1 深部岩盤の力学特性や応力場の計測事例等に関する情報の収集・整理 ······················ - 6 3.1.1 地熱地域における計測事例・評価事例等に関する情報の収集・整理 ··················· - 6 (1) 坑壁不安定化のメカニズムと岩石挙動モデル ················································· - 6 (2) 破壊基準 ································································································· - 6 (3) 水圧の影響 ···························································································· - 10 (4) 岩盤の力学特性や応力場などに関する計測事例 ············································ - 13 3.1.2 課題と課題解決に向けた解析あるいは実験計画 ············································· - 26 (1) 現象理解 ······························································································· - 27 (2) 大深度ボーリングで得られる調査データと土木分野での知見との関係性検討····· - 27 (3) ボーリングデータのデータベース化 ··························································· - 28 3.2 U ループ方式の掘削に関する技術調査・実績調査 ··············································· - 29 3.2.1 日本と海外における水平坑井・マルチラテラル坑井の掘削実績調査 ················· - 29 3.2.2 日本と海外における坑井位置確認・坑井接合の実績調査································· - 30 3.2.3 日本における U ループ方式掘削の技術課題および解決策 ································ - 31 (1) オープンホールサイドトラック作業の技術課題と解決 ··································· - 32 (2) マルチラテラル坑井掘削作業の技術課題と解決 ············································ - 33 (3) 坑井位置確認・坑井接合作業の技術課題と解決 ············································ - 39 3.3 熱回収量評価シミュレーション ······································································· - 42 3.3.1 解析ツールと解析条件 ·············································································· - 42 (1) 解析ツールと対象技術 ············································································· - 42 (2) 解析条件 ······························································································· - 42 3.3.2 電中研プログラムによるシミュレーション ··················································· - 49 (1) 解析対象のモデル化と解析項目 ································································· - 49 (2) 数値解析モデル ······················································································ - 49 (3) 解析条件 ······························································································· - 53 (4) 解析結果 ······························································································· - 56 3.3.3 STARS によるシミュレーション ································································ - 83 (1) 解析手法 ······························································································· - 83 (2) U ループシミュレーション ······································································· - 83 -i(3) 同軸二重管シミュレーション ··································································· - 115 (4) STARS による解析のまとめ ··································································· - 127 3.3.4 GEOSIM によるシミュレーション ··························································· - 130 (1) 解析シミュレータ ················································································· - 130 (2) 解析条件と結果 ···················································································· - 130 3.3.5 COMSOL によるシミュレーション ·························································· - 133 (1) 解析パラメータ ···················································································· - 133 (2) 坑井-岩盤貯留層熱交換シミュレーション ·················································· - 137 (3) U ループ方式の解析結果 ········································································ - 145 (4) 二重管方式の解析結果 ··········································································· - 159 (5) COMSOL による解析のまとめ ································································ - 187 3.3.6 解析解による解析 ·················································································· - 190 (1) 解析手法 ····························································································· - 190 (2) 解析条件と結果 ···················································································· - 190 3.3.7 熱回収シミュレーション結果のまとめ ······················································· - 198 4. 選定した技術の発電コスト試算 ·········································································· - 202 4.1 複数クローズド方式の坑井掘削費用・熱回収装置設置費用 ································· - 202 4.1.1 費用算出対象のクローズド 4 方式 ····························································· - 202 4.1.2 費用算出対象 坑井仕様 ··········································································· - 203 4.1.3 掘削計画策定準備 ·················································································· - 206 4.1.4 掘削基本計画・掘削概念計画 ··································································· - 208 4.1.5 掘削日数算定 ························································································ - 223 (1) 掘削日数見積もりに含まれる不確実事象(変数) ··········································· - 224 (2) 掘削工程表（全クローズド 4 方式, P50） ·················································· - 227 (3) 掘削工程表 Time-Depth Curve（全クローズド 4 方式, P50） ······················· - 234 (4) 掘削日数一覧（クローズド 4 方式） ························································· - 239 4.1.6 掘削費用算出 ························································································ - 240 (1) 掘削費用算出条件 ················································································· - 240 (2) 二重管材料費 ······················································································· - 240 (3) 掘削費用 ····························································································· - 241 4.2 発電可能量 ································································································ - 246 4.2.1 発電量計算の経験式 ··············································································· - 246 4.2.2 発電可能量の計算 ·················································································· - 247 4.3 発電所建設費用 ·························································································· - 252 4.3.1 生産温度・流量の設定と調査方法 ····························································· - 252 (1) 生産温度・流量の設定 ··········································································· - 252 (2) 調査方法 ····························································································· - 252 4.3.2 各バイナリー発電方式における発電可能量試算 ··········································· - 254 (1) 発電機効率を一定とした場合の各方式で期待できる発電出力試算·················· - 254 (2) 各メーカーへの発電端出力ヒアリング結果 ················································ - 265 4.3.3 地熱発電所の建設費用の算出 ··································································· - 265 (1) 試算方法 ····························································································· - 265 -ii

(2) 建設費用の試算結果 ·············································································· - 267 4.4 発電コスト ································································································ - 274 4.4.1 発電コストの計算方法 ············································································ - 274 4.4.2 発電コストの計算 ·················································································· - 276 (1) 基本ケース ·························································································· - 276 (2) 他のクローズド方式発電コスト試算事例との比較検討 ································· - 281 (3) 感度分析 ····························································································· - 283 5. まとめ ··········································································································· - 287 5.1 熱回収シミュレーション結果（再掲） ···························································· - 287 5.2 発電コストの試算結果 ················································································· - 287 Appendix-1 特許調査 ··························································································· - 289 Appendix-2 深部岩盤の力学特性や応力場等に関する主要文献の概要 ··························· - 303 修正箇所一覧 ····································································································· - 346 -

iii

図目次
図 2.2-1 対象とするクローズド技術の概念図······························································ - 5 図 3.1-1 円坑まわりの応力状態 ················································································ - 7 図 3.1-2 断層変位の形態による応力状態の分類··························································· - 7 図 3.1-3 正断層の応力状態（一例）における水平井の掘削方位と坑壁安定性 ··················· - 8 図 3.1-4 Mohr の応力円と破壊包絡線の関係の説明図 ·················································· - 8 図 3.1-5 坑井 A（上図（a））と坑井 B（上図（b））における応力場 ······························· - 9 図 3.1-6 坑井 B（図 3.1-5（b））の応力場においてせん断滑りを起こし得るフラクチャー面の走向傾斜（左図）と坑井Ｂにおいて検出された主要なフラクチャー面の走向傾
斜（右図） ····························································································· - 9 図 3.1-7 円坑まわりの応力条件 ···············································································- 10 図 3.1-8 間隙水圧の上昇に伴うモール円の変化·························································· - 11 図 3.1-9 坑内圧力と地圧の関係 ···············································································- 12 図 3.1-10 泥水圧、地層圧、最小主応力の関係 ···························································- 12 図 3.1-11 間隙流体圧力 pp と半径方向応力 σr の分布 ··················································- 13 図 3.1-12 断層破砕帯による坑道不安定化例（飛騨トンネル） ······································- 15 図 3.1-13 断層破砕帯による坑道不安定化例（日暮山トンネル） ···································- 15 図 3.1-14 山はねの発生の有無と初期地圧の関係（水圧破砕法） ···································- 17 図 3.1-15 350m 調査坑道平面図に加筆·····································································- 18 図 3.1-16 掘削方向と内空変位量（左図）および計測値と解析結果の相関（右図）···········- 18 図 3.1-17 5 岩種の深度別分布図··············································································- 19 図 3.1-18 透水係数分布（度数分布）10 ·····································································- 20 図 3.1-19 有効間隙率分布（度数分布）10 ··································································- 21 図 3.1-20 熱伝導率分布（度数分布）10 ·····································································- 21 図 3.1-21 一軸圧縮強度 （度数分布）10 ····································································- 22 図 3.1-22
図 3.1-23
図 3.1-24
図 3.1-25
図 3.1-26

頁岩における温度と力学特性 ····································································- 22 初期地圧測定結果（左：水平最大主応力、右：地殻水平歪） ··························- 23 土被り深さと水平最小主応力の関係 ···························································- 24 地下深部の応力測定事例, ·········································································- 24 岩盤等級とｃ・φ ····················································································- 25 -

図 3.1-27 基礎試錐（平成元年度～9 年度）の掘削障害事例 ·········································- 26 図 3.1-28 掘削障害発生深度の岩石種別 ····································································- 26 図 3.1-29 ロックフィジックスを用いた岩石物理モデルの概念図 ···································- 28 図 3.1-30 ロックフィジックスを用いた岩石物理モデル例 ············································- 28 図 3.2-1 過去 3 年の中東・アジアの ERD 坑井実績（水平偏距 vs 垂直深度） ·················- 29 図 3.2-2 過去 3 年の極東地域の ERD 坑井実績（水平偏距 vs 垂直深度）························- 30 図 3.2-3 鬼首 Well 128 のリリーフウェル掘削概念図 ··················································- 31 図 3.2-4 オープンホールサイドトラック···································································- 32 図 3.2-5 オープンホールサイドトラック Whipstock 使用 ············································- 33 図 3.2-6 ケーストホールサイドトラック Whipstock 使用 26 ·········································- 33 図 3.2-7 U ループ①概念図·····················································································- 34 -iv

図 3.2-8 U ループ②概念図·····················································································- 35 図 3.2-9 生産井・注入井の坑井接合方法（A, B）·······················································- 35 図 3.2-10 U-ループ①の 12 坑の 3D ビュー ·······························································- 36 図 3.2-11 U-ループ②の 12 坑の 3D ビュー ·······························································- 36 図 3.2-12 U-ループ①の 12 坑の平面ビュー ·······························································- 37 図 3.2-13 U-ループ②の 12 坑の平面ビュー ·······························································- 37 図 3.2-14 SDI MagTracer によるレンジング・坑井接合 ··············································- 40 図 3.2-15 SDI Lodestone によるレンジング・坑井接合 ···············································- 40 図 3.2-16 SDI MagTracer の最大センサー検知範囲と坑井間隔 ·····································- 41 図 3.2-17 SDI Lodestone の最大センサー検知範囲と坑井間隔 ······································- 41 図 3.3-1 熱回収シミュレーションにおける各方式のモデル概念 ····································- 43 図 3.3-2 地温分布の設定 ························································································- 44 図 3.3-3 解析対象とした方式 ··················································································- 50 図 3.3-4 円形流路（左）および環状流路（右） ·························································- 51 図 3.3-5 流路に垂直な断面内における岩盤温度変化の例 ·············································- 53 図 3.3-6 U ループ⓪の解析結果：(a) 生産井坑口温度、(b) 坑口圧力 ······························- 57 図 3.3-7 U ループ⓪の入力条件：(a) 流量、(b) 注入井坑口温度 ····································- 57 図 3.3-8 U ループ⓪の流路内の状態分布（経過時間 1.5 年） ········································- 58 図 3.3-9 U ループ方式（U ループ⓪、U ループ①、U ループ②）の熱回収量 ··················- 59 図 3.3-10 同軸二重管方式（同軸二重管①、同軸二重管②、同軸二重管③）の熱回収量·····- 60 図 3.3-11 U ループ方式（U ループ⓪、U ループ①、U ループ②）の生産井坑口温度 ·······- 61 図 3.3-12

同軸二重管方式（同軸二重管①、同軸二重管②、同軸二重管③）の生産側坑口温度 ········································································································- 62 図 3.3-13 U ループ方式（U ループ⓪、U ループ①、U ループ②）の坑口間差圧（生産井坑
口圧力−注入井坑口圧力） ········································································- 63 図 3.3-14

同軸二重管方式（同軸二重管①、同軸二重管②、同軸二重管③）の坑口間差圧

図 3.3-15
図 3.3-16
図 3.3-17
図 3.3-18（生産側坑口圧力−注入側坑口圧力） ·························································- 64 U ループ方式（U ループ⓪、U ループ①、U ループ②）の圧力損失 ················- 65 同軸二重管方式（同軸二重管①、同軸二重管②、同軸二重管③）の圧力損失·····- 66 U ループ①の流路内状態分布（流量 50t/h） ·················································- 67 U ループ①の流路内状態分布（流量 200t/h） ················································- 67 -

図 3.3-19
図 3.3-20
図 3.3-21
図 3.3-22
図 3.3-23
図 3.3-24
図 3.3-25
図 3.3-26
図 3.3-27
図 3.3-28
図 3.3-29

U ループ②の流路内状態分布（流量 50t/h） ················································- 68 U ループ②の流路内状態分布（流量 200t/h） ··············································- 68 同軸二重管①の流路内状態分布（流量 5t/h、二重管外側が注入側） ················- 69 同軸二重管①の流路内状態分布（流量 20t/h、二重管外側が注入側） ···············- 69 同軸二重管①の流路内状態分布（流量 5t/h、二重管内側が注入側） ················- 70 同軸二重管①の流路内状態分布（流量 20t/h、二重管内側が注入側） ···············- 70 同軸二重管②の流路内状態分布（流量 5t/h、二重管外側が注入側） ················- 71 同軸二重管②の流路内状態分布（流量 20t/h、二重管外側が注入側） ···············- 71 同軸二重管②の流路内状態分布（流量 5t/h、二重管内側が注入側） ················- 72 同軸二重管②の流路内状態分布（流量 20t/h、二重管内側が注入側） ···············- 72 同軸二重管③の流路内状態分布（流量 5t/h、二重管外側が注入側） ················- 73 -v

図 3.3-30 同軸二重管③の流路内状態分布（流量 20t/h、二重管外側が注入側） ···············- 73 図 3.3-31 同軸二重管③の流路内状態分布（流量 5t/h、二重管内側が注入側） ················- 74 図 3.3-32 同軸二重管③の流路内状態分布（流量 20t/h、二重管内側が注入側） ···············- 74 図 3.3-33 Rock1 条件での時間経過 30 年断面における U ループ①と U ループ②の結果 ····- 77 図 3.3-34 Rock2 条件での時間経過 30 年断面における U ループ①と U ループ②の結果： ·- 78 図 3.3-35 Rock1 条件での時間経過 30 年断面における同軸二重管①、同軸二重管②、同軸二重管③の結果 ·························································································- 79 図 3.3-36 Rock2 条件での時間経過 30 年断面における同軸二重管①、同軸二重管②、同軸二重管③の結果 ·························································································- 80 図 3.3-37 U ループ⓪モデル坑井配置 ·······································································- 84 図 3.3-38 孔隙率と浸透率の影響確認（出口側坑口温度） ············································- 85 図 3.3-39 計算結果・出口側坑口温度 ·······································································- 86 図 3.3-40 鉛直坑近傍熱伝導率修正・出口側坑口温度 ··················································- 87 図 3.3-41 U ループ① の坑井デザイン ······································································- 88 図 3.3-42 U ループ① のグリッド XY 平面図 ·····························································- 89 図 3.3-43 U ループ①の出口側坑口温度 ····································································- 90 図 3.3-44 U ループ①の坑口圧力 ·············································································- 91 図 3.3-45 ラテラル坑の通し番号 ·············································································- 92 図 3.3-46 貯留層内温度分布図（新第三紀堆積岩、循環流量 100t/h） ····························- 93 図 3.3-47 ラテラル坑温度プロファイル（新第三紀堆積岩、循環流量 100t/h） ················- 94 図 3.3-48 ラテラル坑温度プロファイル（第四紀火山岩、循環流量 100t/h） ···················- 94 図 3.3-49 ラテラル坑近傍の流速プロファイル（新第三紀堆積岩、循環流量 100t/h） ·······- 95 図 3.3-50 ラテラル坑近傍の流速プロファイル（第四紀火山岩、循環流量 100t/h） ··········- 95 図 3.3-51 流速分布（深度(Z)方向、20 年後、第四紀火山岩、循環流量 200t/h） ··············- 96 図 3.3-52 流速分布（ラテラル坑直交(Y)方向、20 年後、第四紀火山岩、循環流量 200t/h）- 96 図 3.3-53 流速分布（ラテラル坑平行(X)方向、20 年後、第四紀火山岩、循環流量 200t/h）- 96 図 3.3-54
図 3.3-55
図 3.3-56
図 3.3-57
図 3.3-58

ラテラル坑間中間点の温度分布 ·································································- 98 U ループ①の発電量試算（カリーナサイクル）············································- 99 U ループ①の発電量試算（ランキンサイクル）············································- 99 U ループ②の坑井デザイン ····································································· - 100 U ループ② のグリッド XY 平面図 ··························································· - 101 -図 3.3-59
図 3.3-60
図 3.3-61
図 3.3-62

ラテラル坑 2 坑ケースの坑井配置と初期温度分布······································· - 103 ラテラル坑 2 本でのラテラル坑内循環流量 ················································ - 104 単一地温勾配ケースのラテラル坑内循環流量 ············································· - 104 マルチラテラル井モデル（12 ラテラル）と坑井分割（12 坑井）モデルの出口側坑
口温度の比較（地表圧入量 400t/h、新第三紀堆積岩） ································ - 106 マルチラテラル井モデル（2 ラテラル）と坑井分割（2 坑井）モデルの出口側坑口
温度の比較（地表圧入量 33.33t/h、新第三紀堆積岩） ································· - 107 U ループ②の出口側坑口温度 ·································································· - 108 ラテラル坑温度プロファイル（新第三紀堆積岩、循環流量 100t/h） ·············· - 109 ラテラル坑温度プロファイル（第四紀火山岩、循環流量 100t/h） ················· - 109 ラテラル坑近傍の流速プロファイル（新第三紀堆積岩、循環流量 100t/h） ····· - 110 -

図 3.3-63
図 3.3-64
図 3.3-65
図 3.3-66
図 3.3-67vi

図 3.3-68 ラテラル坑近傍の流速プロファイル（第四紀火山岩、循環流量 100t/h） ········ - 110 図 3.3-69 出口側坑口圧力（新第三紀堆積岩） ························································· - 111 図 3.3-70 出口側坑口圧力（第四紀火山岩） ···························································· - 111 図 3.3-71 ラテラル坑間中間点の温度分布 ······························································· - 113 図 3.3-72 U ループ②の発電量試算（カリーナサイクル）·········································· - 114 図 3.3-73 U ループ②の発電量試算（ランキンサイクル）·········································· - 114 図 3.3-74 同軸二重管の３方式の概念図 ·································································· - 115 図 3.3-75 同軸二重管方式の貯留層モデル ······························································· - 116 図 3.3-76 同軸二重管①各ケースにおける管内流体の温度および圧力の深度分布············ - 118 図 3.3-77

同軸二重管①各ケースにおける出口温度および出口における差圧（出口-入口）の経時変化 ····························································································· - 119 図 3.3-78 同軸二重管②各ケースにおける管内流体の温度および圧力の深度分布············ - 121 図 3.3-79

同軸二重管②各ケースにおける出口温度および出口における差圧（出口-入口）の経時変化 ····························································································· - 122 -

図 3.3-80 同軸二重管①および同軸二重管②の 20 年後の坑井周辺の温度分布断面 ·········· - 123 図 3.3-81 同軸二重管②の貯留層深部における流動 ··················································· - 123 図 3.3-82 同軸二重管③各ケースにおける管内流体の温度および圧力の深度分布············ - 126 図 3.3-83 同軸二重管③各ケースにおける出口温度および出口における差圧（出口-入口）の経時変化 ····························································································· - 127 図 3.3-84 GEOSIM による U ループ①の出口側坑口温度 ·········································· - 131 図 3.3-85 GEOSIM による U ループ②の出口側坑口温度 ·········································· - 132 図 3.3-86 対象とする坑井－岩盤貯留層系の概念 ······················································ - 138 図 3.3-87 U ループ⓪メッシュモデル ···································································· - 139 図 3.3-88 解析結果：温度分布（坑井） ·································································· - 140 図 3.3-89 解析結果：温度分布（岩盤貯留層） ························································· - 140 図 3.3-90 Beckers らによる坑口出口温度の解析結果 ················································ - 141 図 3.3-91
図 3.3-92
図 3.3-93
図 3.3-94
図 3.3-95

坑井出口温度(U ループ⓪) ······································································ - 141 坑井出口差圧(U ループ⓪) ······································································ - 142 岩盤内浸透率の違いによるラテラル坑周辺の地下水流動の相違 ····················· - 142 岩盤内の温度（U ループ①：堆積岩、200t/h ケース）(L1Q200R2) ··············· - 146 坑井内の温度（U ループ①：堆積岩、200t/h ケース）(L1Q200R2) ··············· - 146 -

図 3.3-96 坑井内の流れの方向（U ループ①：堆積岩、200t/h ケース）(L1Q200R2) ······ - 147 図 3.3-97 ラテラル坑周辺の温度分布 ····································································· - 147 図 3.3-98 ラテラル坑周辺の温度分布と地下水流動経路 ············································· - 148 図 3.3-99 坑井出口温度（U ループ①，火山岩）(L1Q50R1，L1Q100R1，L1Q200R1)··· - 149 図 3.3-100 坑井出口温度（U ループ①，堆積岩）(L1Q50R2，L1Q100R2，L1Q200R2) · - 149 図 3.3-101 坑井内温度プロファイル (U ループ①，火山岩)（L1Q50R1，L1Q100R1，
L1Q200R1）························································································ - 150 図 3.3-102 坑井内温度プロファイル (U ループ①，堆積岩)（L1Q50R2，L1Q100R2，
L1Q200R2）························································································ - 150 図 3.3-103 坑井出口差圧（U ループ①，火山岩）(L1Q50R1，L1Q100R1，L1Q200R1) · - 151 図 3.3-104 坑井出口差圧（U ループ①，堆積岩）(L1Q50R2，L1Q100R2，L1Q200R2) · - 151 -vii

図 3.3-105 坑井内圧力プロファイル (U ループ①，火山岩)（L1Q50R1，L1Q100R1，
L1Q200R1）························································································ - 152 図 3.3-106

坑井内圧力プロファイル (U ループ①，堆積岩)（L1Q50R2，L1Q100R2，

L1Q200R2）························································································ - 152 図 3.3-107 岩盤内の温度分布（U ループ②：堆積岩，200t/h ケース）(L2Q200R2) ······· - 154 図 3.3-108 坑井内の温度分布（U ループ②：堆積岩，200t/h ケース）(L2Q200R2) ······· - 154 図 3.3-109 坑井内で生じる逆流（U ループ②：堆積岩，200t/h ケース）(L2Q200R2) ···· - 155 図 3.3-110 坑井出口温度（U ループ②，火山岩）(L2Q50R1，L2Q100R1，L2Q200R1) · - 156 図 3.3-111 坑井出口温度（U ループ②，堆積岩）(L2Q50R2，L2Q100R2，L2Q200R2) · - 156 図 3.3-112 坑井内温度プロファイル (U ループ②，火山岩) ········································ - 157 図 3.3-113 坑井内温度プロファイル (U ループ②，堆積岩) ········································ - 157 図 3.3-114 坑井内圧力プロファイル (U ループ②，火山岩) ········································ - 158 図 3.3-115 坑井内圧力プロファイル (U ループ②，堆積岩) ········································ - 158 図 3.3-116 二重管方式メッシュ分割例 ··································································· - 160 図 3.3-117 周辺岩盤中、坑井内流体の温度分布（同軸二重管①方式，30 年後） ············ - 161 図 3.3-118 坑 井 出 口 温 度 （ 同 軸 二 重 管 ① ， 火 山 岩 ， 内 → 外 ） (P1Q5R1 ， P1Q10R1 ，
P1Q20R1) ··························································································· - 161 図 3.3-119 坑 井 出 口 温 度 （ 同 軸 二 重 管 ① ， 堆 積 岩 ， 内 → 外 ） (P1Q5R2 ， P1Q10R2 ，
P1Q20R2) ··························································································· - 162 図 3.3-120 坑 井 内 温 度 プ ロ フ ァ イ ル （ 同 軸 二 重 管 ① ， 火 山 岩 ， 内 → 外 ） (P1Q5R1 ，
P1Q10R1，P1Q20R1) ··········································································· - 162 図 3.3-121

坑 井 内 温 度 プ ロ フ ァ イ ル （ 同 軸 二 重 管 ① ， 堆 積 岩 ， 内 → 外 ） (P1Q5R2 ，

P1Q10R2，P1Q20R2) ··········································································· - 163 図 3.3-122 坑 井 出 口 差 圧 （ 同 軸 二 重 管 ① ， 火 山 岩 ， 内 → 外 ） (P1Q5R1 ， P1Q10R1 ，
P1Q20R1) ··························································································· - 163 図 3.3-123 坑 井 出 口 差 圧 （ 同 軸 二 重 管 ① ， 堆 積 岩 ， 内 → 外 ） (P1Q5R2 ， P1Q10R2 ，
P1Q20R2) ··························································································· - 164 図 3.3-124 坑 井 内 圧 力 プ ロ フ ァ イ ル （ 同 軸 二 重 管 ① ， 火 山 岩 ， 内 → 外 ） (P1Q5R1 ，
P1Q10R1，P1Q20R1) ··········································································· - 164 図 3.3-125 坑 井 内 圧 力 プ ロ フ ァ イ ル （ 同 軸 二 重 管 ① ， 堆 積 岩 ， 内 → 外 ） (P1Q5R2 ，
P1Q10R2，P1Q20R2) ··········································································· - 165 図 3.3-126

坑 井 出 口 温 度 （ 同 軸 二 重 管 ① ， 火 山 岩 ， 外 → 内 ） (P1Q5R1 ， P1Q10R1 ，

P1Q20R1) ··························································································· - 165 図 3.3-127 坑 井 出 口 温 度 （ 同 軸 二 重 管 ① ， 堆 積 岩 ， 外 → 内 ） (P1Q5R2 ， P1Q10R2 ，
P1Q20R2) ··························································································· - 166 図 3.3-128 坑 井 内 温 度 プ ロ フ ァ イ ル （ 同 軸 二 重 管 ① ， 火 山 岩 ， 外 → 内 ） (P1Q5R1 ，
P1Q10R1，P1Q20R1) ··········································································· - 166 図 3.3-129 坑 井 内 温 度 プ ロ フ ァ イ ル （ 同 軸 二 重 管 ① ， 堆 積 岩 ， 外 → 内 ） (P1Q5R2 ，
P1Q10R2，P1Q20R2) ··········································································· - 167 図 3.3-130 坑 井 出 口 差 圧 （ 同 軸 二 重 管 ① ， 火 山 岩 ， 外 → 内 ） (P1Q5R1 ， P1Q10R1 ，
P1Q20R1) ··························································································· - 167 図 3.3-131 坑 井 出 口 差 圧 （ 同 軸 二 重 管 ① ， 堆 積 岩 ， 外 → 内 ） (P1Q5R2 ， P1Q10R2 ，

viii

P1Q20R2) ··························································································· - 168 図 3.3-132 坑 井 内 圧 力 プ ロ フ ァ イ ル （ 同 軸 二 重 管 ① ， 火 山 岩 ， 外 → 内 ） (P1Q5R1 ，
P1Q10R1，P1Q20R1) ··········································································· - 168 図 3.3-133 坑井内圧力プロファイル（同軸二重管①，堆積岩，外→内） ······················ - 169 図 3.3-134 坑 井 出 口 温 度 （ 同 軸 二 重 管 ② ， 火 山 岩 ， 内 → 外 ） (P2Q5R1 ， P2Q10R1 ，
P2Q20R1) ··························································································· - 170 図 3.3-135 坑 井 出 口 温 度 （ 同 軸 二 重 管 ② ， 堆 積 岩 ， 内 → 外 ） (P2Q5R2 ， P2Q10R2 ，
P2Q20R2) ··························································································· - 170 図 3.3-136 坑 井 内 温 度 プ ロ フ ァ イ ル （ 同 軸 二 重 管 ② ， 火 山 岩 ， 内 → 外 ） (P2Q5R1 ，
P2Q10R1，P2Q20R1) ··········································································· - 171 図 3.3-137 坑 井 内 温 度 プ ロ フ ァ イ ル （ 同 軸 二 重 管 ② ， 堆 積 岩 ， 内 → 外 ） (P2Q5R2 ，
P2Q10R2，P2Q20R2) ··········································································· - 171 図 3.3-138

坑 井 出 口 差 圧 （ 同 軸 二 重 管 ② ， 火 山 岩 ， 内 → 外 ） (P2Q5R1 ， P2Q10R1 ，

P2Q20R1) ··························································································· - 172 図 3.3-139 坑 井 出 口 差 圧 （ 同 軸 二 重 管 ② ， 堆 積 岩 ， 内 → 外 ） (P2Q5R2 ， P2Q10R2 ，
P2Q20R2) ··························································································· - 172 図 3.3-140 坑 井 内 圧 力 プ ロ フ ァ イ ル （ 同 軸 二 重 管 ② ， 火 山 岩 ， 内 → 外 ） (P2Q5R1 ，
P2Q10R1，P2Q20R1) ··········································································· - 173 図 3.3-141

坑 井 内 圧 力 プ ロ フ ァ イ ル （ 同 軸 二 重 管 ② ， 堆 積 岩 ， 内 → 外 ） (P2Q5R2 ，

P2Q10R2，P2Q20R2) ··········································································· - 173 図 3.3-142

坑 井 出 口 温 度 （ 同 軸 二 重 管 ② ， 火 山 岩 ， 外 → 内 ） (P2Q5R1 ， P2Q10R1 ，

P2Q20R1) ··························································································· - 174 図 3.3-143 坑 井 出 口 温 度 （ 同 軸 二 重 管 ② ， 堆 積 岩 ， 外 → 内 ） (P2Q5R2 ， P2Q10R2 ，
P2Q20R2) ··························································································· - 174 図 3.3-144 坑井内温度プロファイル（同軸二重管②，火山岩，外→内） ······················ - 175 図 3.3-145 坑井内温度プロファイル（同軸二重管②，堆積岩，外→内） ······················ - 175 図 3.3-146

坑 井 出 口 差 圧 （ 同 軸 二 重 管 ② ， 火 山 岩 ， 外 → 内 ） (P2Q5R1 ， P2Q10R1 ，

P2Q20R1) ··························································································· - 176 図 3.3-147 坑 井 出 口 差 圧 （ 同 軸 二 重 管 ② ， 堆 積 岩 ， 外 → 内 ） (P2Q5R2 ， P2Q10R2 ，
P2Q20R2) ··························································································· - 176 図 3.3-148 坑井内圧力プロファイル（同軸二重管②，火山岩，外→内） ······················ - 177 図 3.3-149 坑井内圧力プロファイル（同軸二重管②，堆積岩，外→内） ······················ - 177 図 3.3-150 坑井出口温度（同軸二重管③，火山岩，内→外）(P3Q9R1，P3Q18R1) ······· - 179 図 3.3-151 坑井出口温度（同軸二重管③，堆積岩，内→外）(P3Q9R2，P3Q18R2) ······· - 180 図 3.3-152 坑 井 内 温 度 プ ロ フ ァ イ ル （ 同 軸 二 重 管 ③ ， 火 山 岩 ， 内 → 外 ） (P3Q9R1 ，
P3Q18R1) ··························································································· - 180 図 3.3-153 坑 井 内 温 度 プ ロ フ ァ イ ル （ 同 軸 二 重 管 ③ ， 堆 積 岩 ， 内 → 外 ） (P3Q9R2 ，
P3Q18R2) ··························································································· - 181 図 3.3-154 坑井出口差圧（同軸二重管③，火山岩，内→外）(P3Q9R1，P3Q18R1) ······· - 181 図 3.3-155 坑井出口差圧（同軸二重管③，堆積岩，内→外）(P3Q9R2，P3Q18R2) ······· - 182 図 3.3-156 坑 井 内 圧 力 プ ロ フ ァ イ ル （ 同 軸 二 重 管 ③ ， 火 山 岩 ， 内 → 外 ） (P3Q9R1 ，
P3Q18R1) ··························································································· - 182 -ix

図 3.3-157

坑 井 内 圧 力 プ ロ フ ァ イ ル （ 同 軸 二 重 管 ③ ， 堆 積 岩 ， 内 → 外 ） (P3Q9R2 ，

P3Q18R2) ··························································································· - 183 図 3.3-158 坑井出口温度（同軸二重管③，火山岩，外→内）(P3Q9R1，P3Q18R1) ······· - 183 図 3.3-159 坑井出口温度（同軸二重管③，堆積岩，外→内）(P3Q9R2，P3Q18R2) ······· - 184 図 3.3-160 坑 井内温度 プロフ ァイル （ 同軸二 重管③ ，火山 岩，外→ 内） (P3Q9R1，
P3Q18R1) ··························································································· - 184 図 3.3-161 坑 井内温度 プロフ ァイル （ 同軸二 重管③ ，堆積 岩，外→ 内） (P3Q9R2，
P3Q18R2) ··························································································· - 185 図 3.3-162 坑井出口差圧（同軸二重管③，火山岩，外→内）(P3Q9R1，P3Q18R1) ······· - 185 図 3.3-163 坑井出口差圧（同軸二重管③，堆積岩，外→内）(P3Q9R2，P3Q18R2) ······· - 186 図 3.3-164

坑 井 内 圧 力 プ ロ フ ァ イ ル （ 同 軸 二 重 管 ③ ， 火 山 岩 ， 外 → 内 ） (P3Q9R1 ，

P3Q18R1) ··························································································· - 186 図 3.3-165 坑 井 内 圧 力 プ ロ フ ァ イ ル （ 同 軸 二 重 管 ③ ， 堆 積 岩 ， 外 → 内 ） (P3Q9R2 ，
P3Q18R2) ··························································································· - 187 図 3.3-166 解析解による U ループ①の出口側坑口温度 ············································· - 191 図 3.3-167 ３モデルによる U ループ①の出口側坑口温度（新第三紀堆積岩） ··············· - 192 図 3.3-168 ３モデルによる U ループ①の出口側坑口温度（第四紀火山岩） ·················· - 193 図 3.3-169 坑井長を変更した解析解による出口側坑口温度（新第三紀堆積岩） ············· - 193 図 3.3-170 坑井長を変更した解析解による出口側坑口温度（第四紀火山岩） ················ - 194 図 3.3-171 坑井長を変更した解析解による出口側坑口圧力（新第三紀堆積岩） ············· - 194 図 3.3-172 坑井長を変更した解析解による出口側坑口圧力（第四紀火山岩） ················ - 195 図 3.3-173 解析モデルによる U ループ②の出口側坑口温度 ······································· - 196 図 3.3-174 解析モデルによる U ループ②の出口側坑口圧力（新第三紀堆積岩） ············ - 196 図 3.3-175 解析モデルによる U ループ②の出口側坑口圧力（第四紀火山岩） ··············· - 197 図 3.3-176 ３モデルによる U ループ②の出口側坑口温度（新第三紀堆積岩） ··············· - 197 図 3.3-177 ３モデルによる U ループ②の出口側坑口温度（第四紀火山岩） ·················· - 198 図 4.1-1
図 4.1-2
図 4.1-3
図 4.1-4
図 4.1-5

U ループ複数坑井方式概念図（左：U ループ①、右：U ループ②） ················ - 203 同軸二重管方式概念図（左：同軸二重管③、右：同軸二重管②） ··················· - 203 地温分布の設定 ······················································································ - 207 掘削坑内ツールの温度限界······································································· - 207 掘削基本計画: ケーシング計画 U ループ① ·················································· - 209 -

図 4.1-6 掘削基本計画: ケーシング計画 U ループ② ·················································· - 209 図 4.1-7 掘削基本計画: ケーシング計画（左：同軸二重管③, 右：同軸二重管②） ·········· - 210 図 4.1-8 掘削基本計画: 坑井概念 U ループ① ··························································· - 211 図 4.1-9 掘削基本計画: 傾斜掘計画 U ループ① ························································ - 211 図 4.1-10 掘削基本計画: マルチ坑井形状 U ループ① ················································ - 212 図 4.1-11 掘削基本計画: 坑井概念 U ループ② ························································· - 212 図 4.1-12 掘削基本計画: 傾斜掘計画 U ループ② ······················································ - 213 図 4.1-13 掘削基本計画: マルチ坑井形状 U ループ② ················································ - 213 図 4.1-14 掘削概念計画: 12 Legs の立面図 U ループ① ·············································· - 214 図 4.1-15 掘削概念計画: 12 Legs の立体図 U ループ① ·············································· - 214 図 4.1-16 掘削概念計画: 12 Legs の平面図 U ループ① ·············································· - 215 -x

図 4.1-17 掘削概念計画: 12 Legs の立面図 U ループ② ·············································· - 215 図 4.1-18 掘削概念計画: 12 Legs の立体図 U ループ② ·············································· - 216 図 4.1-19 掘削概念計画: 12 Legs の平面図 U ループ② ·············································· - 216 図 4.1-20 掘削工程表 Time-Depth curve（U ループ①） ··········································· - 235 図 4.1-21 掘削工程表 Time-Depth curve（U ループ②） ··········································· - 236 図 4.1-22 掘削工程表 Time-Depth curve（同軸二重管②） ········································ - 237 図 4.1-23 掘削工程表 Time-Depth curve（同軸二重管③） ········································ - 238 図 4.1-24 想定した断熱内管 ················································································· - 241 図 4.2-1 発電量計算のための経験式······································································· - 246 図 4.2-2 経験式のもととなった熱水温度・発電出力のデータ ····································· - 246 図 4.3-1 バイナリー発電機の動向 ·········································································· - 255 図 4.3-2 カリーナサイクルでの発電サイクル··························································· - 256 図 4.3-3 サイクル試算結果（ケース 1，ORC ペンタン）··········································· - 258 図 4.3-4 サイクル試算結果（ケース 2，ORC ペンタン）··········································· - 258 図 4.3-5 サイクル試算結果（ケース 3，ORC ペンタン）··········································· - 259 図 4.3-6 サイクル試算結果（ケース 4，ORC ペンタン）··········································· - 259 図 4.3-7 サイクル試算結果（ケース 5，ORC ペンタン）··········································· - 260 図 4.3-8 サイクル試算結果（ケース 2，ORC 代替フロン）········································ - 260 図 4.3-9 サイクル試算結果（ケース 3，ORC 代替フロン）········································ - 261 図 4.3-10 サイクル試算結果（ケース 4，ORC 代替フロン） ······································ - 261 図 4.3-11 サイクル試算結果（ケース 5，ORC 代替フロン） ······································ - 262 図 4.3-12 サイクル試算結果（ケース 1，カリーナサイクル アンモニア-水） ·············· - 262 図 4.3-13 サイクル試算結果（ケース 2，カリーナサイクル アンモニア-水） ·············· - 263 図 4.3-14 サイクル試算結果（ケース 3，カリーナサイクル アンモニア-水） ·············· - 263 図 4.3-15 サイクル試算結果（ケース 4，カリーナサイクル アンモニア-水） ·············· - 264 図 4.3-16 サイクル試算結果（ケース 5，カリーナサイクル アンモニア-水） ·············· - 264 図 4.3-17 発電端出力と発電設備費用の関係 ···························································· - 273 図 4.3-18 発電端出力と発電設備費用の関係の回帰式 ················································ - 273 図 4.4-1 発電コスト計算の概要 ············································································· - 274 図 4.4-2 発電コスト計算シートの入出力画面の例····················································· - 275 図 4.4-3 追加した入力シートの例 ·········································································· - 276 図 4.4-4 国内地熱発電所のデータによる運転維持費 ················································· - 278 図 4.4-5 Beckers らによる U ループ②のコスト計算条件とそれに基づく再計算結果 ······· - 282 -

xi

表目次
表 2.2-1 クローズド等方式による技術一覧と解析・費用算出対象 ·································· - 4 表 3.1-1 基本的な坑壁の破壊モード·········································································- 14 表 3.1-2 5 岩種の深度別分布割合 10 ·········································································- 19 表 3.1-3 透水係数・有効間隙率・熱伝導率・一軸圧縮強度の統計値 10 ···························- 20 表 3.1-4 岩盤等級から予想される物理定数の範囲·······················································- 25 表 3.1-5 浸透・力学問題で必要となる主要パラメータ ················································- 27 表 3.2-1 レンジング・坑井接合実績（2003-2022, SDI） その 1 ····································- 30 表 3.2-2 レンジング・坑井接合実績（2003-2022, SDI）その 2·····································- 31 表 3.2-3 推奨 BHA – U ループ① ·············································································- 38 表 3.2-4 推奨 BHA – U ループ② ·············································································- 39 表 3.3-1 熱回収シミュレーションの解析ツール··························································- 42 表 3.3-2 U ループ⓪の解析条件···············································································- 45 表 3.3-3 U ループ①、U ループ②、同軸二重管①、同軸二重管②、同軸二重管③の坑井・流表 3.3-4量等の解析条件 ······················································································- 46 U ループ①、U ループ②、同軸二重管①、同軸二重管②、同軸二重管③の岩盤・熱的条件（各方式共通） ·············································································- 48 -表 3.3-5 岩盤の物性 ······························································································- 54 表 3.3-6 ケーシングおよび熱水を岩盤の一部として扱う場合の物性 ······························- 54 表 3.3-7 地温分布の設定 ························································································- 54 表 3.3-8 U ループ⓪の解析条件···············································································- 55 表 3.3-9 U ループ①および U ループ②の解析条件······················································- 55 表 3.3-10 同軸二重管①、同軸二重管②、同軸二重管③の解析条件 ································- 56 表 3.3-11 U ループ①および U ループ②の経過時間 30 年断面における結果 ····················- 75 表 3.3-12
表 3.3-13
表 3.3-14
表 3.3-15
表 3.3-16

同軸二重管①、同軸二重管②、 同軸二重管③の経過時間 30 年断面における結果- 76 高温条件でのシミュレーション結果（U ループ②）······································- 81 高温条件でのシミュレーション結果（同軸二重管③） ···································- 82 U ループ①解析の坑井および貯留層初期温度のパラメータ·····························- 88 貯留層岩盤特性 ······················································································- 89 -表 3.3-17
表 3.3-18
表 3.3-19
表 3.3-20
表 3.3-21
表 3.3-22
表 3.3-23
表 3.3-24
表 3.3-25
表 3.3-26
表 3.3-27

U ループ①解析の熱的条件 ·······································································- 89 U ループ①の出口側坑口温度 ····································································- 90 各ラテラル坑内の平均循環流量（新第三紀堆積岩、地表流量 100t/h） ·············- 92 U ループ①の発電量試算 ··········································································- 98 U ループ②の坑井および貯留層初期温度のパラメータ································· - 100 U ループ②ケース計算結果・出口側坑口温度············································· - 107 U ループ②の発電量試算 ········································································ - 113 岩盤の熱的物性 ···················································································· - 116 同軸二重管①のケース設定値 ·································································· - 117 同軸二重管②のケース設定値 ·································································· - 120 同軸二重管③のケース設定値 ·································································· - 124 -xii

表 3.3-28 15 年後発電量試算・新第三紀堆積岩 ························································ - 128 表 3.3-29 15 年後発電量試算・第四紀火山岩 ··························································· - 129 表 3.3-30 GEOSIM モデル U ループ①ケース計算結果・出口側坑口温度 ····················· - 131 表 3.3-31 GEOSIM による U ループ②の出口側坑口温度 ·········································· - 132 表 3.3-32 U ループ方式の解析パラメータ ······························································· - 134 表 3.3-33 二重管方式の解析パラメータ ·································································· - 135 表 3.3-34 U ループ方式のメッシュ ········································································ - 136 表 3.3-35 二重管方式のメッシュ ··········································································· - 136 表 3.3-36 解析ケース ·························································································· - 143 表 3.3-37 岩盤熱物性 ·························································································· - 144 表 3.3-38 作動流体物性 ······················································································· - 144 表 3.3-39 初期条件 ····························································································· - 144 表 3.3-40 境界条件 ····························································································· - 144 表 3.3-41 坑井出口温度（採熱開始後 15 年時点） ···················································· - 187 表 3.3-42 解析解による U ループ①の出口側坑口温度 ··············································· - 191 表 3.3-43 解析解による U ループ②の出口側坑口温度 ··············································· - 195 表 3.3-44 シミュレーション結果のまとめ（1） ······················································· - 199 表 3.3-45 シミュレーション結果のまとめ（2） ······················································· - 200 表 3.3-46 シミュレーション結果のまとめ（3） ······················································· - 201 表 4.1-1 クローズド等方式による地熱発電技術一覧と費用算出対象 ···························· - 202 表 4.1-2 坑井仕様案 ···························································································· - 204 表 4.1-3 岩盤条件・熱的条件の案（各方式共通）····················································· - 206 表 4.1-4 掘削基本計画: 12 Legs 掘削深度まとめ (Rig A,B) U ループ① ························· - 217 表 4.1-5 掘削基本計画: 12 Legs 掘削深度まとめ (Rig A,B) U ループ② ························· - 217 表 4.1-6 掘削基本計画: 泥水計画 U ループ① ··························································· - 218 表 4.1-7 掘削基本計画: 泥水計画 U ループ② ··························································· - 218 表 4.1-8 掘削基本計画: 泥水計画 同軸二重管② ························································ - 219 表 4.1-9 掘削基本計画: 泥水計画 同軸二重管③ ························································ - 219 表 4.1-10 掘削基本計画: セメンチング計画 U ループ① ············································· - 220 表 4.1-11 掘削基本計画: セメンチング計画 U ループ② ············································· - 220 表 4.1-12 掘削基本計画: セメンチング計画同軸二重管② ··········································· - 221 表 4.1-13
表 4.1-14
表 4.1-15
表 4.1-16
表 4.1-17
表 4.1-18
表 4.1-19
表 4.1-20
表 4.1-21
表 4.1-22
表 4.1-23

掘削基本計画: セメンチング計画同軸二重管③ ··········································· - 221 掘削基本計画: 検層計画 （左：U ループ①、右：U ループ②） ····················· - 222 掘削基本計画: 検層計画（左：同軸二重管②, 右：同軸二重管③） ················· - 222 掘削日数予測の作業手順 ········································································ - 223 採用した 4 方式共通 掘進率（Average ROP） ··········································· - 224 PT, NPT に分類される掘削作業内容と時間(％)の事例 ································· - 225 U ループ①連続掘削における変数設定(Learning Curve 反映) ······················· - 226 U ループ②連続掘削における変数設定(Learning Curve 反映) ······················· - 226 掘削工程表 Operations time summary（U ループ① その１） ····················· - 227 掘削工程表 Operations time summary（U ループ① その 2） ······················ - 228 掘削工程表 Operations time summary（U ループ① その 3） ······················ - 229 -xiii

表 4.1-24 掘削工程表 Operations time summary（U ループ② その１） ····················· - 230 表 4.1-25 掘削工程表 Operations time summary（U ループ② その 2） ······················ - 231 表 4.1-26 掘削工程表 Operations time summary（U ループ② その 3） ······················ - 232 表 4.1-27 掘削工程表 Operations time summary（同軸二重管②） ···························· - 233 表 4.1-28 掘削工程表 Operations time summary（同軸二重管③） ···························· - 234 表 4.1-29 掘削日数一覧（その 1）········································································· - 239 表 4.1-30 掘削日数一覧（その 2）········································································· - 239 表 4.1-31 同軸二重管②と同軸二重管③の二重管材料費の見積り ································· - 240 表 4.1-32 クローズド 4 方式の掘削費用一覧 ···························································· - 242 表 4.1-33 U ループ① の掘削費用（詳細） ······························································ - 243 表 4.1-34 U ループ② の掘削費用（詳細） ······························································ - 244 表 4.1-35 同軸二重管②と同軸二重管③の掘削費用（詳細） ······································· - 245 表 4.2-1 経験式を用いた発電量の計算結果（1） ······················································ - 249 表 4.2-2 経験式を用いた発電量の計算結果（2） ······················································ - 250 表 4.2-3 高温条件のシミュレーション結果に基づく発電量 ········································ - 251 表 4.2-4 同軸二重管③の上昇熱水を地上で利用した場合の発電量 ······························· - 251 表 4.3-1 発電所建設費用試算の設定条件································································· - 252 表 4.3-2 発電所建設費用試算の参考とした解析結果 ················································· - 253 表 4.3-3 バイナリーサイクルに使用する代表的作動流体と特性 ·································· - 254 表 4.3-4

HFC245fa に代わる作動流体···································································· - 255 -表 4.3-5 各ケースにおいて想定した蒸発器での熱落差 ·············································· - 257 表 4.3-6 発電端出力試算結果 ················································································ - 257 表 4.3-7 各メーカー算出の発電端出力···································································· - 265 表 4.3-8 試算にて想定した設備等項目···································································· - 266 表 4.3-9 250kW ケースでの参考価格 ····································································· - 267 表 4.3-10 建設費用試算結果 媒体：ペンタン ························································· - 268 表 4.3-11 建設費用試算結果 媒体：代替フロン① ··················································· - 269 表 4.3-12 建設費用試算結果 媒体：代替フロン② ··················································· - 270 表 4.3-13 建設費用試算結果 媒体：アンモニア－水 ················································ - 271 表 4.3-14 発電端出力および発電設備費のまとめ ······················································ - 272 表 4.4-1 各クローズド方式に対応した発電コストの試算ケース ·································· - 277 表 4.4-2 割引率・設備利用率・所内率・固定資産税率・設備廃棄費用に関する資料 ······· - 279 表 4.4-3 各ケースのコスト試算の条件···································································· - 280 表 4.4-4 発電コストの試算結果 ············································································· - 281 表 4.4-5 本試算と Beckers らの条件の比較 ····························································· - 282 表 4.4-6 同軸二重管方式の掘削費 ·········································································· - 282 表 4.4-7 諸外国と日本の掘削費・発電設備費の違い ················································· - 283 表 4.4-8 坑井建設費削減による発電コストの変化····················································· - 284 表 4.4-9 既存坑井が利用可能な場合の同軸二重管③の発電コスト ······························· - 284 表 4.4-10 掘進率向上による発電コストの変化 ························································· - 285 表 4.4-11 高温環境を想定した発電コスト ······························································· - 286 -

xiv

xv

1. 実施概要
1.1 業務名称
革新的地熱発電の技術開発に関する委託業務「クローズド方式の地熱発電計画策定調査」

1.2 実施期間
令和 4 年 3 月 1 日～令和 5 年 3 月 17 日

1.3 実施場所
東京都港区麻布台 1-11-9
一般財団法人 エンジニアリング協会

1.4 調査対象
国内および海外の地熱開発に携わる企業、研究機関等に対するヒアリングや文献調査等により、坑井内を熱変換媒体が循環をするクローズド方式ならびに一部周囲との対流による熱交換を含む熱交換方式（以下、併せてクローズド等方式と呼ぶ。）等、従来の熱水系に頼らない地熱発電に関する技術（Enhanced Geothermal Systems（EGS）技術、
ただし水圧破砕等によりオープンの熱交換面を必要とする Hot Dry Rock（HDR）技術は除く）情報の調査を行い、これらの技術の内容をとりまとめる 。

1.5 調査の背景
地熱発電は、太陽光発電や風力発電のように日照や風速などの気象条件に依存しない
ことから、設備利用率の高いベースロード電源となり得る再生可能エネルギーである。したがって、2030 年のエネルギーミックスの達成をはじめ、 2050 年のカーボンニュート
ラル達成には CO 2 の排出の少ない地熱発電のさらなる推進が必要であり、現在の熱水系を用いた地熱発電に加えて熱水系に頼らない革新的地熱発電の技術開発が求められている。
1985 年から 2010 年にかけて実施された新エネルギー・産業技術総合開発機構の地熱開発促進調査では、地下に高温が確認されたものの熱水／蒸気の兆候が認められない地熱地域が多数発見されている。従来の地熱発電は、地熱流体（熱水／蒸気）の存在が前提であることから、これらの地域では従来型の地熱発電事業は成立しない。しかし、国内および海外で既に研究・開発が行われているクローズド方式による地熱発電は、地下に存在する高温岩体による熱資源のみを活用するものであり、熱水／蒸気の兆候が認められない地域においても地熱発電を行える可能性がある。
クローズド方式による地熱発電で必要となるのは高温岩体のみであり、その岩質や水理地質構造への依存度が低い発電方式であることから、適用可能地域の選択肢は大幅に拡大する。また、熱回収のための作用流体を地上から供給し、地下で昇温した熱水を地上で回収して発電する方式であり、作用流体と周辺岩盤内の地下水（熱水）との交換がないことが基本となっている。したがって、配管内へのスケール付着による流量低下という従来型地熱発電では避けることができなかった問題が発生する可能性も低くなる。さらに、熱水／蒸気を必要としない発電技術であることから、温泉事業者との競合による立地選定の問題や地熱地域に多い国立公園における自然公園法に規制を回避できるという利点もある。

-1-

このような利点を有するクローズド方式による地熱発電事業がこれまでに事業化されていないのは、クローズド方式で必要となる坑井掘削技術の実証、掘削費用の増大、初期投資に見合う熱水量（発電量）の確保などに関する見通しが得られていないことに起因する。そこで、本調査では、海外において一部実証試験が実施されているクローズド方式による地熱発電技術が、諸外国と異なる変動域に属する我が国で開発するにあ たり、公表されているクローズド方式の適応可能性を検討するとともに、本技術を用いた発電方式の開発モデルや必要となる技術の抽出等を行った。また、抽出した技術に関して、 現在の日本において利用可能な技術や現在の日本における費用に関する情報を用いて、発電コスト 試算を行い、クローズド方式による地熱発電の開発設計に資するための調査を実施した。

-2-

2. 評価対象技術の選定と検討対象技術の抽出
2.1 評価対象技術の選定
文献調査およびヒアリングにより得られた技術情報を技術分野ごとに取りまとめた。
前述のように、クローズド方式は一般に、地質や透水性の不確実性によらずどこでも導入が可能であることや作動流体がシステム内で完結しているといった利点がある一方で、高額な掘削コストに対して熱交換面積が小さく熱生産量が小さいことやサーマルブレイクダ
ウン（熱的減衰）が早いなどの欠点がある。
このような技術の利点・欠点を考慮して評価対象技術を選定した。選定においては、U
ループ方式または同軸二重管方式の代表的な技術であるかどうかと、概念の提案だけでなく技術の詳細が提示されているかや実証試験が実施されているかに着目した。
また、クローズド等方式の地熱発電に関する類似特許を確認するため、①クローズド等方式の全体システム、②坑井の掘削技術、③坑壁の保護対策、 を対象とした特許調査を実施しし、Appendix-1 にまとめた。

2.2 熱回収解析および費用算出対象技術の抽出
表 2.2-1 には各技術の 坑井仕様（坑井の構造、方向、ケーシング）と適用場（非熱水系／熱水系）について整理するとともに、熱回収解析の対象とするもの（ 3.3 節）と費用算出の対象とするもの（4.1 節）を示した。
熱回収解析の対象は下記の 6 方式とする。
・U ループ単一坑井方式（U ループ⓪：水平）・U ループ複数坑井方式（U ループ①：水平）・U ループ複数坑井方式（U ループ②：斜め）・同軸二重管方式（ケーシングと一重断熱管）（同軸二重管①：鉛直）・同軸二重管方式（二重管使用、非熱水系）（ 同軸二重管②：鉛直）・同軸二重管方式（二重管使用、熱水系）（同軸二重管③：鉛直）
費用算出の対象は、下記の 4 方式とする。
・U ループ複数坑井方式（U ループ①：水平）・U ループ複数坑井方式（U ループ②：斜め）・同軸二重管方式（二重管使用、非熱水系）（ 同軸二重管②：鉛直）・同軸二重管方式（二重管使用、熱水系）（同軸二重管③：鉛直）
U ループ⓪ はパイ ロッ ト技術であ るため それ 自体は費用 算出の 対象 とし ないが 、熱 回
収解析の解析手法の妥当性を評価する上で必要な実測データがあるため、解析のみで対象とする。また、同軸二重管①は坑井のケーシングと加圧ポンプの有無を除けば 同軸二重管②と類似した設備構成であることから、費用算出の対象とはしない（同軸二重管②で代表させる）。
この結果、U ループ①、U ループ②、同軸二重管②、同軸二重管③の４つの技術（群）が評価対象となる。対象とする技術の模式図を図 2.2-1 に示す。

-3-

表 2.2-1方式

クローズド等方式による技術一覧と解析・費用算出対象

坑井仕様

単一坑井
U ループ方 式
複数坑井

坑井内に一 重の断熱管を挿 入(坑壁あるいはケー
シン グ を外 管 ）

熱回収部のケーシング有無 坑井掘削方向

適用場

なし

水平

非熱水系

あり

水平

非熱水系

なし

水平
斜め

あり

水平・斜め

なし

鉛直・斜め

あり

鉛直 ・斜め

二重管方式
坑井内に二 重管

熱回収部の

なし

を挿入
あり

鉛直 ・斜め

非熱水系

費用算出対象

○

×

×

×

○

○

○

○

○

×

○

○

×

×

×

×

×

×

○

○

非熱水系
非熱水系
熱水系
非熱水系
熱水系

非熱水系

鉛直・斜め

蒸気卓越系

鉛直・斜め

非熱水系

鉛直 ・斜め

熱水系

-4-

解析対象

鉛直坑は
ｹｰｼﾝｸﾞ

2,400m
坑径 0.216m

2本

U ループ⓪1,700m

鉛直坑はｹｰｼﾝｸﾞ

1,500m

鉛直坑はｹｰｼﾝｸﾞ

1,500m12 本
坑径 0.216m
坑井間 75m

3,232m12 本
坑径 0.216m
坑井間 75m

2,000m
2,000m

U ループ①

U ループ②内管

内管
ｹｰｼﾝｸﾞ
gu

外管

VIT

同軸二重管外管

ｹｰｼﾝｸﾞ
gu

1,500mｹｰｼﾝｸﾞ
gu

1,000m
2,500m

3,000
m
岩
盤

岩
盤

孔径
0.311m岩
盤

3,000m3,000m

解析範囲

裸坑

流 量 19 t/ h
水 温 27 6℃
有孔 管

坑径0.216m

同軸二重管①
図 2.2-1

坑径0.216m

同軸二重管②

坑径0.216m

同軸二重管③

対象とするクローズド技術の概念図-5-

3. 選定した技術の技術的評価
3.1 深部岩盤の力学特性や応力場の計測事例等に関する情報の収集・整理
3.1.1

地熱地域における計測事例・評価事例等に関する情報の収集・整理

我が国に分布する岩盤の力学特性や応力場などに関する計測事例・評価事例等に関する情報収集として、石油技術協会誌、資源・素材学会誌、土木学会論文集・岩盤力学に関するシンポジウム講演集、JAEA レポートや NUMO 報告資料などを参照して該当する文献・資料を抽出し、それらの概要を整理した。抽出した文献ならびに各文献の概要は文献整理票に整理し、Appendix-2 に付した。以下に文献調査結果を記す。
(1)坑壁不安定化のメカニズムと岩石挙動モデル
坑壁が不安定となる現象は、基本的には岩石の力学的な破壊の現象であるが、そのメカニズムには地層の応力、地層水・掘削泥水の移動と間隙水圧変化、粘土鉱物の水和反応による膨潤・分散・強度低下、泥水温度と地層温度の差による熱応力の発生などが相互に影響し合う複雑な過程がある 1 。以下に基本的な考え方を整理する。
0 F

水平坑井近傍の応力と圧力の要素を図 3.1-1 に整理した。ここでは、坑井周辺は、等方弾性体で 2 軸応力状態下（p 1 ：最大主応力、p 2 ：最小主応力）にあると仮定した場合、円坑まわりの応力分布については Kirsch がその解を与えている（Kirsch の解） 2 。
こ こで σ r お よ び σ θ は 半 径お よ び 接線 方 向 の 応 力で 、 τ r θ はせ ん 断 応 力で あ る。 r=aの場合、壁面は自由面となるのでσ r 、τ r はゼロである。σ θ はθ=90°にて最大値 3p 1 p 2 となり、θに応じて変化してθ=0°で最小値 3p 2 - p 1 となる。坑から遠ざかるに従い
応力は急激に低下する 2 。
1 F

K=p 1 /p 2 としたときの坑壁周辺の応力状態は、 K が 1 のときは当然 σ θ は均等となり、K=3 のとき p 1 の 9 倍の応力が坑壁の一部で生じる。
すなわち、p 1 と p 2 との比が小さい方向に掘削した方が坑井の安定性が保たれることになる。例えば、正断層形の応力状態で水平井を掘削する場合には、この方向は最小主応力軸の方向に掘削することに相当する（図 3.1-2、図 3.1-3 参照） 1 。
(2)破壊基準
せん断破壊に対する安定性については、対象深度の主応力値を基に Mohr の応力円を描き、破壊線との相対位置で評価することができる。最大主応力σ 1 と最小主応力σ 3 時
における Mohr の応力円は図 3.1-4 に示したようになる。この応力円上の全ての対象箇所の特定の面に作用する垂直応力とせん断応力を表しており、 Mohr の応力円が破壊包絡線に接すると破壊が生じる。

1 山本晃司（2000）：石油開発における坑壁不安定に関する取り組み ,石油技術協会誌,

65, 5, pp.417-429.
2 R.E.グッドマン著, 大西雄三・谷本親伯共訳（1984）：わかりやすい岩盤力学, 鹿島出

版会, 79, pp.156-157.
-6-

図 3.1-1

図 3.1-2

円坑まわりの応力状態 2

断層変位の形態による応力状態の分類 1-7-図 3.1-3

正断層の応力状態（一例）における水平井の掘削方位と坑壁安定性 1

τMohr-Coulombの破壊基準
による破壊包絡線

τf=c+σtanφ

安全率(b/a)>1

b a
σ3
図 3.1-4

σ1

σMohr の応力円と破壊包絡線の関係の説明図

図 3.1-5 には 2 本の坑井について推定された応力場と破壊線の関係が示されている。
坑井 A では最大水平主応力値が低く見積もられ、破壊線から離れた位置にモール円が描かれている。ボアホールブレークアウトが生じた坑井 B では最大水平主応力値が大きく見積もられ、破壊線を超える位置にモール円が存在している。
図 3.1-5 の左図は坑井 B の摩擦係数をμ=0.6 あるいは 0.8 とした場合にせん断滑りを起こしうるフラクチャーの走向傾斜をステレオ図に表したものである。図 3.1-6 の右図
は坑井Ｂで検出された明瞭なフラクチャーの走向傾斜である。両者の走向傾斜方向が一致しており、せん断滑りの臨界状態の応力場にあることが示唆される。 3
2 F

3 熊野裕介ほか（2012）：勇払油ガス田におけるジオメカニクスによる生産性フラクチャ

ーの評価, 石油技術協会誌, 77, 1, pp.50-60.
-8-図 3.1-5

坑井 A（上図（a））と坑井 B（上図（b））における応力場 3

図 3.1-6

坑井 B（図 3.1-5（b））の応力場においてせん断滑りを起こし得る

フラクチャー面の走向傾斜（左図）と坑井Ｂにおいて検出された主要な
フラクチャー面の走向傾斜（右図） 3-9-(3)水圧の影響
ここで、坑内流体圧力 Pm の影響を考慮するとσ θ の最大値はθ=90°の時の 3p 1 - p 2 Pm となり、θ=0°の最小値は 3p 2 - p 1 -Pm となる（掘削によって岩盤中に生じる間隙水圧の変化やその変化が与える作用は考慮していない）。
岩石の圧縮強度を上回る応力が坑壁周辺で生じるボアホールブレークアウトは、
σ θ =3p 1 - p 2 - Pm＞Sc（岩石の圧縮強度）のとき図 2.3-1 に示す点 A1、A2 で生じる。
また、掘削に伴う坑壁引張亀裂（DTF：Drilling Induced Tensile Fracture ）は、σθ

=3p 2 - p 1 - Pm＜St（岩石の引張り強度）のときに図 2.3-1 中の点 B1 と B2 で生じる。
上記より、p 1 と p 2 の差が大きくなる場合、ボアホールブレークアウトが生じやすくなるとともに、フラクチャリングによる逸水も発生しやすい。よって、掘削地点の応力状態
下で逸水等が発生しない最大の泥水比重を知っておくことが重要である 2 。

図 3.1-7

円坑まわりの応力条件

図 3.1-8 は、応力場は 同じで間隙水圧が上昇した時のモール円の変化を示している。
間隙水圧が上昇すると、主応力を押し返す働きをして最大主応力と最小主応力が間隙水圧分だけ減じ、モール円が低応力側に移動し破壊線に近づく。このことは間隙水圧の上昇は岩石破壊に近づき、坑壁を不安定とさせる作用があることを示唆している。
水平坑井近傍の応力と坑内圧力の要素を図 3.1-9 に整理する。坑井 周辺の局所的な応力については、半径方向応力 σ r 、周方向応力 σ θ 、軸方向応力 σ z 、間隙流体圧力 Pp、坑内泥水圧力 Pm とすると、坑壁表面では泥水圧力と地層の岩石 との間で次のつりあい条
件が成立する。
・坑壁に垂直な応力(全応力)σ r が泥水圧力 Pm とつりあう:
σ r ＝P m（式 2.3-1）・坑壁表面でのせん断応力 τ r θ 、τ r z が 0:
τ r θ =τ r z =0

（式 2.3-2）

坑壁表面が泥壁に覆われることなく、坑内と流体力学的に連続しているとすると次の条件も成り立つ。
・間隙流体圧力 p p が泥水圧力 P m とつりあう:
p p =P m（式 2.3-3）- 10 -

ττf=c+σtanφ

Mohr-Coulombの破壊基準
による破壊包絡線安全率(b/a)>1

b a
σ3-Pp
図 3.1-8

σ3

σ1-Pp

σ1

σ

間隙水圧の上昇に伴うモール円の変化

ここで着目すべきは、坑井の周方向の応力σ θ である。一般的には、坑内の圧力 Pm が低下すれば周方向の応力 σ θ は上昇する(圧縮力が大きくなる)。一方、半径方向の応力 σrは低下する(圧縮→引張りに変化)。この状態を概念的に表したのが図 3.1-10 である。σrと σ θ はいずれも無限遠方では水平応力 Sh と等しくなるが坑井周辺では泥水圧力によって変化し、坑壁での両者の差 σ θ -σr が岩石強度を超えたときに岩石の破壊が起きる。これがボアホールブレークアウトである。したがって坑井掘削時には、σ θ -σr が大きくなり過
ぎないように泥水比重を十分高く保つ必要がある 4 。
3 F

坑壁周辺の応力は掘削直後に変化してそのまま変わらないが間隙圧力は時間に依存して変化する。図 3.1-11 は地層の浸透率が高い場合と低い場合の坑井周辺における掘削後の一定時間経過後の間隙流体圧力 p p と半径方向応力 σ r の分布を示している。アンダー
バランス掘削では泥壁が形成されないので坑壁表面で式 2.3-3 のつりあいが成立する。地層の浸透率が高ければ掘削直後に坑井周辺の間隙流体圧力が低下するので地層内は圧縮状態が保たれる。しかし、頁岩層のように地層内の浸透率が低い場合には圧力の変化速度が遅いため一時的に間隙流体圧力 P p が半径方向応力 σ r よりも高い引張状態が発生しうる。
この場合は岩石が坑壁表面に平行に剥がれるような破壊が生じる 4 。
ここまで整理してきた掘削による応力状態の変化に伴う坑壁の破壊について、 表 3.1-1に応力状態、応力のつり合いによる基本的な坑壁の破壊モードとして整理した 1 。

4 山本晃司（2004）：応力・地層圧力・泥水比重―坑壁不安定の現象とメカニズム , 石油技術協会誌,69, 5, pp.491-500.
- 11 -

図 3.1-9

図 3.1-10

坑内圧力と地圧の関係 4

泥水圧、地層圧、最小主応力の関係（水平面内で等方的な応力状態の場合） 4- 12 -

図 3.1-11

間隙流体圧力 pp と半径方向応力 σr の分布 4（水平面内で等方的な応力状態の場合）(4)岩盤の力学特性や応力場などに関する計測事例
1) 地下空洞の建設時の空洞不安定化事例
わが国では、これまで道路・鉄道トンネル、地下発電所、水封式備蓄貯槽など多くの地下空洞が建設されている。そのすべてが順調に竣工に至った訳ではなく、時には力学的不安定となり様々なトラブルに遭遇した事例も報告されている。地下空洞の施工に伴う不安定化事例は、坑道が直接観察できることなどから、不安定化の原因について多くの知見が蓄積されている。
坑井掘削と地下空洞掘削時の基本的な力学的な考え方は前節までに述べたような理論に基づいており、地下深部の坑井掘削の参考とすべく、以下に坑井掘削と関連すると思われる不安定化事例などを、坑井掘削と関連性の強い地質条件においてまとめた。
a) 断層破砕帯、褶曲じょう乱帯
断層破砕帯をトンネルが通過する場合、突発湧水や切羽崩壊等が生じることがある。
地質学的な要因としては、断層破砕帯で割れ目が多く透水性の高い地質状態となっている
場合や、断層粘土の遮水作用により断層前後の水圧差が大きくなっている場合などが挙げられる。また、褶曲じょう乱帯の掘削では、土被り荷重に加えて地質構造的な応力が作用する場合があり、地山強度が小さいと膨張性地圧が作用することがある。このような地質条件において坑井を掘削する場合、坑壁崩壊や坑壁押し出しなどが発生すると予想される
ことから、留意が必要である 5 。
4 F

図 3.1-12 に断層破砕帯を掘削中に切羽が崩壊し断層破砕帯の地山が土砂状となってトンネル内に流入してきた事例を示した。

5 土木学会（2016）：トンネル標準示方書［共通編］同解説 ［山岳工法編］同解説- 13 -

表 3.1-1

基本的な坑壁の破壊モード- 14 -

図 3.1-12

断層破砕帯による坑道不安定化例（飛騨トンネル） 6
5 Fb) 固結度の低い地質条件（未固結地山）
未固結地山は、新第三紀層砂層、岩石の風化帯の他、断層破砕帯等も含まれる場合がある。未固結地山は、一般に固結度が低く、応力解放や地下水の流入によって切羽が不安定化し、掘削に伴う湧水によって地山の流出、切羽の崩壊、 あるいはトンネル底盤のぜい弱化等が生じることがあり、特に被圧水が存在する場合には、これらの現象が顕著となる。 また、湧水による地下水の枯渇、地山の流出や崩壊による地表面沈下を招き、周辺の環境に影響を及ぼすことがある 5 。
坑井掘削においても、土砂流入、坑壁崩壊、湧水による地下水枯渇などを生じることが予想され、留意が必要な地質条件である。
図 3.1-13 に固結度の低い地質を掘削中に切羽が崩壊し地山が流入してきた事例を示した（大量の湧水を伴う土石流が切羽から約 160m 後方まで瞬時に押し寄せた）。

図 3.1-13

断層破砕帯による坑道不安定化例（ 日 暮山トンネル） 7
6 F

6 中日本高速道路株式会社（2008）：秘境を貫く飛騨トンネルの物語
7 釜谷薫幸ほか（2022）：記録的な大崩落とその対策－上信越自動車道日暮山トンネルⅡ

期線，土木学会第 57 回年次学術講演会，Ⅵ-161，pp.321-322.
- 15 -

c) 膨張性地山
膨張性地山のトンネルでは、掘削断面内空への著しい地山の押出しと強大な土圧の作用により、施工中の支保工や供用後の覆工に変状を生じる場合がある。この現象の原因として、地山中の粘土鉱物が吸水や除荷により結晶構造の層間に水を含んで体積増加して発生する場合と、地山が周辺の地圧に対抗できるほどの強度を持っていないために、塑性流
動的な変位により発生する場合の 2 種類が挙げられている 5 。
粘土鉱物の吸水等による膨張性地山の判断の一例を以下に示す 5 。このような粘土化・軟弱化した地質状況は、熱水変質作用によっても生じることから、地熱地帯における坑井掘削においても留意が必要な地質状況である。
・岩石中の主要粘土鉱物がモンモリロナイト
・2μm 以下の粒子含有率≧30%・塑性指数≧70
・陽イオン交換容量 35meq/100g 以上
・浸水崩壊度 D・ボーリングサンプルに破砕部多い
また、地山強度不足による膨張性地山の判断指標として、地山強度比 Gn（Gn=σc/γ
H、σc：一軸圧縮強度、γ：単位体積重量、H 土被り厚）がある。地山強度比 Gn が 2以下の場合、膨張性を示す可能性が極めて高いと判断される 5 。
d) 山はね
山はねは、トンネル掘削時において、掘削面周辺の岩盤の一部が大きな音響を伴って内空に突然飛び出す現象である。この現象は岩盤中に蓄えられた弾性ひずみエネルギーが解放されることに起因して発生すると考えられ、土被りが大きく、応力が大きい場合で、岩盤が均質で節理等の少ない地山で起こりやすい 5 。
図 3.1-14 は、山はねの発生の有無と水圧破砕法による初期地圧の関係を示したものである

7 F

8 。これらの検討結果から、山はねが生じる条件は、ボアホールブレークアウトが発生する初期地圧状態に近いと推定されている。すなわち、強度が高く割れ目の少ない岩石においても、最大主応力と最小主応力の差が大きい場合、ボアホールブレークアウトが発生する可能性があると推定できる。

8 新孝一ほか（2011）：地上からの調査に基づく坑道建設性評価（その 1）－難工事事象の地質要因の分析と山はね予測評価法の提案－，電力中央研究所研究報告 N10013.
- 16 -

図 3.1-14

山はねの発生の有無と初期地圧の関係（水圧破砕法）

2) 地下空洞の掘削方向の選定事例
大規模地下空洞の建設では力学的安定性の確保が大きな課題である。特に、想定されている放射性廃棄物処分施設のような地下深部の長大坑道では、初期地圧方向に応じて変位や応力の発現が小さい坑道レイアウトを選択することで経済的な最適化を図れることから、事前に初期地圧の主応力方向を確認して掘削方向や掘削位置を決めることが重要である。
このことから、幌延深地層研究センターでは、設計段階において、主応力方向や大きさに応じた掘削方向や支保パターンを定めて経済的な支保設計を試み、実施工時の内空変位測
定結果と初期地圧状態の関係などについて検討を行う研究が行われている 9 。
8 F

図 3.1-15 にこれらの調査坑道レイアウト図を図 3.1-16 に掘削方向と内空変位計測結果および計測値と解析結果の相関を示した。
これらの研究の結果、掘削方向と内空変位の予測は全般的に解析結果の方が大きい値となっているものの想定される範囲であること、地表より実施した初期地圧の測定結果と初期地圧に基づく設計内容はほぼ妥当と考えられることなどの知見が得られている。

9 本島貴之ほか（2014）：初期地圧の異方性を有する岩盤における支保設計と計測結果に基づく妥当性検証について，トンネル工学報告書，第 24 巻，Ⅰ-10，2014.12- 17 -

地圧測定
結果

図 3.1-15

図 3.1-16350m 調査坑道平面図 9 に加筆

掘削方向と内空変位量（左図）および計測値と解析結果の相関（右図） 9

3) 地下深部の地質状況と岩石物性
NUMO（2021）では、日本の地質環境情報を収集し、地質の特徴を明確にする観点か
ら、区分したいくつかの岩種（新第三紀・先新第三紀堆積岩類、新第三紀・先新第三紀火山岩類、新第三紀・先新第三紀深成岩類、変成岩類など）における主要な地質環境特性に係る統計量を算出している 10 。
9 F

区分した岩種の深度別分布割合を表 3.1-2 に、深度別分布図を図 3.1-17 に示す。また、
水 理 学 的 特 性 、 熱 的 特 性 、 物 理 的 特 性 お よ び 力 学 的 特 性 に 係 る 統 計 量 を 表 3.1-3 、 図
10 NUMO（2021）：包括的技術報告書，わが国における安全な地層処分の実現 －適切なサイトの選定に向けたセーフティケースの構築－付属書 3-13 検討対象母岩の設定- 18 -

3.1-18～図 3.1-21 にそれぞれ示す。
表 3.1-2

図 3.1-175 岩種の深度別分布割合 1 0

5 岩種の深度別分布図 5- 19 -

表 3.1-3

透水係数・有効間隙率・熱伝導率・一軸圧縮強度の統計値 1 0

図 3.1-18

透水係数分布（度数分布） 1 0- 20 -

図 3.1-19

有効間隙率分布（度数分布） 1 0

図 3.1-20

熱伝導率分布（度数分布） 1 0- 21 -

図 3.1-21

一軸圧縮強度 （度数分布） 1 0

図 3.1-22 に温度と一軸圧縮試験強度の関係を示す。この事例は頁岩の温度と一軸圧縮強度の関係であるが、温度上昇に伴い強度低下が生じる岩種も認められている。

図 3.1-22

頁岩における温度と力学特性

11
1 0 F

（(a)一軸圧縮強度，(b) 引張強度，試料は米国南部のオイルシェール，図中◆：高オイルグレード試料（ 210L/ton ）， 図 中× ： 低 オ イ ルグ レ ー ド 試 料 （ 63L/ton ）， 元 文 献は Eseme et al.,(2007) より 引 用 ）

図 3.1-23 には国内の初期地圧測定結果を示した。同図では地域ごとの水平最大主応力

11 手塚和彦 ・玉川哲也（2013）：シェールガス・オイル開発におけるジオメカニクス ,石油技術協会誌,78,1,pp.35～46- 22 -

と地殻水平歪が示されている。また、図 3.1-24 には水平最小主応力σHmin と被り深さ
h の 関 係 が 示 さ れ て い る 。 こ れ に よ る と 、 被 り 深 さ 600m 以 浅 の 水 平 最 小 主 応 力
σHmin は岩石区分による大きな相違は認められず、被り圧程度（被り圧の約 0.5 倍～
約 1.5 倍）の値となっている。一方、被り深さ 900m 以深では、は被り深さ 600m 以浅での傾向を外挿した値より小さいものが見られる（火成岩 1 データ、変成岩 8 データ）。
参考までに被り深さ h との関係について原点を通る直線で近似すると次のようになる。

図 3.1-25 に地下深部の応力測定事例（瑞浪超深地層研究所）を示す。この事例では、
深度 600m 付近の断層を境にして主応力値の増加傾向が明瞭に異なる。このように、同一地点においても深度によって応力特性が異なることがあり、坑井掘削時においても留意が必要である。
図 3.1-26 に岩盤等級（割れ目の密度や岩石の硬さによるクラス分け）ごとの原位置試
験による強度定数ｃ・φを集計し、それらの上下限値を定式化した例を示す。また、表
3.1-4 に岩盤等級から予想される物理定数の範囲を示す。このような地表付近の岩盤調査の蓄積された情報から、地下深部の速度やコアの状態に応じた概略強度定数を推定することが可能である。

図 3.1-23

初期地圧測定結果（左：水平最大主応力、右：地殻水平歪） 12
1 1 F

12 長 秋雄ほか（2009）：我が国における地下岩盤内の初期地圧状態－応力解放法による実測データに基づく－,地質調査研究報告, 60, 7/8, pp.413-447.
- 23 -

図 3.1-24

土被り深さと水平最小主応力の関係 11

図 3.1-25

地下深部の応力測定事例

1 2 F

13 , 14
1 3 F

13 山田淳夫ほか（2005）：瑞浪超深地層研究所を中心とした東濃における深地層の科学的研究－水圧破砕法による初期応力測定結果と地質構造－，地球惑星科学関連学会
2005 年合同大会要旨集，G018-P003(CD-ROM)，3p.
14 桑原和道ほか（2015）：超深地層研究所計画(岩盤力学に関する調査研究)深度 500m
における岩盤力学調査，JAEA-Research 2015-005.
- 24 -

図 3.1-26
表 3.1-4

岩盤等級とｃ・φ 15
1 4 F

岩盤等級から予想される物理定数の範囲 1 5

15 日本応用地質学会（1984）：応用地質特別号，岩盤分類- 25 -

3.1.2

課題と課題解決に向けた解析あるいは実験計画

大深度ボーリングは石油・天然ガスや地熱開発の調査・生産の分野で実績が多く、大深度ボーリング掘削時の坑壁不安定に関する事例も蓄積されている。図 3.1-27 に新潟県内陸部における基礎試錐（平成元～9 年度）の掘削障害事例、図 3.1-28 に掘削障害発生
深度の岩石種別を示す 1 。
新潟内陸では凝灰岩・火山岩系の地層の障害事例多いこと、炭層の崩壊事例が見られること、互層で岩石物性が変化する場合の崩壊事例が多く、逸水を伴う崩壊事例も多いことなどが明らかになっている。
対象岩の力学特性、周辺応力場、水理情報、地質学的な関連性など、これらの要素技
術はトンネル掘削やダム建設のための岩盤力学として発達し、土木分野では長い歴史がある。しかし、これらの土木分野の知見適用の場は限定的で、十分活用されていないのが現状である。これらの土木分野などで得られた知見や技術の適用課題について以下に整理した。

図 3.1-27

基礎試錐（平成元年度～9 年度）の掘削障害事例 1

図 3.1-28

掘削障害発生深度の岩石種別 1- 26 -

(1)現象理解
適用課題のひとつとして、石油・天然ガス分野などで実施された大深度ボーリング掘削時の坑壁不安定に関する現象の理解や解明が不十分で、豊富な実現象の観察・観測事例などにより力学的岩盤挙動の実践的な評価方法の議論や経験を積み上げてきた土木分野の知見を適用させにくい点があげられる。
現状では、深部掘削時の地質状況に応じた間隙水圧と坑内水圧の変化、各種掘削障害
に関する力学的挙動について不明瞭な点が多く、こうした力学的な現象が理解できていな
いとサイト設計への反映が難しい。
このため、過去の基礎試錐などの掘削障害事例を基にその時の応力、岩盤、水理デー
タなどを収集し、シミュレーションや実験などにより現象を理解・明らかにし、掘削計画などへ反映させることが必要となる。
このような解析に用いる解析シミュレーターは、浸透問題と力学問題を連成して解けるシミュレーターが望ましい。土木分野においては、商用レベルで既に適用されており、国内外での実績が多いソフトも存在する（FLAC3D、Soilplus など）。
これらの浸透・力学問題で必要となる主要パラメータは表 3.1-5 の とおりである。こうしたパラメータを得るためには文献調査などからの引用も可能であるが、より具体の設計に結び付けるためには、対象とする地盤での検層やコア試験結果などを用いることが望ましい。
表 3.1-5

浸透・力学問題で必要となる主要パラメータ

項目
密度
間隙率
弾性係数
粘着力ｃ
せん断摩擦角φ
ポアソン比
透水係数
比貯留係数
有効間隙率
上記の異方性に関する情報

取得可能な調査
密度検層、コア試験、文献調査
コア試験、文献調査
弾性波速度検層、コア試験、文献調査
コア試験、既往値
コア試験、既往値
弾性波速度検層、コア試験、既往値
原位置試験、コア試験、既往値
原位置試験、コア試験、既往値
コア試験、既往値
コア試験、既往値(2)大深度ボーリングで得られる調査データと土木分野での知見との関係性検討
大深度では各種検層データが力学的評価のための主要なデータである。一方、地表部の調査では、岩石試験、コア観察、露頭観察、検層データなど、多種多様なデータから力学特性を評価し、高精度な調査結果を設計等に反映できるようになっている。また、各種調査間の相関性に関する検討も行われている。
近年、ロックフィジックスモデルを用いた岩石物理モデルを用いて検層データから各
種物性データへ変換させる研究が進められている。 図 3.1-29 に示す砂および粘土からなる 2 粒子モデルを国内浅層部の物理探査データに適用したところ、 図 3.1-30 に示すように良い一致を示したことが報告されている。土木分野などで得られているデータなどをも- 27 -

とにこれらの検討成果を拡大して、地下深部の検層データへの解釈に適用し、孔壁安定性に資する主要データへ評価可能とすることも重要である。

図 3.1-29

ロックフィジックスを用いた岩石物理モデルの概念図（二粒子岩石モデル (Dvorkin, 2001)の例）(a)砂岩の顕微鏡写真，(b)二粒子岩石モデル,(c)P 波弾性率と間隙率の関係例

図 3.1-30

16
1 5 F

ロックフィジックスを用いた岩石物理モデル例(3)ボーリングデータのデータベース化
地下深部の地質状況を事前に十分に把握し、坑壁安定性等を吟味しサイト選定などを行うことは重要である。地下深部の地質特性の把握にはボーリングデータが不可欠であることから、サイト選定などに資することができるように、基礎調査の試錐情報（石油・天然
ガス、地熱関係）の非公開データも含めて岩石物性、掘削障害事例、応力データなどをデータベース化し、プロジェクト内で利用可能な形態にすることも重要である。
16 高橋亨・田中壮一（2009）：ロックフィジックスをベースにした浅層物理探査データの解釈技術に関する研究, 物理探査, 第 62 巻, 第 4 号, pp.437-446.
- 28 -

3.2 U ループ方式の掘削に関する技術調査・実績調査
本節では、日本における U ループ クローズド方式の掘削技術上の実現性を評価するた
めに、並行する傾斜坑井の長距離裸坑コントロール掘削と坑井位置確認・坑井接合に関する技術調査・実績調査を行い、技術課題の抽出と課題解決への提案を行う。
3.2.1

日本と海外における水平坑井・マルチラテラル坑井の掘削実績調査

こ の 10 年 、 Schlumberger 社 が 傾 斜 掘 サ ー ビ ス を 提 供 し た 水 平 井 ・ 大 偏 距 井

17
1 6 F

（ERD, Extended Reach Drilling well ）坑井数は世界で 1,241 坑を記録する。世界最長掘削深度は 15,000m(15km, ERD ratio 18 5.38) にも達する。そのうち、中東・アジ
1 7 F

ア地域の水平井・大偏距井含む ERD 坑井数は 761 坑 (max 水平偏距 AHD 9,700m,
ERD ratio 5.38) である。これに Schlumberger 社以外のサービス会社による掘削実績も含めると 10 年合計で 5,000 坑を超えるものと思われる。
図 3.2-1 に、過去 3 年間の中東・アジア地域の ERD 坑井の AHD 水平偏距 vs TVD 垂直深度プロットを示す。更に、中国・台湾・日本・韓国地域だけに絞ると、 3 年で 50 坑
(max AHD 8,000m, ERD ratio 4.81) の実績となる。その ERD 坑井の AHD 水平偏距
vs TVD 垂直深度プロットを図 3.2-2 に示す。このうち、日本での ERD 実績は、水平井5 坑・大偏距井 2 坑である。そのうち、マルチラテラル坑井は 3 坑となる。2006 年のデー タ に よ る と 、 世 界 の 水 平 井 ・ 大 偏 距 井 の う ち 、 マ ル チ ラ テ ラ ル （ Multi-Lateral,

10
,00
0m

6,0
00
m

3,0
00
m

Multi-ERD）坑井は、29 か国で 1,000 を超える坑井が仕上げられている。

3,000m5,000m7,000m
8,000m

図 3.2-1

過去 3 年の中東・アジアの ERD 坑井実績（水平偏距 vs 垂直深度） 19
1 8 F

17 偏距：坑口位置から坑底ターゲットまでの水平距離
18 ERD ratio：一般に水平偏距と垂直深度の比 2 以上の傾斜井を ERD 坑井と呼ぶ
19 Schlumberger 社より入手- 29 -

10
,00
0m

6,0
00
m

3,0
00
m

3,000m5,000m7,000m
8,000m

図 3.2-2
3.2.2

過去 3 年の極東地域の ERD 坑井実績（水平偏距 vs 垂直深度） 1 9

日本と海外における坑井位置確認・坑井接合の実績調査

世界でレンジング

1 9 F

20 による坑井位置確認・坑井接合（Ranging& Intersection ）サービスを提供する主なサービス会社は、Halliburton 社と SDI (Scientific Drilling) 社の 2 社であり、これまでに 8,000 以上の適用実績がある。その成功率は、ほぼ 100％となっている。表 3.2-1 と表 3.2-2 に、日本でのサービス実績を有する SDI 社の 2003 年
から 19 年間のレンジング・坑井接合の実績となる 188 件の概要を示す。
表 3.2-1

レンジング・坑井接合実績（2003-2022, SDI） 21 その 1
2 0 F

SDI ranging service - Project History and Experience 2003 No. Month-Year1
Jan‐032
Aug‐033
Oct‐06
4
Feb‐07
5
Apr‐07
6
Jul‐087
Jan‐098
Jan‐099Feb‐0910
Apr‐0911
Apr‐0912
Jul‐0913
Jul‐0914
Dec‐0915
Jun‐1016
Jul‐1017
Jul‐1018
Aug‐1019
Aug‐1020
Aug‐1021
Oct‐10Country
USA
USA
Indonesia
USA
Kazakhstan
CanadaUSA
USA
Venezuela
TurkeyArgentina
Qatar
USA
USA
USA
USA
USA
USA
USA
USA
USA

Project TypeP&A Intercept
P&A Intercept
Relief wellRelief wellRelief well
Open‐hole Intercept
P&A Intercept
P&A Intercept
Relief well
Vertical intercept
Relief wellRelief well
P&A Intercept
P&A Intercept
P&A Intercept
P&A Intercept
P&A Intercept
P&A Intercept
P&A Intercept
Geothermal re‐entry
Open hole sidetrack‐reentry

Technology
MagTraC
MagTraC
MagTraC
MagTraC
MagTraC
MagTraC
MagTraC
MagTraC
P＆A Intercept:
MagTraC
坑井の閉塞 ・廃棄（ Plug and
MagTraC
MagTraC
abandonment ） のため の側方貫MagTraC
通
MagTraC
Relief Well：
MagTraC
救済用井戸
MagTraC
Open hole I ntercept ：MagTraC
裸坑への側方貫通
MagTraC
Geothermal re -entry ：MagTraC
地熱坑井の再掘削
MagTraC
Open
hole sidetrack -ree ntry:
MagTraC
裸坑からの分岐掘削と再接続
MagTraC

Pass B y ：オイ ルサンド

171
Jul‐20USA
P&A Intercept
BlackShark172
Jul‐20USA
P&A Intercept
BlackShark173
Aug‐20USA
P&A Intercept
BlackShark
20 3 軸磁力計・3
174
Aug‐20
USA センサーによりターゲット井までの距離・方向・磁力の強P&A Intercept
BlackShark
軸加速度計
175
Sep‐20USA
P&A Intercept
BlackShark
さを計測する。この技術によって坑井位置確認・坑井接合サービスを提供する。
176
Oct‐20USA
P&A Intercept
BlackShark
21 SDI 社より入手
177
Nov‐20USA
P&A Intercept
BlackShark178
Nov‐20USA
P&A Intercept
BlackShark179
Jan‐21
USA
Intercept
Lodestone180
Aug‐21USA
P&A Intercept
BlackShark181
Sep‐21USA
P&A Intercept
BlackShark- 30 182
Sep‐21USA
P&A Intercept
BlackShark183
Feb‐22USA
P&A Intercept
MagTraC
184
Mar‐22USA
P&A Intercept
BlackShark185
Mar‐22USA
P&A Intercept
MagTraC

10
Apr‐09TurkeyVertical intercept
MagTraC
11
Apr‐09Argentina
Relief well
MagTraC
12
Jul‐09Qatar
Relief well
MagTraC
13
Jul‐09USA
P&A Intercept
MagTraC
14
Dec‐09USA
P&A Intercept
MagTraC
15
Jun‐10USA
P&A Intercept
MagTraC
16
Jul‐10USA
P&A Intercept
MagTraC
17
Jul‐10USA
P&A Intercept
MagTraC
18
Aug‐10USA
P&A Intercept
MagTraC
19
Aug‐10USA
P&A Intercept
MagTraC
20
Aug‐10USA
Geothermal re‐entry
MagTraC
表 3.2-2 レンジング・坑井接合実績（2003-2022,
SDI） 2 1 その 2
21
Oct‐10USA
Open hole sidetrack‐reentry
MagTraC

171
172
173
174
175
176
177
178
179
180
181
182
183
184
185
186
187
188

Jul‐20Jul‐20Aug‐20Aug‐20
Sep‐20Oct‐20Nov‐20Nov‐20Jan‐21
Aug‐21
Sep‐21
Sep‐21
Feb‐22Mar‐22Mar‐22
May‐22Jun‐22
Jul‐22

USA
USA
USA
USA
USA
USA
USA
USA
USA
USA
USA
USA
USA
USA
USA
USA
USA
CanadaP&A Intercept
P&A Intercept
P&A Intercept
P&A Intercept
P&A Intercept
P&A Intercept
P&A Intercept
P&A Intercept
Intercept
P&A Intercept
P&A Intercept
P&A Intercept
P&A Intercept
P&A Intercept
P&A Intercept
P&A Intercept
P&A Intercept
Pass‐byBlackShark
BlackShark
BlackShark
BlackShark
BlackShark
BlackShark
BlackShark
BlackShark
Lodestone
BlackShark
BlackShark
BlackShark
MagTraC
BlackShark
MagTraC
MagTraC
BlackShark
Lodestone

日本での実績としては、2010 年 鬼首地熱発電所（電源開発（株））における 3 坑の水蒸気爆発した生産井へのリリーフウェル掘削で、 SDI 社（日本代理店 GERD 社）のレン
ジングサービスが使用された。噴出井 3 坑のケーシング位置（坑井位置）の確認と噴出井への坑井接合が実施され、無事に生産井の水蒸気爆発を抑圧することに成功した。
図 3.2-3 に、そのうちの噴出井 1 坑へのリリーフウェル掘削概念図を示す。

図 3.2-3
3.2.3

鬼首 Well 128 のリリーフウェル掘削概念図

22
2 1 F

日本における U ループ方式掘削の技術課題および解決策

本項では、 日本に おけ る U-ルー プ掘削で 想 定される主 な技術 課題 （ 1）オ ープンホ ー
22Takizawa, K. et al. （ 2013 ）： Geothermal Relief Well at the Onikobe
Geothermal Power station ．GRC Transactions, Vol. 37, 69 -72.
- 31 -

ルサイ ドト ラッ ク作業 、（ 2） マル チラ テラ ル坑 井掘削 作業、（ 3 ）坑 井 位置確 認・ 坑井 接合作業について、その課題と解決策について報告する。
(1)オープンホールサイドトラック作業の技術課題と解決
後述の 4.1.4「掘削基本計画・掘削概念計画」に示す「傾斜掘計画／サイドトラック計画 （ 掘 削 費 用 算 出 用 ）」 は 、「 裸 坑 か ら の オ ー プ ン ホ ー ル サ イ ド ト ラ ッ ク ／ Open holesidetrack」とした。
また、その際、日本の硬い火山岩地層、とりわけ水平坑・ERD 坑裸坑部において、底辺にガイドを設置せずにサイドトラックを実行するのは、その枝掘り達成は難しいと予想
さ れ る こ と か ら 、 本 計 画 で は 、 設 置 回 収 が 可 能 な ホ イ ッ プ ス ト ッ ク （ Retrievable
Whipstock）を底辺のガイドとして設置する方式（ 図 3.2-4 左側参照）を採用したオープンホールサイドトラック計画とした。

Open hole sidetrack

Mechanicalguide

w/ Whipstock

図 3.2-4

w/o Whipstock

オープンホールサイドトラック

23
2 2 F

オ ー プ ン ホ ー ル サ イ ド ト ラ ッ ク に お け る 、 裸 坑 用 の 回 収 可 能 な Retrievable
Whipstock は、マーケットから入手可能であるが、その適用例は不明であり、はっきりしない。また、サイドトラックを終えた後のホイップストック回収の際、サイドトラック
切削時のホイップストック上部に堆積するカッティングスによって、元坑に設置したホイ
ップストックの回収困難が予想される。ホイップストック上部へのカッティングス堆積問
題を解決する最良の方策は、裸坑からの「Open hole sidetrack」ではなく、ケーシング
内からすべての Leg hole（枝坑）をサイドトラックする「Cased hole sidetrack」（図3.2-6）という安全な手法がある。これを行うには、サイドトラック ジャンクション部の全体を 9-5/8" ケーシ ングでカバー する必要 があり、その ためには 、より深い位 置に 95/8" を設置する必要がある。石油業界では、この Cased hole sidetrack によるマルチ
ラ テ ラ ル 坑 井 が 主 流 と な っ て お り 実 績 も 非 常 に 高 い 。 Cased hole sidetrack で は 、
23 Kim, J., Myung H. （2017）：Development of a Novel Hybrid-Type Rotary

Steerable Sy stem for Directional Drilling. IEEE Access, Volume 5 , 2017,
24678-24687.

- 32 -

Open hole sidetrack に比べ、全体として裸坑区間が短くなるため裸坑区間の深度延長
が 必 要 に な ろ う 。 詳 細 計 画 立 案 時 に は 、 掘 削 地 点 の 地 質 環 境 を 精 査 し Open holesidetrack と Cased hole sidetrack のどちらを選択するか、地質・リザバー・掘削エン
ジニア 3 者による十分な協議が必要である。

Open hole sidetrack

Open hole
Whipstock

図 3.2-5

オープンホールサイドトラック Whipstock 使用

24
2 3 F

Cased hole sidetrack

Cased hole
Whipstock

図 3.2-6

ケーストホールサイドトラック Whipstock 使用 2 6(2)マルチラテラル坑井掘削作業の技術課題と解決
U-ループ坑 井配置 の特 徴は、並行 する生 産井 （ Upper hole）と 注入 井（Lower hole ）両坑井の 9-5/8”ケーシ ングをセットした後、サイドトラックを行い、そのサイドトラッ
クした両 Leg A, B 坑井は一定の間隔を保ちながら互いに平行にオープンホールとして掘24 Ma, T., Chen, P., Zhao, J. （2016）：Overview on vertical and directional

drilling technologies for the exploration and exploitation of deep petroleum
resources, Geomechanics and Geophysics for Geo -Energy and Geo-Resources,(2016) 2:365–395.
- 33 -

削される。両坑井は、鉛直方向にも一定の距離を保ちながらコントロール掘削される（上下・左右の坑井間隔は温度干渉がないよう、地域ごとの地質環境により坑井間隔が決定される）。上下の両坑井（生産井、注入井）は、レンジングツールを使用して、お互いの相対方向と距離を確認（レンジング）しながら上下同時並行から最終的に坑井接合される。
U-ループの坑井配置は、James Joyce configuration デザインを基本にしており、今回のスタディでも同様な鉛直区間 (Leg A1, 9-5/8”casing vertical section) を主坑井にして、その下部からサイドトラック（枝掘り）した 11 坑（Leg A2 - A12）の Leg A
坑 井 群 （ Upper hole ） と 、 Leg B1 主 坑 井 か ら サ イ ド ト ラ ッ ク （ 枝 掘 り ） し た 11 坑（Leg B2 - B12）の Leg B 坑井群（Lower hole）が接合するデザインとした。以下、
図 3.2-7 および図 3.2-8 に、上記計画の基本坑井配置デザインを示す。図 3.2-10 には、
U-ループデザインの掘削手順概念図を示す。

図 3.2-7

U ループ①概念図- 34 -

図 3.2-8

U ループ②概念図

坑井 接合 の実 施方 法 と して は、 以下 の 図 3.2-9 に 示 す生 産井 への 「 dropping in 」 方式・「uphill (toe-up)」方式の 2 方式があるが、本スタディでは、接合作業のトルク・ド
ラッグが少ない自然な カテナリー（懸垂線） となる「dropping in / downhill 」方式 を採用した。

Producer

Injector

A: Producer drop into
(downhill)
the Injector

Producer

B: Injector uphill to
the Producer

Injector
図 3.2-9

生産井・注入井の坑井接合方法（A, B）- 35 -

本スタディでは、掘削の実現性評価のために収集した公開情報を基本にし、具体的なマルチラテラル坑跡計画（ Well trajectory ）を独自に策定したうえで、その実現性を評
価 し た 。 こ れ ら は ま た 、 掘 削 費 用 算 出 用 の 掘 削 基 本 計 画 ・ 掘 削 概 念 計 画 に も な っ た 。図3.2-10～図 3.2-13 に、その坑跡計画（Well trajectory）を示す。詳細は 4.1.4「掘削基本計画・掘削概念計画」で述べる。

図 3.2-10

U-ループ①の 12 坑の 3D ビュー

図 3.2-11

U-ループ②の 12 坑の 3D ビュー- 36 -

図 3.2-12

U-ループ①の 12 坑の平面ビュー

図 3.2-13

U-ループ②の 12 坑の平面ビュー- 37 -

以上、具現化した U-ループマルチラテラル坑井配置・坑跡計画（Multi-Lateral wellconfiguration, Well trajectory）に基づき、日本における U-ループマルチラテラル坑
井掘削の実現性評価を行った。この中で主要要素となる「傾斜掘編成（BHA, Bottom
Hole Assembly）」、「トルク・ドラッグ（Torque & Drag）」、「ハイドロウリクス（Hydraulics）」の事項に関して、技術計算と検証を行った。その結果の概要を以下に示す。
・本傾斜掘計画へ推奨する Schlumberger 社 傾斜掘編成（BHA）を表 3.2-3 および
表 3.2-4 に示す。いずれも既存の傾斜掘ツールを用い、計画する U-ループマルチラ
テラル坑井の掘削は実現可能である。また表 3.2-3 に注釈したように、U ループ①の 8-1/2” 坑水平坑掘削へは RSS (Rotary Steerable Sytem) の使用が推奨される。
・トルク・ドラッグ

2 4 F& Drag）の計算結果から、U ループ①では、Drill

25 （Torquestrings の最大揚荷重 219 klbs (99 ton)／掘削トルク 16 kft.lbs (2,200 kg.m) 、U
ル ー プ ② で は 、 最 大 揚 荷 重 420 klbs (190 ton) ／ 掘 削 ト ル ク 28 kft.lbs (3,900kg.m)、となり、想定する掘削リグ機器の能力範囲内に十分収まってお り、計画する
U ループマルチラテラル坑井の掘削は実現可能である。
・ ハ イ ド ロ ウ リ ク ス （ Hydraulics ） の 計 算 結 果 か ら 、 最 大 ポ ン プ 循 環 量 980gpm(3,700lpm) ／最大循環圧 2300 psi (160 ksc) となり、想定する掘削リグ機器の能力範囲内に十分収まっており、計画する U ループマルチラテラル坑井の掘削は実現可能である。
表 3.2-3

推奨 BHA – U ループ①

BHA plan- Eavor Loop 1.0 (SLB)
Hole
size

MD

17-1/2"

600 m
927 m

INC
(max)

KOP

12-1/4"Event

DLS(°/30m)

Drill

keep
verticalPower V RSS/MWD

Drill
Kick off 1

3.0 °Motor/MWD

1500 m57 °1500 m

57 °

Drill

2.0 °

90 °

Sidetrack/Whipstock

8.0 °Multi-lateral drill

2.5 °Intersection

2.0 °

BHA
(Schlumberger)

Motor/MWD
8-1/2"

1827 m

3500 mTD

EOB

Lateral90 °Motor/MWD, PowerDrive Orbit G2 RSS
or PowerDrive Archer RSS (2800m~)

It will be difficult to slide towards the end of the legs (2800m-) due to friction and hole drag.
PowerDrive Orbit G2 is an alternative RSS BHA when motor BHA can’t slide anymore.
PowerDrive Archer is another alternative RSS BHA with higher dogleg capability.

25

トル クと は、 坑内 に 挿 入し たビ ット ・ド リル スト リン グを 回転 させ るた めに 必要 な 力
であ り、 坑壁 とド リル スト リン グ間 の摩 擦状 況に よっ て増 減す る。 ドラ グと は、 坑 壁とド リル スト リン グ間 の摩 擦に よっ て発 生す る揚 負荷 ・降 負荷 のこ とで あり 、揚 降 管時のドリルストリング重量の増減として表れる。
- 38 -

表BHA
3.2-4
BHA
– U
plan 推奨- EavorLoop
2.0ループ②
(SLB)
Hole
size
17-1/2"

MD

INC
(max)

Event

DLS
(°/30m)

Drill

keep
verticalPower V RSS/MWD

Drill
Kick off 1

2.0 °Motor/MWD

Drill

2.0 °

Sidetrack/Whipstock

8.0 °Multi-ERD hole drill

2.5 °Intersection

2.0 °

550 m
Sec. TD

610 m

KOP

12-1/4" 1060 m

EOB

30 °

BHA
(Schlumberger)

1500 mSec. TD

1500 m Tangent

Motor/MWD
8-1/2"

30 °3500 mTangent
TD

Motor/MWD(3)坑井位置確認・坑井接合作業の技術課題と解決
2010 年 鬼首のリリーフウェル掘削では、水蒸気爆発した生産井 3 坑へのリリーフウェ
ル掘削において、レンジングが困難となる事象が発生した。これは、噴出する生産井のケーシングが酸性生産水により損耗してその磁力が低下していたことと、火山岩（安山岩）
地層中に含まれる帯磁性鉱物である磁鉄鉱が影響したことにより、リリーフウェルセンサ
ーで検知中に磁気干渉ノイズが発生し、噴出ターゲット井の坑井位置確認と、その結果の坑井接合（Ranging & Intersection）に苦労したとの報告

2 5 F

26 がなされている。

レンジングツールには 、パッシブレンジング （PMR, Passive Magnetic Ranging ）とアクティブレンジング（AMR, Active Magnetic Ranging ）があり、鬼首ではケーシ
ング磁極より発生する静磁場を検知する目的で PMR が使用された。一方、AMR は、片方の坑井から人工的な強い磁場を発生させ、それをもう片方の坑井に降下したセンサーから検知することで、互いの距離と相対方向を検知する方法である。
U ループ坑井を、日本の帯磁性 火山岩地帯に適用する場合は、AMR システムのレン
ジングツールを採用することによって、鬼首で発生したレンジングの課題は解消できるものと考える。SDI 社の 2 種類の AMR レンジングツールを日本で適用した場合の、坑井位置確認・坑井接合（Ranging & Intersection）の際の、両坑井へのレンジングツール
配置概念図を図 3.2-14 および図 3.2-15 に示す。坑井の温度環境、坑井間隔により、 2
種類のツールが使い分けられる。図 3.2-16 および図 3.2-17 には、この 2 種類の AMR
レン ジ ン グツ ー ル （MagTracer と Lodestone ）を 使 用 した 場 合 の、 セン サ ー 検知 範 囲（Detection range）と坑井間隔（well separation）の関係を示す。

26 赤坂千寿ほか（2015）：鬼首地熱発電所における地熱リリーフウェル掘削工事,

熱学会 H27 年度講演要旨集, A27.
- 39 -

日本地

Producer

Receiver

SDI MagTracer:

MWD sensor

spec 75m/225 ℃
Injector

Transmitter

Deploy WL, pump down
to the ranging source

図 3.2-14

MagTracer (Solenoid coil)ranging source

SDI MagTracer によるレンジング・坑井接合

27
2 6 F

ProducerTransmitter
SDI Lodestone:

Last BHA w/
rotating magnetic sub
ranging source

Lodestone At-Bit Magnetic
Ranging

spec 100m/150 ℃

Rotating
Magnetic
Sub

Injector
Deploy WL, pump down
the ranging probe sensor

図 3.2-15

Receiverranging probe sensor

SDI Lodestone によるレンジング・坑井接合

28
2 7 F

27 SDI ウェブサイトの情報に配置図追加

https://scientificdrilling.com/assets/uploads/2017/06/MagTracer -ActiveRanging-System-PF.pdf
28 SDI ウェブサイトの情報に配置図追加
https://scientificdrilling.com/assets/uploads/2019/09/Lodestone -PSS-SDIF008_08_19.pdf- 40 -

At 50m separation,
100m interval of the Producer can be detected

At 60m separation,
80m interval of the Producer can be detected

SDI
MagTracer:max 75m
detection
range

At 70m separation,
40m interval of the Producer can be detected

図 3.2-16

SDI MagTracer の最大センサー検知範囲と坑井間隔

29
2 8 F

SDI Lodestone:max 100m-120m
detection range
At 75m separation,
100m interval of the Producer can be detected

図 3.2-17

SDI Lodestone の最大センサー検知範囲と坑井間隔

29 SDI より入手
30 SDI より入手

- 41 -

30
2 9 F

3.3 熱回収量評価シミュレーション
3.3.1

解析ツールと解析条件(1)解析ツールと対象技術
熱 回 収 シ ミ ュ レ ー シ ョ ン の 解 析 ツ ー ル に は 各 々 の 特 徴 が あ る た め 、 こ こ で は 表 3.3-1に示す 5 つの方法によってそれぞれ解析を行い、出力を比較・総合して代表的な解析結果を取得することとした。
表 3.3-1
解析ツール
電中研プログラム

STARS
GOSIM
COMSOL Multiphysics
解析解

熱回収シミュレーションの解析ツール
概 要
NEDO 事 業 「 二 酸 化 炭 素 循 環 型 地 熱 発 電 シ ス テ ム の 開 発 」（2020-2021 年 度）で 電力中央 研究所 が適用 し た坑井内 熱流
動解析プログラム。坑井と周辺岩盤の軸対称モデル。
石油分野で開発された熱貯留層解析のための 熱化学反応・ジ
オメカニクス連成の汎用シミュレータ。
ドイツ GEO S 社で開発されたクローズドシステム専用シミュ
レータ。
汎用（構造力学、流体力学、伝熱ほか多分野に対応）の有限要素法を用いたシミュレータ
Ramey の方法に基づく定常状態を仮定した熱伝導の理論解による解析

シミュレーションの対象とするのは前章で述べたように以下の 6 つのクローズド技術である。
U ループ方式

同軸二重管方式

・U ループ⓪・同軸二重管①・U ループ①

・同軸二重管②・U ループ②・同軸二重管③このうち U ループ⓪は各解析ツールの計算の妥当性を最初に確認するために実測デー
タとの比較を行うものであり、確認後に他の 5 つの技術のシミュレーションを行う。
(2)解析条件
1) モデルの形状・構造解析モデルの形状・構造の概念を 図 3.3-1 に示す。U ループ⓪は実証試験サイトの形状に従い、深度 2,400m の鉛直坑（注入井、生産井）と長さ 1,700m の 2 本のラテラル坑とする。U ループ①は、深度 1,500m の鉛直坑（注入井、生産井）と片道長さ 2,000mの 12 本の水平ラテラル坑からなり、ラテラル坑の坑径は 0.216m（8.5 インチ）、坑井間の中心離隔は 75m（坑間の温度干渉が生じないと考えられる距離）とする。 U ループ②
は、深度 1,500m の鉛直坑の下端から斜め下方（水平から 60°下方に傾いた方向）に片道長さ 2,000m の 12 本のラテラル坑が配置するものとし（先端深度 3,232m）、ラテラ
ル坑の坑径・中心離隔は U ループ①と同じである。

- 42 -

鉛直坑はｹｰｼﾝｸﾞ

2,400m
坑径 0.216m

2本

U ループ⓪1,700m
鉛直坑は
ｹｰｼﾝｸﾞ

1,500m

鉛直坑はｹｰｼﾝｸﾞ

1,500m12 本
坑径 0.216m
坑井間 75m

3,232m12 本
坑径 0.216m
坑井間 75m

2,000m
2,000m

U ループ①

U ループ②内管

内管
ｹｰｼﾝｸﾞ
gu

外管

VIT

同軸二重管外管

ｹｰｼﾝｸﾞ
gu

1,500mｹｰｼﾝｸﾞ
gu

1,000m
2,500m

3,000
m
岩
盤

岩
盤

孔径
0.311m岩
盤

3,000m3,000m裸坑

解析範囲
流 量 19 t/ h
水 温 27 6℃
有孔 管

坑径0.216m

同軸二重管①
図 3.3-1

坑径0.216m

同軸二重管②

坑径0.216m

同軸二重管③

熱回収シミュレーションにおける各方式のモデル概念- 43 -

同軸二重管方式では、いずれの方式も坑井は深さ 3,000m の鉛直坑とする。同軸二重管①と同軸二重管②では内管（断熱管）は坑底付近まで達するものとする。同軸二重管③の二重管（同軸二重管③）の深さは 1,000m とし、坑井の最下部（深度 2,500～3,000m）
はスクリーンを通して熱水が坑井内に流入する構造とする。
2) 解析パラメータ
表 3.3-3 に U ループ⓪の解析条件を示す。文献にある既往解析に従い、岩盤の熱伝導率・比熱・飽和密度は鉛直坑周辺とラテラル坑周辺とで異なる値を与えている。鉛直坑周辺での熱伝導率は 2.25 W/mK、ラテラル坑周辺では 4.64 W/mK である。循環流量は、実証試験で熱サイフォン効果が得られた際の実績流量である 23t/h とした。
U ループ①, U ループ②、同軸二重管①、同軸二重管②、同軸二重管③の解析条件を表
3.3-3 と 表 3.3-4 に 示 す 。 い ず れ の 方 式 に お い て も 、 作 動 流 体 は 水 と し 、 注 入 温 度 は70℃である。
循環流量は実証試験や既往解析の実績を参考とした。 U ループ①と U ループ②では、
U ループ⓪実証試験の実績より大きめで U ループで想定されている流量である 50, 100,
200t/h とした。同軸二重管①と同軸二重管②では 5, 10, 20t/h とした。同軸二重管③では、米国 Coso の実証試験での流量を参考に 9, 18t/h とした。
地温分布（図 3.3-2）は、U ループ①では、最深部の 1,500m での地温が現在のレンジング技術で対応可能な上限温度の 220℃になるように設定した。U ループ②では、将来の 技 術 開 発 に よ り レ ン ジ ン グ 可 能 温 度 が 上 が る こ と を 見 込 ん で 、 最 深 部 の 3,232m で300℃となるように深度 1,500 以深の地温勾配を設定した。二重管方式（ 同軸二重管①、
同軸二重管②、同軸二重管③）の地温分布は、最深部の深度 3,000m において 300℃となるようにした。また、高温条件でのオプション解析では、 U ループ②で最大 500℃、同軸二重管③で最大 450℃となるケースも実施した。

図 3.3-2

地温分布の設定- 44 -

岩盤の熱伝導率・比熱・飽和密度・有効間隙率・浸透率は、第四紀火山岩と新第三紀堆積岩の 2 岩種を想定し（いずれも国内の地熱地域に分布すると考えられる岩種）、文献
値

3 0 F

31 をもとにそれぞれ設定した。第四紀火山岩の熱伝導率は1.3W/mK、新第三紀堆 積

岩は 1.8W/mK である。
二重管方式の 3 つの方式では、二重管内の循環の向きを変えた解析（外→内、内→外）を行った。
同軸 二 重管 ③ で 坑井 下 部か ら 流入 す る 熱水 の 温度 は 、ス ク リ ーン 区 間（ 深 度 2,500 ～
3,000m）の平均地温の 276℃とし、その流量は米国 Coso での試験実績を参考に 19t/hとした。
表 3.3-2方式

U ループ⓪の解析条件

項目

値

備考

U ループ⓪鉛直坑（注入井､生産

2,400 mケースドホール（実証試験（U ループ単一坑井方式、非熱水系）

井）の深さ
鉛直坑の坑径0.16 m2 本の水平ラテラル坑

深度）
ケーシングプログラムから設定

ラテラル坑の片道長さ

1,700 m実証試験 裸坑長 さ 1,900m

ラテラル坑の坑径

0.156 mと記載した文献もある
8-1/2”（実証試験坑径）

ラテラル坑の中心間隔
地温
岩盤の熱伝導率100m
地表 3 ℃
坑底 78 ℃
鉛直坑周辺

文献のキャリブレーション

2.25 W/mK

後の値

ﾗﾃﾗﾙ坑周辺

4.64 W/mK
岩盤の比熱

鉛直坑周辺

1.520 kJ/kgK
ﾗﾃﾗﾙ坑周辺

1.110 kJ/kgK
岩盤の飽和密度

鉛直坑周辺

2,240 kg/m 3
ﾗﾃﾗﾙ坑周辺
作動流体の比熱
循環流量

2,663 kg/m 3
4.18 kJ/kgK
23t/h

注入水の温度
注入圧力

24 ℃
140 kPa

実証試験での熱サイフォン
達成時の実績流量

31 NUMO「包括的技術報告 わが国における安全な地層処分の実現」付属書 3-13 検討対

象母岩の設定- 45 -

表 3.3-3

U ループ ① 、 U ループ ② 、 同 軸二 重管①、同軸二重管② 、同軸二重管③の坑井・流量等の解析条件

方式
U ループ ①
（U ループ複数坑井方式、非熱水系）
12 本の水平ラテラル坑

項目
鉛 直 坑( 注 入 井 ､ 生 産 井 ) の 深

値
1,500 m備考
ケースドホール

さ－

鉛直坑の坑径ケーシングプログラ
ムから設定

ラテラル坑の片道長さ

2,000 m裸坑

ラテラル坑の坑径

0.216 m75 m

8 -1/2”

ラテラル坑（往復路）の中
心間隔

既往解析での不干渉
距離

隣のラテラル坑との中心間

75 m

隔

既往解析での不干渉
距離50 t/h ／ 100t/h ／200t/h
鉛直坑（注入井､生産井）の1,500 mケースドホール
循環流量

U ループ②（U ループ複数坑井方式、非熱水系）
12 本の傾斜ラテラル坑

深さ－

鉛直坑の坑径ケーシングプログラ
ムから設定

ラテラル坑の片道長さ
ラテラル坑最深部の深度

2,000 m3,232 m

裸坑
傾 斜 角 度 30 度 の
2,000m 斜坑の坑底深度

ラテラル坑の坑径
ラテラル坑（往復路）の中

0.216 m
75 m

心間隔

75 m

隔

坑井の深さ
坑底部の坑径ケーシング, 一重断熱管

既往解析での不干渉
距離50 t/h ／ 100t/h ／200t/h3,000mケースドホール
0.216 m
8 -1/2”,

循環流量（同軸二重管方式、
非熱水系）

既往解析での不干渉
距離

隣のラテラル坑との中心間

同軸二重管①

8 -1/2”断熱管の長さ坑井より 1m 短い

断熱管の外径0.10 m
0.02 m0.06 W/mK

断熱管の厚さ断熱管の熱伝導率

盛田(1994) を参考
盛 田 (1994) で の 推 定値

5t/h／10t/h／
20t/h

循環流量

同軸二重管 ②
（同軸二重管方式、
非熱水系）
二重管使用

循環の向き

外→内／内→外坑井の深さ

3,000m

既往解析での例を参考
ケースドホール
深度 1500m までケー
スドホール、以深は裸坑

0.216m

坑底部の坑径8 -1/2 ” , 同 軸 二 重 管①と同じ- 46 -

坑井より 1m 短い

外管の長さ

0.178 m0.01 m90 W/mK

外径
外管の厚さ
外管の熱伝導率7”
同軸二重管③と同じ同軸二重管③と同じ内管（断熱管）の長さ

外管より 0.5m 短い

内管の外径

0.10 m
同軸二重管①と同じ
0.02 m
同軸二重管①と同じ
0.06 W/mK
同軸二重管①と同じ
5t/h ／ 10t/h ／ 同軸二重管①と同じ
20t/h

内管の厚さ
内管の熱伝導率
循環流量
循環の向き

外→内／内→外同軸二重管③
坑井の深さ（同軸二重管方式、 坑井のケーシング区間
熱水系）
坑底部の坑径二重管使用

同軸二重管①と同じ同軸二重管③ の長さ
同軸二重管③ の外径

3,000 m0～2,500m
0.216m
1,000 m0.178 m

同軸二重管③ 外管の厚さ0.01 m

同軸 二 重管 ③ 外 管 の 熱 伝 導

90 W/mK

想定値

同軸二重管①と同じ

この下はスクリーン
12 -1/4”
実証試験では 330m
7”
情報がなく推定値
鉄の値

率

同 軸 二 重 管 ③ 内 管 （ VIT ）0.10 m

情報がなく推定値（ 盛 田 ,1994 を 参

の外径

考）

同軸二重管③ 内管の厚さ0.02 m

同 軸 二 重 管③ 内 管 の 熱 伝 導

0.1 W/mK

情報がなく推定値

率

同軸二重管③ 内の循環流量

9t/h／18 t/h実証試験の実績流量とその半分

同軸 二 重管 ③ 内 の 循 環 の 向

外→内／内→外き
坑内地下水（熱水）の上昇

19t/h

Coso 実証試験の例：
19 t/h （ 地 上 バ ル ブ

流量操作で調整した最適値）

坑内水のケーシング区間下276℃

ス ク リ ー ン 区 間

端 （ 深 度 2,500m ） で の 流

500m の 平 均 地 温

入温度

276 ℃ の 熱 水 が 流 入 す
ると設定- 47 -

表 3.3-4

U ループ ①、 U ループ ②、 同軸二重管①、同軸二重管②、同軸二重管③の岩盤・熱的条件（各方式共通）

パラメータ

設定値
備考
新第三紀堆積岩
NUMO 包括的技術報告書 32
地表面温度
15℃
地温分布
U ループ①（最大深度 1,500m）：
深度 1,500m で 220 ℃ 33
（U ループ方式）
13.7 ℃/100m（(220-15)/1500×100＝13.7） （ U ループ ① ）U ループ②：
深度 1,500m まで：13.7 ℃/100m 深度 3,232m で 300℃ 34
深度 1,500m 以深：4.6 ℃/100m（ U ループ ②）（(300-220)/(3232-1500)×100=4.6）
地温分布
最大温度（深度 3,000m）を 300℃
（二重管方式）
9.5 ℃/100m（(300-15)/3000×100＝9.5）
水
4.217 kJ/kgK
作動流体の比熱3
水1,000 kg/m
作動流体の密度鉄の値
90 W/mK
ケーシングの熱伝導率
第四紀火山岩ケーシングの厚さ
岩盤の熱伝導率
岩盤の比熱
岩盤の飽和密度岩盤の有効間隙率
岩盤の浸透率注入水の温度

0.01m
1.3 W/mK
0.8 kJ/kgK
2,400 kg/m 3
16 ％2E-13 m 2

1.8 W/mK
1.2 kJ/kgK
2,300 kg/m 327 ％3E-14 m 2

国内の文献値の平均 3 5
国内の文献値の平均 3 5
国内の文献値の平均 3 5
国内の文献値の平均 3 5
国内の文献値の平均 3 5

70 ℃

32 NUMO（2021）：包括的技術報告書，付属書 4-2 設計で使用した地質環境特性の設定

値
https://scct.numo.or.jp/GeoCom2/faces/content/content10003526/content.xhtml
33 現状のレンジング可能温度上限として設定
34 将来的な技術開発目標としているレンジング可能温度上限として設定
35 NUMO（2021）：包括的技術報告書，付属書 3-13 検討対象母岩の設定
https://scct.numo.or.jp/GeoCom2/faces/content/content10003476/content.xhtml- 48 -

3.3.2

電中研プログラムによるシミュレーション(1)解析対象のモデル化と解析項目
U ループ方式は、地上から掘削された 2 本の坑井（注入井および生産井）と、それらの坑底を接続する単一または複数の坑井（ラテラル坑）からなる方式であり、坑井内を流れる熱媒（ここでは水）が坑井内壁を介して地下から熱を回収する。いずれの U ループ
方式においても注入井および生産井は鉛直坑である。 U ループ⓪は U 字型の坑井ループ
内を流れる熱媒を通じて地下から熱を回収する方式であり、本解析ではラテラル坑は水平坑として、同じ長さで 2 本に分岐したものとした。U ループ①および U ループ②は、ラテラル坑を複数に分岐させて折りたたむような構造にすることで伝熱面積の増大を図った方式である。U ループ①はラテラル坑が水平、U ループ②はラテラル坑が水平から 60°
下方に傾いた構造である。いずれの方式もラテラル坑の本数は 12 本で、ラテラル坑を向きや長さの等しい直線状の坑井としてモデル化した。
同軸二重管方式は、地下に設置された二重管内に熱媒を循環させて熱回収を行う方式
で、いくつかの種類が提案されている。同軸二重管①は二重管が直接岩盤に接触する方式である。熱水で満たされた坑井内に二重管を挿入した方式では、 同軸二重管②は二重管外部の熱水が静止したもの、同軸二重管③は二重管外部の熱水が地上へと流れ続けるものである。熱媒は二重管の外側から注入して内側から回収するケースと、その逆向きに循環させるケースの両方を解析対象とした。本解析では、全ての同軸二重管方式における流路を鉛直とした。
解析項目を以下に示す。
1) 数値解析モデルの検証（U ループ⓪方式に関する既往の文献との比較を実施）
2) 注 入井坑口から生産 井坑口までの熱回収量（同軸二重管方式については、「内外の流路のうち注入側の坑口から生産側の坑口までの熱回収量」と読み替える）
3) 管内圧力損失
4) 同一の岩盤・熱的条件における熱回収量の比較(2)数値解析モデル
1) 流路内の基礎方程式
NEDO 事業「二酸化炭素循環型地熱発電システムの開発」（2020-2021 年度）において適用した坑井内熱流動解析プログラムを用いて解析を実施した。 本プログラムで用いる数値解析モデルの概要を以下に述べる。
流路内の流れは定常かつ 1 次元的に記述できるものと考える。U ループ方式におけるラテラル坑の分岐については流量が等分配されるものとして、ラテラル坑のうち 1 本のみを解析する。流路を断面が一定となる領域毎に分割すると、その各領域の基礎方程式として、質量保存則は
𝜕(𝜌𝑢)
= 0
𝜕𝑥

(3.3.2-1)- 49 -

図 3.3-3

解析対象とした方式

運動量保存則は𝜕𝑝
𝜕(𝜌𝑢𝑢)=−− 𝐹 + 𝜌𝑔cos𝜃
𝜕𝑥
𝜕𝑥(3.3.2-2)

内部エネルギー保存則は𝜕(𝜌𝑢𝑒) 𝑄
𝜕𝑢
= −𝑝
𝜕𝑥
𝑎
𝜕𝑥

(3.3.2-3)で表される 3 6 。ここで𝑢は断面平均速度、𝑥は流路に沿う長さ、𝜌は密度、𝑝は圧力、𝑒 は内部エ ネ ルギ ー 、 𝑔は重 力 加速 度 、 cos 𝜃は重 力方 向 と 流路 方 向の 方 向余 弦 、 𝑎は流 路 断面 積
36 Cronshaw, M. B., Bolling, J. D. （1982）：Numerical model of the non -isothermal flow of carbon dioxide in wellbore, California regional SPE
meeting, March 24, 1982, San Francisco.
- 50 -

である。 また 𝐹は壁面摩 擦項、 𝑄は単位流路 長さ 当たりの 壁面伝熱 量で あり、以 下に示 す
モデルを用いて算出される。分割した流路同士の接続する部分で状態量が整合するように基礎方程式を解くことで、ループ全体の数値解析を実施する。熱力学的な量と物性の関係については、NIST の公開データベース 3 7 に基づいて与えた。壁面摩擦項や壁面伝熱 量のモデルは流路形状に依存する。図 3.3-4 に本報告で扱う流路形状を示す。U ループ方式の流路または同軸二重管方式における最も内側の流路は円形流路（直径を 𝐷とする）であり、それ以外の流路は 2 つの同心円（直径を 𝐷𝑖 と𝐷𝑜 とし、𝐷𝑖 < 𝐷𝑜 とする）による環状流路となる。

図 3.3-4

円形流路（左）および環状流路（右）壁面摩擦項については、次式で与える 3 8 。
1
𝜆𝐹 = 𝜌𝑢2(3.3.2-4)
2𝐷𝑒
こ こ で 𝐷𝑒 は 水 力 直 径 で あ り 、 円 形 流 路 で は 𝐷𝑒 = 𝐷、 環 状 流 路 で は 𝐷𝑒 = 𝐷𝑜 − 𝐷𝑖 で あ る 。 また𝜆は管摩擦係数である。本報告では滑らかな管のモデル 3 8(3.3.2-5)
𝜆1 = (0.79 ln(Re∗ ) − 1.64)−2
38, 39および粗い管のモデル−2𝐷𝑒(3.3.2-6)
𝜆2 = (2 log10 ( ) + 1.138)
𝛿
に基づき(3.3.2-7)
𝜆 = max (𝜆1 , 𝜆2 ),を与えた。 ここで Re∗ = 𝜌𝑢𝐷𝑒 𝜙/𝜇は修 正レイノル ズ数、 𝛿は壁 面粗度、 𝜇は粘性係数 で あり、
𝜙は円形流路では 1、環状流路では𝑟∗ = 𝐷𝑖 /𝐷𝑜 を用いて次式で与えられる係数である。
1 + 𝑟∗2
1(3.3.2-8)
𝜙=+2
1 − 𝑟∗
ln 𝑟∗
同軸二重管方式における、管壁を介した流路同士の伝熱については、管壁内面の半径および熱伝達率を𝑟𝑖𝑛 およびℎ𝑖𝑛 、管壁外面の半径および熱伝達率を 𝑟𝑜𝑢𝑡 およびℎ𝑜𝑢𝑡 、管壁の熱伝導率を𝑘𝑝 とすると、管壁内側における単位流路長さ当たりの壁面伝熱量は−11ln(𝑟𝑜𝑢𝑡 /𝑟𝑖𝑛 )1
𝑄 = 2𝜋 (++)
𝑟𝑖𝑛 ℎ𝑖𝑛𝑘𝑝
𝑟𝑜𝑢𝑡 ℎ𝑜𝑢𝑡
37 NIST ホームページ(𝑇𝑜𝑢𝑡 − 𝑇𝑖𝑛 )(3.3.2-9)https://www.nist.gov/srd/refprop

38 日本機械学会（2014）： 機械工学便覧 DVD-ROM 版 α4 流体力学, 日本機械学会.
39 益山忠・畠山信夫（2006）： 擬塑性流体の粗面同心二重円管内流れの管摩擦係数とレイノルズ数との関係, 資源と素材, 122 巻, 451-455.
- 51 -

となる。ここで𝑇𝑜𝑢𝑡 、𝑇𝑖𝑛 はそれぞれ管壁外側、内側流路の温度であり、管壁外側流路においては式(3.3.2-9)の(𝑇𝑜𝑢𝑡 − 𝑇𝑖𝑛 )を(𝑇𝑖𝑛 − 𝑇𝑜𝑢𝑡 )で置き換える。流体の熱伝達率 ℎに関しては、
円形流路では(𝜆/8)(Re∗ − 1000)Prℎ𝐷=
𝑘
1 + 12.7√𝜆/8(Pr2/3 −1)(3.3.2-10)環状流路の内側面ではℎ𝐷𝑒0.5= 0.019𝑟∗−0.18 Re0.8
𝑒 Pr𝑘
環状流路の外側面ではℎ𝐷𝑒
1 − √𝑟∗0.5= 0.019 (1 +) Re0.8𝑒 Pr𝑘7(3.3.2-11)(3.3.2-12)のモデルに基づいて与えた 4 0 。ここでRe𝑒 = 𝜌𝑢𝐷𝑒 /𝜇、𝑘は流体の熱伝導率、Prはプラントル数である。
2) 流路-岩盤間の伝熱流路-岩盤間の伝熱を予 測するにあたっては、流路近傍の岩盤内の温度分布が重要となる。流路近傍では、流路に沿う方向よりも流路に垂直な方向において岩盤温度変化が大きいと考えられるため、流路に垂直な断面内における岩盤内熱伝導の影響を考慮することとした。ここで岩盤内において熱水流れは生じないものとした。また岩盤内熱伝導の影響に比べて流体の熱伝達率の影響は無視できるものとした 4 1 。無限に広がった岩盤領域の、流路中心軸まわりの軸対称な半径方向熱伝導を仮定した。流路の温度を 𝑇、流路位置（深度）に 対 応 し た 自 然 状 態 （ 初 期 状 態 ） の 岩 盤 温 度 を 𝑇𝑎 と し て 、 壁 面 熱 流 束 𝑞 （ = 𝑄/𝜋𝐷ま た は
𝑄/𝜋𝐷𝑜 ）のモデルを
𝑞 = 𝐴(𝑇𝑎 − 𝑇)(3.3.2-13)の形で係数𝐴を用いて与えることとした。
図 3.3-5 に一例を示すように、注水後に時間の経過とともに流路近傍の岩盤温度は徐々に流路温度に近づくため、流路表面位置での岩盤温度勾配が変化し、結果的に壁面熱流束𝑞は変化してゆく。岩盤温度変化が壁面熱流束に及ぼす影響は、式 (3.3.2-13)において係数𝐴の時系列変化𝐴(𝑡)として現れる。ここで𝑇が一定かつ岩盤全域の初期温度が𝑇𝑎 と仮定する
ことで 、 𝐴(𝑡)は岩盤 の物性 に依存 する が、 𝑇や 𝑇𝑎 の値とは無 関係 にな る。そ こでこ の仮 定に 基 づ い て 岩 盤 条 件 に 応 じ た 関 数 𝐴(𝑡)を 予 め 求 め て お き 、 異 な る 時 間 断 面 ご と に 式(3.3.2-13)を用いて流路 内を定常解析した結果をつなげることで、坑井内状態の時系列変化を予測した。各定常解析においては、 𝐴(𝑡)は熱通過率に相当するパラメータとなり、𝑇𝑎は解析条件から与えられ、 𝑇は一定ではなく圧力𝑝と内部エネルギー𝑒の従属変数として扱われる。
なお岩盤の熱伝導の解析において、岩盤と接するケーシング部も岩盤の一部として解析を実施する。同軸二重管②および同軸二重管③では、二重管の外部坑井があり、外部坑
井は熱水で満たされている。このうち同軸二重管②では、二重管の外管、外部坑井の熱水、40 日本機械学会, 機械工学便覧 DVD-ROM 版 α5 熱工学, 2014, 日本機械学会.
41 Ramey, Jr. H.J.（1962）：Wellbore Heat Transmission. Journal of Petroleum

Technology Transactions, Vol.225, 427-435.
- 52 -

外部坑井のケーシングは物性の異なる岩盤の一部として扱う。同軸二重管③では外部坑井のケーシングについては岩盤の一部として扱うが、外部坑井内は底部から熱水が流入する
流路として式(3.3.2-1)-(3.3.2-3)の解析を実施する。

図 3.3-5

流路に垂直な断面内における岩盤温度変化の例

ここでは𝑇が一定かつ岩盤全域の初期温度が𝑇𝑎 と仮定した。

(3)解析条件
岩盤の物性、ケーシングおよび熱水を岩盤の一部として扱う場合の物性、地温分布の設定について、表 3.3-5～表 3.3-7 にまとめる。岩盤条件の Rock0 は U ループ⓪の数値解析を実施した既往文献 4 2 で用いられたものであり、Rock1 および Rock2 はそれぞれ第四紀火山岩および新第三紀堆積岩を模擬したものである（3.3.1(2)2）参照）。地温分布は U
ループ①と U ループ②で共通、また同軸二重管方式において共通の条件を与えた。また
各地熱発電方式の坑井寸法や注入水などの解析条件について、表 3.3-8～表 3.3-10 にまとめる。

42 TNO（2021）：Eavor Loop Audit Report, TNO report TNO 2019 R11549(update 21-05-2021).
- 53 -

表 3.3-5

岩盤の物性

第四 紀
火山 岩

表 3.3-6

新第 三 紀堆積 岩

ケーシングおよび熱水を岩盤の一部として扱う場合の物性表 3.3-7

地温分布の設定- 54 -

表 3.3-8

表 3.3-9

U ループ⓪の解析条件

U ループ①および U ループ②の解析条件- 55 -

表 3.3-10

同軸二重管①、同軸二重管②、同軸二重管③の解析条件(4)解析結果
以下では、流路内状態分布の解析結果に基づいて、坑口状態に関する結果を示す。
1) 数値解析モデルの検証
数値解析モデルの検証として、U ループ⓪に関する既往文献の結果と、本報告の数値解
析結果との比較を行う。比較のため、U ループ⓪の解析条件（表 3.3-8）については文献
4 3 に基づいて与えた。比較対象となるデータは文献 4 2 , 4 3 に記載されている数値解析および実証試験から得られた生産井坑口温度および生産井坑口圧力の時系列変化である。
図 3.3-6 に U ループ⓪に関する既往の解析結果および実証試験の結果 4 3 と、本報告の解析結果を重ねてプロットしている。図 3.3-7 に示すように、実証試験ではシステムの停止を含む注入条件の変動があり、既往の解析結果もその変動を反映しているのに対 して、本報告では実証試験における平均的な注入井温度および流量を一定の解析条件として与え
43 Beckers, F., Johnston, E. （2022）： Techno-Economic Performance of Eavor-

Loop 2.0．PROCEEDINGS, 47th Workshop on Geothermal Reservoir
Engineering, February 7 -9, 2022, Stanford University, Stanford, California.
- 56 -

ている。このように条件の違いはあるものの、生産井坑口温度や生産井坑口圧力の時系列
変化について、本報告の解析結果は、概ね既往の解析結果と一致した。生産井坑口温度に関しては、本報告の解析結果は実証試験結果とも概ね一致した。生産井坑口圧力の実証試
験結果は変動が大きいものの、比較的安定していると考えられる 1.2 年以降の時間領域において時間経過と共に低下する傾向がみられており、この低下傾向は本報告の数値解析においても再現できている。以上の結果より、本報告の数値解析モデルは妥当と判断した。
流路内の状態分布については 図 3.3-8 に示す。

図 3.3-6

U ループ⓪の解析結果：(a) 生産井坑口温度、(b) 坑口圧力

Present は本報告の解析結果、 Beckers は文献 4 3 の解析結果、Measured は実証試験結果（文献 4 3 ）、inlet は注入井坑口、outlet は生産井坑口を表し、Inlet for Simulation は本報告および文献 4 3 の数値解析で入力条件として与えた共通 の注入井坑口圧力。

図 3.3-7

U ループ⓪の入力条件：(a) 流量、(b) 注入井坑口温度

Present は本報告の入力条件、 Beckers は文献 4 3 の解析における入力条件、Measured は実証試験の計測値（文献 4 3 ）を表す。文献 4 3 の図を一部修正した。

- 57 -

図 3.3-8

U ループ⓪の流路内の状態分布（経過時間 1.5 年）2) 注入井坑口から生産井坑口までの熱回収量
熱回収量は、坑口間（U ループにおける生産井と注入井の間、あるいは二重管流路のう
ち生産側と注入側の間）の比エンタルピ差に流量を乗じた値で評価する。図 3.3-9 に、Uループ方式（U ループ⓪、U ループ①、U ループ②）の熱回収量の時系列変化を示す。いずれの条件においても、熱回収量は時間の経過と共に低下する結果を得た。 U ループ①および U ループ②に関しては、熱回収量は Rock1 よりも Rock2 の岩盤条件において大きくなり、また流量の増加につれて大きくなることが分かった。
図 3.3-10 に同軸二重管方式（同軸二重管①、同軸二重管②、同軸二重管③）の熱回収量の時系列変化を示す。いずれの方式においても、二重管の外側を注入側としたほうが熱回収量が大きくなる傾向を得た。同軸二重管①および同軸二重管②については、ほとんどの条件で熱回収量が時間の経過とともに低下する結果を得た。例外として、二重管の内側を注入側、流量を 5t/h、岩盤条件を Rock2 としたときは、経過時間が 1 年未満の領域で、時間の経過と共に熱回収量が増加し、岩盤条件 Rock1 のほうが熱回収量が大きくなった。
同軸二重管③については全ての条件において、特に経過時間 1 年未満において、熱回収量
が時間の経過と共に増加する傾向が見られた。
図 3.3-11～図 3.3-14 に、熱回収量（比エンタルピ）と関係し、また発電効率や所内動力に影響する生産井坑口温度（ U ループ方式）、生産側坑口温度（同軸二重管方式）および坑口間圧力差を示す。坑口温度（図 3.3-11 および図 3.3-12）については、どの条件においても時間経過に伴う増減傾向は熱回収量と同様であった。 U ループ方式の坑口間圧力差（図 3.3-13） につい ては、 全て の条件 にお いて正 の値 となっ てお り、坑 井内 の循環 に際して昇圧が不要ということを示している。ただし、今回の検討に含まれていない発電設
備側の圧力損失について、別途考慮する必要がある。同軸二重管方式の坑口間圧力差（ 図- 58 -

3.3-14）については、負の値を示す条件も見られた。
3) 管内圧力損失
管内の圧力損失は式(3.3.2-2)における壁面摩擦項𝐹を流路に沿って入口から出口まで積分した値で評価する。図 3.3-15 および図 3.3-16 に、U ループ方式および同軸二重管方式の圧力損失の時系列変化をそれぞれ示す。いずれの条件においても、時間経過による圧力損失の変化はわずかであった。また U ループ⓪（図 3.3-15(a)）を除く全ての条件において、圧力損失に対する岩盤条件の影響はわずかであり、また流量の増加につれて圧力損失が増加する結果を得た。
4) 流路内の状態分布
流路内の状態分布（温度、圧力、密度）を 図 3.3-17～図 3.3-32 に示す。いずれも、岩盤条件は Rock1（第四紀火山岩）、流量は最大および最小のケース、注入圧は 6MPa、30 年断面の結果である。これらの結果より、圧力の低下や温度の上昇に伴う相変化は生じないことを確認した。

図 3.3-9

U ループ方式（U ループ⓪、U ループ①、U ループ②）の熱回収量- 59 -

図 3.3-10

同軸二重管方式（同軸二重管①、同軸二重管②、同軸二重管③）の熱回収量

outer は二重 管外 側を 注 入側と した ケース 、 inner は二重管 内側 を注 入側 とした ケー スを示 す。

- 60 -

図 3.3-11

U ループ方式（U ループ⓪、U ループ①、U ループ②）の生産井坑口温度- 61 -

図 3.3-12

同軸二重管方式（同軸二重管①、同軸二重管②、同軸二重管③）の生産側
坑口温度

outer は二重 管外 側を 注 入側と した ケース 、 inner は二重管 内側 を注 入側 とした ケー スを示 す。

- 62 -

図 3.3-13

U ループ方式（U ループ⓪、U ループ①、U ループ②）の坑口間差圧（生産井坑口圧力−注入井坑口圧力）- 63 -

図 3.3-14

同軸二重管方式（同軸二重管①、同軸二重管②、同軸二重管③）の坑口間差圧（生産側坑口圧力−注入側坑口圧力）

outer は二重 管外 側を 注 入側と した ケース 、 inner は二重管 内側 を注 入側 とした ケー スを示 す。

- 64 -

図 3.3-15

U ループ方式（U ループ⓪、U ループ①、U ループ②）の圧力損失- 65 -

図 3.3-16

同軸二重管方式（同軸二重管①、同軸二重管 ②、同軸二重管 ③）の圧力損失- 66 -

図 3.3-17

U ループ①の流路内状態分布（流量 50t/h）

図 3.3-18

U ループ①の流路内状態分布（流量 200t/h）▼：注入側を表す（以下の図も同じ）- 67 -

図 3.3-19

U ループ②の流路内状態分布（流量 50t/h）

図 3.3-20

U ループ②の流路内状態分布（流量 200t/h）- 68 -

図 3.3-21

同軸二重管①の流路内状態分布（流量 5t/h、二重管外側が注入側）

図 3.3-22

同軸二重管①の流路内状態分布（流量 20t/h、二重管外側が注入側）- 69 -

図 3.3-23

同軸二重管①の流路内状態分布（流量 5t/h、二重管内側が注入側）

図 3.3-24

同軸二重管①の流路内状態分布（流量 20t/h、二重管内側が注入側）- 70 -

図 3.3-25

同軸二重管②の流路内状態分布（流量 5t/h、二重管外側が注入側）

図 3.3-26

同軸二重管②の流路内状態分布（流量 20t/h、二重管外側が注入側）- 71 -

図 3.3-27

同軸二重管②の流路内状態分布（流量 5t/h、二重管内側が注入側）

図 3.3-28

同軸二重管②の流路内状態分布（流量 20t/h、二重管内側が注入側）- 72 -

図 3.3-29

同軸二重管③の流路内状態分布（流量 5t/h、二重管外側が注入側）
outside は外部坑井を表す。

図 3.3-30

同軸二重管③の流路内状態分布（流量 20t/h、二重管外側が注入側）
outside は外部坑井を表す。

- 73 -

図 3.3-31

同軸二重管③の流路内状態分布（流量 5t/h、二重管内側が注入側）
outside は外部坑井を表す。

図 3.3-32

同軸二重管③の流路内状態分布（流量 20t/h、二重管内側が注入側）
outside は外部坑井を表す。

- 74 -

5) 同一の岩盤・熱的条件における熱回収量の比較
表 3.3-11 に、同一の岩盤・熱的条件における結果の比較として、共通の地温分布と岩盤条件を与えた U ループ①と U ループ②について、経過時間 30 年断面における結果を示す。岩盤条件 Rock1、Rock2 のいずれにおいても、流量が多くなるほど熱回収量が大きくなり、U ループ②の流量 200t/h 条件で熱回収量が最大となる結果を得た。
表 3.3-12 に、共通の地温分布と岩盤条件を与えた同軸二重管①、同軸二重管②、 同軸二重管③の経過時間 30 年断面における結果を示す。岩盤条件 Rock1、Rock2 のいずれにおいても、熱回収量は同軸二重管③の二重管外側を注入側とした場合の流量 20t/h 条
件で最も大きくなる結果を得た。
図 3.3-33 および図 3.3-34 に、表 3.3-11 に示す U ループ①および U ループ②の結果
について、それぞれの岩盤条件ごとに重ねてプロットしたグラフを示す。同様に 図
3.3-35 および 図 3.3-36 に、表 3.3-12 に示す同軸二重管方式の結果について、それぞれの岩盤条件ごとに重ねてプロットしたグラフを示す。
表 3.3-11

U ループ①および U ループ②の経過時間 30 年断面における結果- 75 -

表 3.3-12

同軸二重管①、同軸二重管②、 同軸二重管③の経過時間 30 年断面における結果- 76 -

図 3.3-33

Rock1 条件での時間経過 30 年断面における U ループ①と U ループ②の結果(a)生産井坑口温度、(b)坑口間差圧（生産井坑口圧力-注入井坑口圧力）、(c) 圧力損失、(d) 熱回収量

- 77 -

図 3.3-34

Rock2 条件での時間経過 30 年断面における U ループ①と U ループ②の結果：(a)生産井坑口温度、(b)坑口間差圧（生産井坑口圧力-注入井坑口圧力）、(c) 圧力損失、(d) 熱回収量

- 78 -

図 3.3-35

Rock1 条件での時間経過 30 年断面における同軸二重管①、同軸二重管②、
同軸二重管③の結果(a)生産井坑口温度、(b)坑口間差圧（生産井坑口圧力-注入井坑口圧力）、(c) 圧力損失、(d) 熱回収量

outer は二重 管外 側を 注 入側と した ケース 、 inner は二重管 内側 を注 入側 とした ケー スを示 す。

- 79 -

図 3.3-36

Rock2 条件での時間経過 30 年断面における同軸二重管①、同軸二重管②、
同軸二重管③の結果(a)生産井坑口温度、(b)坑口間差圧（生産井坑口圧力-注入井坑口圧力）、(c) 圧力損失、(d) 熱回収量

outer は二重 管外 側を 注 入側と した ケース 、 inner は二重管 内側 を注 入側 とした ケー スを示 す。

6) 高温条件での追加解析
地下温度が より高 温の 条件での熱 回収状 況を 予測するた めに、 U ル ープ方式・ 二重 管方式それぞれの中で比較的熱回収量の大きい U ループ②と同軸二重管③について、追加の条件でのシミュレーションを行った。
U ループ②では、最深部の深度 3,232m における地下温度が 350℃、400℃、450℃、- 80 -

500℃（ 地温勾配 がそ れぞれ、 10.37、 11.91 、13.46、 15.01℃ /100m）の条 件で、流 量が 200t/h 、500t/h 、1,000t/h の ケー スを解 析した 。 同軸 二重管 ③ では、 最深部 の深 度
3,000m に お け る 地 下 温 度 が 350 ℃ 、 400 ℃ 、 450 ℃ （ 地 温 勾 配 が そ れ ぞ れ 、 11.17 、12.83、 14.50℃ /100m ）の各々 において 、坑 井内（ア ニュラス ）を 上昇する 熱水の流 量が 19t/h、2t/h、同軸二重管③内の循環流量が 20t/h、50t/h、100t/h のケースを解析した。
結果を表 3.3-13～表 3.3-14 に示す。U ループ②の地下温度 500℃の解析結果では、
流量 200t/h のとき生産温度 170℃、流量 1,000t/h のとき生産温度 94℃となり、熱回収
量は流量 500t/h において最大となった。また、いずれの地温条件においても、坑口間差圧が正になる（熱サイフォン効果による自然の循環が生じる ）のは流量が 200t/h のケー
スのみであった。
同軸二重管③の結果では、生産温度と熱回収量は地下温度と上昇熱水の流量に大きく
左 右 さ れ 、 最 深 部 の 地 下 温 度 450 ℃ 、 上 昇 熱 水 流 量 19t/h の と き に 生 産 温 度 は 170 ℃（循環流量 100t/h の場合）～386℃（循環流量 20t/h）となる。上昇熱水流量 19t/h の場合、熱回収量が最大となるのは循環流量が 50t/h のときである。上昇熱水流量が 2t/hの場合は 、い ずれの 地 下温度の ケー スでも 生 産温度は 低く 、ほと ん どが 100℃ 以下で ある。坑口間の差圧はすべてのケースにおいて負であり、自然の循環は生じない結果となっている。
表 3.3-13
最深部の
地下温度
[℃]

350

400

450

500

高温条件でのシミュレーション結果（U ループ②）

循環流量
[t/h]

生産温度
（15年後）
[℃]

坑口間の
差圧
[Mpa]

圧力損失
[Mpa]

熱回収量
[MW]

200
500
1000
200
500
1000
200
500
1000
200
500
1000

133
99
85
146
105
88
158
110
91
170
116
94

0.9
-1.0
-5.5
1.1
-0.9
-5.5
1.4
-0.8
-5.4
1.7
-0.7
-5.4

0.23
1.44
5.74
0.24
1.44
5.75
0.24
1.45
5.75
0.24
1.45
5.76

14.86
16.71
16.06
17.78
20.03
19.52
20.70
23.34
22.98
23.63
26.66
26.44

＊いずれのケースも新第三紀堆積岩（熱伝導率 1.8W/mK）を対象。

- 81 -

表 3.3-14
坑底温度
[℃]

350

400

450

高温条件でのシミュレーション結果（同軸二重管③）

上昇熱水 上昇熱水
生産温度 坑口間の上昇熱水の 上昇熱水の循環流量
圧力損失 熱回収量の流量（15年後）
差圧
坑口圧力
の温度
坑口温度
[t/h]
[Mpa]
[MW]
[t/h]
[Mpa]
[Mpa]
[℃]
[℃]
[℃]

19

322

2

322

19

368

2

368

19

414

2

414

20
50
100
20
50
100
20
50
100
20
50
100
20
50
100
20
50
100

285
165
115
86
76
71
337
193
129
92
78
73
386
272
170
109
85
76

-0.4
-9.3
-38.0
-1.4
-9.3
-37.2
-0.1
-9.3
-38.3
-1.4
-9.3
-37.2
-2.0
-9.6
-39.5
-1.3
-9.3
-37.2

1.88
9.96
38.33
1.51
9.31
37.21
2.09
10.24
38.76
1.51
9.32
37.23
2.40
11.38
40.29
1.53
9.36
37.31

5.11
5.40
4.41
0.36
0.24
-0.68
6.51
7.00
5.99
0.49
0.37
-0.55
8.08
11.93
10.85
0.90
0.77
-0.16

75
70
70
69
69
69
79
70
70
69
69
70
223
70
70
69
69
70

5.92
5.04
5.01
4.30
4.29
4.29
8.95
7.23
7.18
5.92
5.91
5.91
20.70
13.45
13.31
12.43
12.42
12.42

＊いずれのケースも、新第三紀堆積岩（熱伝導率 1.8W/mK）を対象とし、二重管の外側から注入。

- 82 -

3.3.3STARS によるシミュレーション(1)解析手法
数値シミュレーションではカナダ CMG 社の貯留層シミュレータ STARS を使用した。
STARS は多成分型熱回収貯留層シミュレータとして、石油ガス業界では特に熱回収の分野で長年に渡って使用されてきた実績を持つ。一般に、石油ガス開発の分野で使用される貯留層シミュレータは、貯留層モデルと坑井モデルの 2 つの異なるモデルからなり、貯留層モデルは三次元グリッドシステム上で岩石中の流体の流動と相互作用を取り扱い、坑井モデルは流体の貯留層からの生産または貯留層への圧入を取り扱う。 STARS では従来の貯留層シミ ュレー タよりも複雑な 坑井モ デル（ FlexWell ）を備 え、以下のよう な問
題を取り扱うことが可能となっている（Kumar ら 44 ）。
・坑井内に複数のストリング（平行チューブストリングまたは同軸ストリング）が存在する。
・坑井内 の圧力 は坑底 圧（ BHP） のみで はな く、平均 流体密 度に基 づく静水 圧によ り、
モデル上で分割されたすべてのノードで連続的に計算される。
・複雑なマルチラテラル坑井でも、圧力損失と熱損失の計算、異なるパーフォレーシ
ョン間のクロスフロー、逆流を取り扱うことができる。
・坑井内の非定常流を取り扱え、正確な径方向の伝導熱伝達を計算できる。
・重力ヘッドを陰解法で処理できる。
・流入制御装置（Inflow Control Device）を取り扱うことができる。
流体の流れと熱の伝達の両方の方程式を備える貯留層モデルと複雑高度な坑井モデルが独立に解かれると同時に完全に連結することで、熱移動坑井と貯留層間の熱伝導と流体の流動による坑井内および坑井近傍の複雑な物理現象をモデル化できる。
(2)U ループシミュレーション
1) U ループ⓪
U ループ⓪の結果と比較した U ループの実証試験については、Toews ら 45 、Holmes
ら 46 によるシミュレーションのほか、米国国立再生可能エネルギー研究所 (NREL) が委 託を受けて行った SBT 貯留層シミュレータによるシミュレーション 47 があり、計算結果や入力パラメータの一部が論文で公開されている。それら公開データをもとに、 STARS による水循環型 地熱発電 シミュレーシ ョン結果 の妥当性を確 認する目 的で、 U ルー プ⓪ の
44 Kumar, A. , Oballa, V. and Card, C.C. (2010) : Fully -Coupled Wellbore Design

and Optimization for Thermal Operations : CSUG/SPE 137427
45 Toews, M., Holmes, M. (2021) : Eavor-Lite performance update andextrapolation to Commercial Projects, GRC Transactions, Vol. 45.
46 Holmes, M., Toews, M., Jenkins, J. and Sepulveda, N. (2021) : Multilateral

Closed-Loop Geothermal Systems as a Zero -Emission Load-Following
Resource, GRC Transactions, Vol. 45.
47 Beckers, K. F. and Johnston, H. E. (2022) : Techno -Economic Performance ofEavor-Loop 2.0, PROCEEDINGS, 47th Workshop on Geothermal Reservoir
Engineering, SGP-TR-223.
- 83 -

シミュレーションモデルを STARS で作成し実証試験結果の再現を試みた。
a) モデル構築
入力データとして使用した坑井・貯留層パラメータは 4.3.1 に示したとおりである。
● グリッドモデルと坑井配置
U ループ⓪は深度 2,400m に 2 坑のラテラル坑を持つ。シミュレーションモデル上では、ラテラル坑の傾斜角度は 2 坑とも 90°とし、2 坑間の間隔は温度干渉の影響を無視できる十分な距離とされる 75ｍとした。ラテラル坑のうち１坑は入口側（圧入側）と出口側（生産側）と垂直坑の坑底間を最短距離（ 1,700ｍ）でつなぐものとした。ラテラル坑の分岐点については Toews ら 4 5 を参考に、2 坑のラテラル坑が MD 3,783.11m で合流し、出口側は鉛直坑坑底から 80m で分岐(合流)させた。他方、入口側の情報は見つけられなかったが、シミュレーションモデル上では出口側、入口側ともに鉛直坑坑底から80m でラテラル坑 2 坑が分岐するものとした。U ループ⓪モデルの坑井配置を図 3.3-37に示す。

図 3.3-37

U ループ⓪モデル坑井配置● 循環流量
循環流量については NREL の文献 4 7 に約 6 kg/s（約 23t/h）で圧入されたという記述と 480 日の実証試験期間中に流量が数回（2020 年 10 月 1 日頃、2021 年 1 月 1 日頃）ゼロになったという記述があるほか、試験期間中の循環流量の経時変化を示すプロットが見られた。シミュレーションでは 23t/h の流量で継続的に圧入を続けたケースと、論文中のグラフから目視で読み取った実測の圧入流量を与えたケースを試行している。

- 84 -

● 孔隙率と浸透率
U ループ⓪ と比較 した フィールド の実測 値に ついても、 既往の シミ ュレーショ ンの 入
力値についても、孔隙率と浸透率のデータは見つけられなかった。そこで、予備的なシミュレーションランを行って孔隙率と浸透率が出口側坑口温度に与える影響を確認した。
予備的なランでは岩盤の熱伝導率はモデルの全グリッドセル一律で 4.64 W/mK とし、循環流量については 23t/h 一定で継続的に圧入を続けた。試行ケースは、第 四紀火山岩
および新第三紀堆積岩の平均的な値として孔隙率 0.16（浸透率 200mD）および孔隙率0.27（浸透率 30mD）のケースに、流体の流動がほぼないタイトな岩石を想定した孔隙率 0.01（浸透率 0.1mD）のケースを加えた 3 ケースである。各々のケースで孔隙率および浸透率は全グリッドセル一律の値である。
図 3.3-38 に出口側坑口温度の経時変化を示す。

図 3.3-38

孔隙率と浸透率の影響確認（出口側坑口温度）

フラクチャ等の多い第四紀火山岩を想定した孔隙率 0.16 浸透率 200 mD のケースでは収束性は他の 2 ケースより悪く、計算タイムステップが顕著に短くなったことから、ラテラル坑周辺の自然対流に違いがあることは推測されるが、出口側坑口温度に大きな影響を与えるほどで はなか った。この結果 から、 U ループ⓪と比 較した 実証試験の試験 期間、
坑井周辺温度、圧入温度、循環流量であれば、孔隙率および浸透率の値はマッチングパラ
メータとして考慮する必要はないと判断した。以降の U ループ⓪シミュレーションでは、実証試験の対象層が砂岩であることも踏まえ、新第三紀堆積岩の値を採用し全グリッドセ
ル一律で孔隙率 0.27、浸透率 30mD とした。
● 岩盤の熱伝導率
Toews らの論文中 4 5 にシミュレーションモデルの入力値として岩盤の熱伝導率は、鉛直坑周辺で 2.25 W/mK、ラテラル坑周辺で 4.64 W/mK と設定されたという記述があった。これら岩盤の熱伝導率の三次元的な分布について、低深度部 （鉛直坑周辺）と高深度- 85 -

部（ラテラル坑周辺）の違いと想定し、モデル上は 2,362.5m 以浅では 2.25 W/mK、以深では 4.64 W/mK とした。
b) 計算結果
Toews ら の 論 文 4 5 の 出 口 側 坑 口 温 度 実 測 値 と シ ミ ュ レ ー シ ョ ン 結 果 比 較 図 上 に 、STARS モデルによる計算結果を重ねてプロットしたものを 図 3.3-39 に示す。プロット
した STARS モデルの計算結果は、23t/h の一定流量圧入を継続したケースとグラフから目視で読み取った実測圧入流量を与えたケースの、循環流量の異なる 2 ケースである。

図 3.3-39

計算結果・出口側坑口温度

Toews ら 4 5 の図上に本解析結果（赤および水色の点）を表示。
Toews ら 4 5 のシミュレーションでは、出口側坑口温度は実証試験期間を通じて計算結果と実測値がほぼ一致している。STARS モデルの計算結果は、循環流量一定のケースでは、試験期間後半に出口側坑口温度は 2～3℃程度実測値よりも低くなっているが、実際の 試 験 で は こ の 期 間 に 循 環 流 量 が 0.0 と な っ た こ と が 2 回 あ り 、 実 測 値 に 合 わ せ て 圧入・停止を行ったケースでは、坑口温度がより実測値に近い計算結果となっていることか
ら、この差は循環停止(流量 0)の影響によるものと考えられる。
また、実測値どおりに圧入流量を与えたケースについて、Toews ら 4 5 のシミュレーシ
ョンでは循環停止中の坑口温度の低下も実測値同様に再現しているが、 STARS モデルでは 2 回目（2021 年 1 月 1 日頃）の循環停止中、特に停止直後は坑口温度が実測値より10 ℃弱 程 度高 く計 算さ れて いる 。こ の循 環停 止中 の坑 口温 度の マッ チン グは 、坑 井垂 直部分近傍の岩石熱伝導率を調整することで改善が可能だった。
図 3.3-39 中に計算結果を示した基本ケースでは、深度 2,362.5 以深のグリッドセルで岩盤の熱伝導率を 4.64 W/mK としているため、垂直坑周辺であっても坑底近傍 では水平ラテラル坑と同様の熱伝導率となっている。これを、入口側・出口側両 垂直坑近傍 25m
× 25m の 範 囲 に 限 り 、 深 度 2,362.5 ～ 2,398 m で も 低 深 度 部 と 同 様 に 岩 石 熱 伝 導 率 を
2.15 W/mK に変更することで、循環停止中の出口側坑口温度が実測値と同程度まで低下- 86 -した。このケースの出口側坑口温度を基本ケースの計算結果とともに図 3.3-40 に示す。
Toews ら 4 5 に説明されている実証試験について、既往のシミュレーションスタディの
入力パラメータを参照し、不明なパラメータは妥当な範囲で補完することで、実証試験の実測データを十分に再現できたことから、STARS モデルによるシミュレーション結果は既往のシミュレーションスタディと同程度の信頼性を持つと考えられる。

図 3.3-40

鉛直坑近傍熱伝導率修正・出口側坑口温度

Toews ら 4 5 の図上に本解析結果（赤および青の点）を表示。
2) U ループ①a) モデル構築
STARS で 12 坑の水平ラテラル坑を持つ U ループ①ケースのモデルを作成し、20 年間のシミュレーションを行った。坑井と貯留層の初期温度の設定を 表 3.3-15 に示す。
上掲の表の情報を含む坑井レイアウトを図 3.3-41 に示す。背景は初期温度分布で、平面図は水平ラテラル坑往路対象深度（ 1,500 m）と復路対象深度（1,425 m）、断面図は鉛直坑を通るラテラル坑に平行な断面である。
水平ラテラル坑のレイアウトを含むシミュレーションモデルグリッドＸＹ平面図を図
3.3-42 に示す。U ループ①ケースのマルチラテラル坑井は鉛直坑（入口側）坑底からラテラル坑末端までを 2,000m とし、ラテラル坑間隔 75m の水平ラテラル坑 12 坑を持ち、対象深度を 1,500m として、2,000m×825m×1,500m の空間を占めるが、グリッドシ
ステムは鉛直方向（Z 方向）には地表から深度 2,122.5m まで、水平方向はラテラル坑と平行方向（X 方向）には 2,500m、ラテラル坑と直交方向に 1,400m をカバーし、87×106×82（X 座標×Y 座標×Z 座標）=756,204 個のグリッドセルを持つ、直交グリッドシステムとなっている。

- 87 -

表 3.3-15

U ループ①解析の坑井および貯留層初期温度のパラメータ

パラメータ
鉛直坑(入口側)坑底からラテラル坑末端
鉛直坑入口側（注入井）の深さ
鉛直坑出口側（生産井）の深さ
ラテラル坑（往復路）の中心間隔
隣のラテラル坑との中心間隔
ラテラル坑の坑径
鉛直坑の坑径
地温勾配
地表温度
深度 1,500 m の温度

図 3.3-41

設定値
2,000 m
1,500 m
1,425 m
75 m
75 m
0.216 m0.216 m13.67 ℃/100 m
15℃
220℃

U ループ① の坑井デザイン

貯留層特性は国内の第四紀火山岩と新第三紀堆積岩を想定した 2 ケースを試行した。
両ケースの設定を表 3.3-16 に示す。値は国内の対象母岩の文献値の平均である。新第三紀堆積岩よりも孔隙率の小さい第四紀火山岩で逆に浸透率が大きくなっているが、これは火山岩はマトリックスの孔隙率は小さいがフラクチャが発達しておりフラクチャも含めたトータルの浸透率は大きいことを表している。
操業条件として、循環流量は 50 t/h、100 t/h、200 t/h の 3 ケースを試行した。いずれのケースも作業流体の地表での 圧入温度は 70℃である。シミュレーションでの坑井の制御に関しては、圧入側(入口側)は地表圧入量と圧入温度で制御し圧入圧力は毎ステップ計算され、生産側（出口側）は地表生産量で制御し生産圧力・温度は毎ステップ計算される。その他の熱的条件を表 3.3-17 に示す。

- 88 -

図 3.3-42

U ループ① のグリッド XY 平面図

表 3.3-16
パラメータ
岩盤の熱伝導率
岩盤の比熱
岩盤の飽和密度岩盤の有効間隙率
岩盤の浸透率貯留層岩盤特性

第四紀火山岩1.3 W/mK
0.8 kJ/kgK
2,400 kg/m 3
16 ％200 mD (2E-13 m 2 )表 3.3-17

新第三紀堆積岩
1.8 W/mK
1.2 kJ/kgK
2,300 kg/m 3
27 ％30 mD (3E-14 m 2 )U ループ①解析の熱的条件

パラメータ
作動流体(水)の比熱
作動流体(水)の密度
ケーシングの熱伝導率
ケーシングの厚さ

設定値
4.217 kJ/kgK
1,000 kg/m 3
90 W/mK
0.01m- 89 -

b) 計算結果● 坑口温度・坑口圧力・熱サイフォン効果の評価
各ケースの出口側坑口温度を表 3.3-18 にまとめ、図 3.3-43 に経時変化を示す。入口側・出口側坑口圧力を図 3.3-44 に示す。
表 3.3-18
岩盤

新第三紀
堆積岩
第四紀
火山岩

U ループ①の出口側坑口温度

循環流量

5年
(℃)

10 年
(℃)

15 年
(℃)

20 年
(℃)

50 t/h100 t/h
200 t/h
50 t/h100 t/h
200 t/h173.70141.08112.40165.82134.30108.05

170.69138.01110.22164.97133.96107.97169.04136.43109.12164.92134.04107.99167.93135.38108.40164.88133.83107.68

図 3.3-43

U ループ①の出口側坑口温度- 90 -

図 3.3-44

U ループ①の坑口圧力

新第三紀堆積岩、第四紀火山岩どちらの貯留岩のケースであっても、循環流量が少ないほど出口側坑口温度は高い傾向が見られる。また、同じ循環流量であれば第四紀火山岩
よりも新第三紀堆積岩のケースの出口側坑口温度が高いが、第四紀火山岩では時間経過に伴う温度低下が小さい。
入口側・出口側坑口圧力は、新第三紀堆積岩、第四紀火山岩どちらの貯留岩のケース
も、循環流量 50 t/h、100 t/h では入口側よりも出口側坑口圧力が高く、熱サイフォン効
果が期待できるが、200 t/h では坑口圧力が入口側と出口側でほぼ同等となった。
● 各ラテラル坑内循環流量
U ループ①は、熱交換の面積を増やす目的でラテラル坑 12 本のマルチラテラル坑井としてデザインされているが、12 本のラテラル坑の中に極端に循環流量の少ないラテラル坑があれば、そのラテラル坑を掘削するメリットは小さくなってしまう。そこで、各ラテ
ラル坑内の循環流量を確認した。図 3.3-45 に示すラテラル坑(1)～(12)の 1 年間、10 年間、20 年間の平均循環流量（累積循環量/循環時間）を表 3.3-19 にまとめる。
平 均 循 環 流 量 は 鉛 直 坑 位 置 を 中 心 に ラ テ ラ ル 坑 (7) ～ (12) と (6) ～ (1) が 対 称 と な っ て いる。最も中央で対称の位置にあるラテラル坑(6)と(7)では 0.01t/h 程度の差が見られるが、グリッドサイズの制約により、坑跡は完全な線対称ではなく、鉛直坑が中心より 2.5m ラテラル(7)側に近いこと による。外側に近い、 すなわち、鉛直坑位置 から距離が離れたラテラル坑は中央に近いラテラル坑よりも流量が少ない傾向も見られたが、最大流量と最小流量でもその差は 5％ 程度であった。また、 最も外側のラテラル坑 (1)と (12)ではそれよ
り内側のラテラル坑(2)と(11)よりも 1～2％程度流量が多くなっている。
事前には、作業流体が鉛直坑に近い中央のラテラル坑を集中的に流れ、外縁部に近い
ラテラル坑が熱交換にあまり寄与しないことも懸念されていたが、この程度の坑井間距離- 91 -

であればラテラル坑 12 本の循環流量はほぼ均等（最大・最小流量の差が 5%程度）という計算結果となった。

図 3.3-45
表 3.3-19

ラテラル坑の通し番号

各ラテラル坑内の平均循環流量（新第三紀堆積岩、地表流量 100t/h）
50 t/h100 t/h

200 t/h

ラテラル

1 年間
(t/h)

10 年間
(t/h)

20 年間
(t/h)

1 年間
(t/h)

10 年間
(t/h)

20 年間
(t/h)

1 年間
(t/h)

10 年間
(t/h)

20 年間
(t/h)

(1)
(2)
(3)
(4)
(5)
(6)
(7)
(8)
(9)
(10)
(11)
(12)
計

4.16
4.08
4.10
4.15
4.21
4.30
4.30
4.21
4.15
4.10
4.08
4.16
50.00

4.18
4.09
4.10
4.14
4.20
4.29
4.29
4.20
4.14
4.10
4.09
4.18
50.00

4.18
4.09
4.10
4.14
4.20
4.29
4.29
4.20
4.14
4.10
4.09
4.18
50.00

8.29
8.17
8.20
8.29
8.42
8.59
8.59
8.42
8.29
8.21
8.18
8.29
99.94

8.32
8.20
8.22
8.29
8.41
8.57
8.57
8.41
8.29
8.22
8.20
8.32
99.99

8.32
8.20
8.22
8.29
8.40
8.57
8.57
8.40
8.29
8.22
8.20
8.32
99.99

16.48
16.34
16.40
16.58
16.86
17.25
17.26
16.87
16.59
16.41
16.35
16.49
199.88

16.53
16.37
16.43
16.58
16.84
17.22
17.23
16.85
16.59
16.43
16.38
16.53
199.98

16.53
16.38
16.43
16.58
16.84
17.22
17.22
16.84
16.59
16.44
16.39
16.53
199.99● 貯留層温度
新第三紀堆積岩での循環流量 100t/h のケースの 1 年後、10 年後、20 年後の貯留層温度 分 布 平 面 図 を 図 3.3-46 に 示 す 。 深 度 は 水 平 ラ テ ラ ル 坑 往 路 （ 圧 入 井 側 ） 深 度 で あ る
1,500m と復路(生産井側)である 1,425m である。また、12 坑中最も内側のラテラル坑（図 3.3-45 のラテラル坑(7) ）に沿った、ラテラル坑内とラテラル坑外接貯留岩の温度
プロファイルを図 3.3-47 と図 3.3-48 に示す。両図はそれぞれ新第三紀堆積岩と第四紀火山岩のケースで、循環流量は 100t/h、ラテラル坑内温度は 15 年後、外接貯留岩の温度は初期状態と 15 年後をプロットした。温度プロファイルは入口側坑口から鉛直坑と水- 92 -

平ラテラル坑を経て出口側坑口に至る経路を入口側坑口からの長さを横軸としてプロットした。すなわち入口側坑口が 0.0m で、出口側坑口は 6,904m であった。
ラテラル坑往路（深度 1,500m）の初期温度は 220℃、ラテラル坑復路（深度 1,425m）
では 209.75℃である。図 3.3-46 の温度分布図を見ると操業の開始後ラテラル坑近傍で温度が低下し、時間の経過とともに温度低下の範囲は広がっていくが、 20 年後でもラテ
ラル坑の間には初期温度に近いグリッドセルも残されている。
温度プロファイルを見ると坑内温度は鉛直坑内では温度の変化はわずかで、坑底から地表までで温度の差は 1℃程度であった。また、水平部分でもラテラル坑の分岐前と合流
後区間の温度変化は小さい。坑井外周（貯留岩）の温度については、新第三紀堆積岩ケー
スよりも第四紀火山岩のケースで温度が高く、特にラテラル坑水平部の入口側鉛直坑近く
では新第三紀堆積岩ケースでは初期温度の 220℃から 150℃まで下がっているが、第四紀火山岩ケースでは 175℃あり、出口側鉛直坑近くの 180℃とあまり変わらない。これは浸透率が高い第四紀火山岩では貯留層内での自然対流による熱伝達の影響が大きいためと考ええられる。

図 3.3-46

貯留層内温度分布図（新第三紀堆積岩、循環流量 100t/h）- 93 -

図 3.3-47

ラテラル坑温度プロファイル（新第三紀堆積岩、循環流量 100t/h）

図 3.3-48

ラテラル坑温度プロファイル（第四紀火山岩、循環流量 100t/h）● 貯留層内流体の流速
12 坑中最も内側のラテラル坑（図 3.3-45 のラテラル坑(7) ）に沿った貯留層内の流体の流速のプロファイルを図 3.3-49 と図 3.3-50 に示す。両図はそれぞれ新第三紀堆積岩と第四紀火山岩のケースで、循環流量は 100t/h、15 年後の流速をプロットした。温度プ
ロファイルと同様に入口側坑口から出口側坑口までの経路を入口坑口からの長さを横軸としてプロットした。流速は直交グリッドの X、Y、Z の 3 方向の流速をプロットした。X
方向は水平面上でラテラル坑に平行な方向で、X 方向の流速は鉛直坑からラテラル坑末端への流れがプラス、その逆がマイナスの値となる。 Y 方向は水平面上でラテラル坑に直交する方向で、Y 方向の流速は図 3.3-45 のラテラル坑(12)から(1)への流れがプラス、その逆がマイナスとなる。Z 方向は鉛直方向で、Z 方向の流速は地表から地下への流れがプラ- 94 -

ス、その逆がマイナスとなる。これら３方向の流速の平面分布図を図 3.3-51～図 3.3-53に示す。第四紀火山岩で循環流量 200t/h のケースの 20 年後の計算結果である。
貯留層内の流体の流れは、坑井内の作業流体との熱交換により冷やされた貯留層内の流体が沈むことで駆動される自然対流であり、X、Y、Z の 3 方向のうち Z 方向の流速が顕著に速い。新第三紀堆積岩ケースと第四紀火山岩ケースでは、浸透率の高い第四紀火山岩のほうが 10 倍近く速い。ただし最も流速の速い入口側鉛直坑坑底付近でも 0.05 m/d(6×10 - 6 m/s) 程度である。平面分布図を見るとラテラル坑位置では下降流、ラテラル坑の間では逆に上昇量が生じているのが分かる。XY 方向では、ラテラル坑の末端や分岐・合流点を除けば、X 方向（ラテラル坑に平行）よりも Y 方向（ラテラル坑に直交）の流れが卓越している。

図 3.3-49

ラテラル坑近傍の流速プロファイル（新第三紀堆積岩、循環流量 100t/h）

図 3.3-50

ラテラル坑近傍の流速プロファイル（第四紀火山岩、循環流量 100t/h）- 95 -

図 3.3-51

図 3.3-52

流速分布（深度(Z)方向、20 年後、第四紀火山岩、循環流量 200t/h）

流速分布（ラテラル坑直交(Y)方向、20 年後、第四紀火山岩、循環流量
200t/h）

図 3.3-53

流速分布（ラテラル坑平行(X)方向、20 年後、第四紀火山岩、循環流量
200t/h）- 96 -

● ラテラル坑間の温度干渉
坑井のマルチラテラル化により坑井と熱源の接触面積を増やし熱回収能力を向上させることはマルチラテラル U ループ方式の要点の一つであるが、隣接するラテラル坑の影
響でラテラル坑近傍の温度が低下すれば熱回収の効率は悪くなる。ラテラル坑の間隔を広くとることでラテラル坑間の温度干渉の影響を防ぐことが可能であるが、間隔が広いほど掘削コストは高くなり、技術的な困難も伴う。そのためラテラル坑間の温度干渉の有無を予測することは重要である。NREL は U ループ②技術経済評価の一環で、ラテラル坑の数 12 坑ラテラル坑間隔 75m のマルチラテラル坑井を対象として U ループ②を想定したシミュレーションを行っているが、使用された数値シミュレーションモデルと解析モデルのハイブリッドモデル（ STB ツール）は、同じ坑井配置で温度干渉を考慮した場合と考慮しない場合の計算が可能であり、両計算結果の比較により温度干渉を抑えるにはラテラル間に 75m の間隔があれば十分と評価している 4 7 。また、Yuan ら 48 は、数値シミュレーションによりシングルラテラルのケースとマルチラテラルのケースの坑口温 度の推移を比較することで、ラテラル坑間隔 75m での温度干渉の影響はわずかであると評価 している。
本スタディではラテラル坑間の貯留層温度分布から、隣接するラテラル坑同氏の温度干渉の有無を確認した。図 3.3-54 のプロットはラテラル坑と同深度の中央部、すなわち12 坑中 最も内側のラテ ラル坑 (6)と (7)から等 距離にある両ラテラ ル 坑の中間位置のグ リッドセル（坑井配置図上の青線の位置）の操業開始 15 年後の温度を示す。プロットの横軸は往路深度のグラフでは入口側鉛直坑坑底からの距離、復路深度のグラフでは出口側鉛直坑からの距離である。往路深度の初期温度は 220℃、復路深度の初期温度は 209.8℃であるが、第四紀火山岩の 3 ケースではいずれの循環流量であっても、ラテラル坑末端付
近で 1℃未満の温度低下があったものの、それ以外では初期温度からの温度低下は見られなかった。すなわち、第四紀火山岩では、ラテラル坑の間隔を 75m 以上に拡大しても、15 年間程度ならラテラル坑 1 坑当たりの熱回収能力は改善されないと予想される。一方、
新第三紀堆積岩では循環流量 50t/h で 1.5～3.5℃、100t/h で 2.5～3.5℃、200t/h で3.0 ～ 5.0 ℃ 程 度 の 温 度 低 下 が 見 ら れ た 。 こ れ は 、 新 第 三 紀 堆 積 岩 で は 、 ラ テ ラ ル 坑 が 隣のラテラル坑から受ける影響が皆無ではないことを意味する。ただし、解析解による結果（3.3.6）では、他のラテラル坑からの影響は考慮されていないものの、ラテラル坑井長
1,623m として解析解で算出した出口側坑口温度は STARS の計算結果と近かったことから、このラテラル坑間中間位置での数℃の温度低下が坑井全体での熱回収能力に与える影
響は大きくないと考えられる。
● 発電量試算
下記の経験式により各ケースの発電量を試算した。
カリーナサイクル P=Q×9.005×10 - 6 ×T 2 . 7 3 (3.3.3-1)
ランキンサイクル P=Q×1.184×10 - 7 ×T 3 . 5 8 8 (3.3.3-2)
48 Yuan, W., Chen, Z., Grasby, S.E.,

Little, E.（2021）：Closed-loop geothermalenergy recovery from deep high enthalpy systems, Renewable Energy, 177,
976-991.
- 97 -

ただし、P：発電出力（kw）、Q：熱源流量（t/h）、T：熱源温度（℃）
各ケースの発電量を表 3.3-20 にまとめ、図 3.3-55 と図 3.3-56 に経時変化を示す。

図 3.3-54

ラテラル坑間中間点の温度分布

表 3.3-20
発電方式

カリーナ
サイクル

ランキン
サイクル

貯留岩
新第三紀
堆積岩
第四紀
火山岩
新第三紀
堆積岩
第四紀
火山岩

循環流量

50 t/h100 t/h
200 t/h
50 t/h100 t/h
200 t/h
50 t/h100 t/h
200 t/h
50 t/h100 t/h
200 t/hU ループ①の発電量試算
5年(kw)
731.79822.23875.61643.42717.15784.84643.70610.50540.21
544.96511.51468.88- 98 -

10 年(kw)
697.17773.53829.23634.28712.13783.12604.57564.13503.47534.97506.88467.55

15 年(kw)
678.67749.15806.58633.85713.34783.53583.90541.23
485.75534.49507.99467.8720 年(kw)
666.36733.32791.90633.38710.26777.27570.22526.48474.35533.98505.16463.03図 3.3-55

U ループ①の発電量試算（カリーナサイクル）

図 3.3-56

U ループ①の発電量試算（ランキンサイクル）

3) U ループ②a) モデル構築
STARS で 12 本の傾斜ラテラル坑を持つ U ループ②ケースのモデルを作成し、20 年間の解析を行った。坑井および貯留層の初期温度に関する設定を 表 3.3-21 に示す。

- 99 -

表 3.3-21

U ループ②の坑井および貯留層初期温度のパラメータ

パラメータ
鉛直坑(入口側)坑底からラテラル坑末端
鉛直坑（注入井・生産井）の深さ
ラテラル坑最深部の深さ
ラテラル坑傾斜角
ラテラル坑（往復路）の中心間隔
隣のラテラル坑との中心間隔
ラテラル坑の坑径
鉛直坑の坑径地温勾配（1,500 m 以浅）
地温勾配（1,500 m 以深）
地表温度
深度 1,500 m の温度
深度 3,232 m の温度

図 3.3-57

設定値
2,000 m
1,500 m3,232 m
30°
75 m
75 m
0.216 m0.216 m13.67 ℃/100 m
4.6 ℃/100 m
15℃
220℃
300℃

U ループ②の坑井デザイン

坑井レイアウトと初期温度分布断面図を図 3.3-57 に示す。
傾斜ラテラル坑の坑跡を平行投影したシミュレーションモデルグリッドＸＹ平面図を
図 3.3-58 に示す。U ループ②ケースのマルチラテラル坑井は鉛直坑(入口側)坑底からラテラル坑末端までを 2,000m とし、傾斜角 30°ラテラル坑間隔 75m の傾斜ラテラル坑 12坑を持ち、対象深度を 3,000m として、1,000m×825m×3,000m の空間を占めるが、グリッドシステムは鉛直方向（Z 方向）には地表から深度 3,643.35m まで、水平方向はラテラル坑と平行方向(X 方向)には 1,500m、ラテラル坑と直交方向に 1,400m をカバー
し、66×106×77（X 座標×Y 座標×Z 座標）= 538,692 個のグリッドセルを持つ、直交グリッドシステムとなっている。

- 100 -

貯留層特性、操業条件、その他の熱的条件については、 U ループ①と同様とした。貯留層特性は国内の第四紀火山岩と新第三紀堆積岩を想定し、前掲の 表 3.3-16 のパラメータを与えた。操業条件として、作業流体の地表での圧入温度を 70℃とし、循環流量は 50t/h、100 t/h、200 t/h の 3 ケースを試行した。シミュレーションでの坑井の制御に関しては、圧入側(入口側)は地表圧入量と圧入温度で制御し、生産側(出口側)は地表生産量で制御される。その他の熱的条件は表 3.3-17 のパラメータを与えた。

図 3.3-58

U ループ② のグリッド XY 平面図b) U ループ②の計算における問題点
前記の設定 でシミ ュレ ーションを 開始し たと ころ、 U ル ープ① では 見られなか った 下記の問題が発生した。
● 計算収束性の悪化
U ループ①ケースでも、貯留層内の浸透率の大きい第四紀火山岩のケースでは新第三紀堆 積岩 のケー スに 比べて 計算 の収束 が著 しく困 難と なり、 貯留 層内で 発生す る自然対流は計算の収束を妨げる大きな要因となっていると考えられる。 U ループ②では収束性 はさ らに悪 化し 、新第 三紀 堆積岩 のケ ースで あっ ても多 年に わたる 挙動予 測を行うには非現実的なほどに計算所要時間が長くなった。

- 101 -

一般に広く使用されている油ガス田貯留層シミュレータは個々のグリッドセルの初期状態を入力値として与える以外に、平衡計算により決定する機能を持ち、 STARS でも初期圧力分布を静水圧で計算し、初期温度を地温勾配（入力データとしては温度 vs 深度のテーブル）で計算することが出来る。U ループ②ケースでは深度 1,500m 以深と以浅でモデルの初期温度分布を決定するための地温勾配が異なり、この温度勾配によって計算された初期温度分布は、単一の地温勾配で計算された U ループ①の初期温度分布に比べて不安定性があると考えられる。そこで、下記の 2 点の変更を行うことで収束性の改善を図った。
・貯留層モデルの地温勾配変化点における不浸透層（平面）の設定
深度 1,500m の地温勾配 13.67 ℃/100 m のグリッドセルと 4.6 ℃/100 m のグリ
ッ ド セ ルの 間 で 対 流 が 発 生 し ない よ う に 境 界 面 の 浸 透性 （ Transmissibility ） を 0とした。そもそも地温勾配が異なるということは、そこに何らかの不連続性があるということであるから、これは不自然な設定ではないと考えられる。境界面を介しての流体の流動は一切ないが、熱の伝導はある設定である。
・貯留層内の温度変化の安定化
貯留層モデル内で初期温度分布の不均衡に起因して発生する温度変化は、初期状態決定後に操業を行わず静置すれば時間経過とともに小さくなっていく。そこで、
まず貯留層モデルで静水圧により初期圧力、地温勾配により初期温度を決定した後、坑 井を 配 置 し ない まま 20 年間 の 計 算 を行 っ た 。こ の 無 坑 井・ 無 操 業 で計 算 さ れた
20 年後の圧力・温度分布を、入力データとして読み込ませ、U ループ②ケースの初期圧力・温度分布とした。厳密には 20 年後であっても貯留層内の温度変化が皆無となるわけではないが、20 年後の温度分布を初期値として使うことで、収束性の改善には寄与した。
● 各ラテラル坑内の循環流量の不均等化
圧入・生産開始後、ラテラル坑 12 本のうちほとんど流体の流れないものや、逆に他に比べて流量の多くなるものなど、ラテラル坑ごとの流量が不均等化した。ラテラル坑の中に長期にわたり作動流体の流れないラテラル坑があると 12 坑を掘削するメリットがなくなってしまうため、各ラテラル坑内の循環流量の不均等化を解決する目的で、以下の各条
件設定を個別または複数同時に変更し、ラテラル坑内流量へ与える影響をみた。
ラテラル坑の数

ラテラル数 2 坑でも一方に偏る貯留層初期温度分布

試行の範囲では流量の偏りは解決できなかった

ラテラル坑傾斜角度

傾斜角度が水平に近くなれば均等化する

循環流量

流量 400t/h 以上で各ラテラル内流量は均等化した

ラテラル坑の数：
ラテラル坑 12 本では半数程度のラテラル坑にしか流体が流れなかったが、ラテラ
ル坑の数が 12 本よりも少なければ、各ラテラル坑で均等な流量での循環が可能になるかもしれない。その点を確認するため、ラテラル坑の数を変更したランを試行した
ところ、マルチラテラル坑井としては最少となるラテラル坑が 2 本でも、どちらか片- 102 -

方のラテラル坑に流量が偏る結果となった。ラテラル坑井 2 本での各ラテラル坑内の循 環 流 量 の 推 移 を 図 3.3-60 に 示 す 。 図 3.3-59 の 左 図 が こ の ケ ー ス の 坑 井 配 置 図（断面図）となる。ラテラル坑 12 本のうち最も内側の 2 坑を左右対称に配置した。
循環流量については各ラテラル坑内の平均循環流量が 12 坑・地表圧入量 200t/h のケースと同等となるよう、地表圧入量 33.33 t/h（200t/h / 12 × 2）とし、5 年間の計算を行った。
計算期間 5 年間の大半で、どちらか片方のラテラル坑に地表圧入量 33.33 t/h のほぼ全量が流れ、もう片方のラテラル坑内の流量はほぼ 0 t/h となるが、5 年間を通じて片方のラテラル坑だけに水が流れているというわけではなく、どちらのラテラル
坑を水が流れるかは期間中に何度か交代している。また、圧入開始後 2 年目にはマイナスの流量、すなわち坑内での逆流が頻繁に発生している期間が 1 年間ほどある。

図 3.3-59

ラテラル坑 2 坑ケースの坑井配置と初期温度分布- 103 -

図 3.3-60

ラテラル坑 2 本でのラテラル坑内循環流量

図 3.3-61

単一地温勾配ケースのラテラル坑内循環流量

貯留層初期温度分布：
U ル ー プ ② ケ ー ス で は 対 象 深 度 の 初 期 温 度 が 300 ℃ と 、 U ル ー プ ① ケ ー ス の220℃と比べて高温であり、貯留層の初期温度分布についても、深度 1,500m を境に地温勾配が異なるという違いがある。また本スタディの STARS モデルでは地温勾配の変化に付随して、地温勾配の変化する深度に不浸透性の層（平面）を設定しているという違いもある。そこで初期温度分布を様々に変えて各ラテラル坑内流量- 104 -

への影響をみた。その結果、流量の均等化を達成することはできなかった。
ラテラル坑 2 本で初期温度は単一の地温勾配で決定し 3,232ｍで 220℃としたケースの各ラテラル坑内の循環流量の推移を 図 3.3-61 に示す。図 3.3-59 の右図には
このケースの坑井配置（断面図）と初期温度分布を示す。貯留層内に不浸透層は設
けず、地表から最下層レイヤーまで不連続性はなく流動が可能である。循環流量については、地表圧入量 33.33 t/h（200t/h / 12 × 2）とした。
シミュレーションでは抗井は入口側・出口側の坑口の流量(33.33 t/h)で制御されているが、操業開始後 433 日に設定流量では圧入圧力（入口側坑口圧力）が計算できなくなった（大気圧を下回る）ため、計算は停止した。循環流量については、やはりどちらか片方のラテラル坑に地表圧入 量 33.33 t/h のほぼ全量が流れ、もう片方のラテラル坑内の流量はほぼ 0 t/h となる。操業開始後約 1 年(355 日)から計算が停止するまで、流れるラテラル坑と流れないラテラル坑の交代する頻度が上がっている。
ラテラル坑傾斜角度：
U ループ①ではラテラル坑が水平であったのに対し、U ループ②では水平から60°傾斜した方向としている。この傾斜角を水平に近づけていけば、各ラテラル坑内の流量は均等化した。ただし試行したランでは、いずれのケースも鉛直坑坑底の深度は 1,500m とし、傾斜角が水平に近いほどラテラル坑末端の深度が浅くなる設定であったため、流量の均等化を達成できたのが傾斜角度自体に起因しているのか、
圧力に起因しているのかは判明しない。深度 3,223m の水平ラテラル坑などのケースも試行する必要があるかもしれない。
循環流量：
地表圧入量 400t/h 以上であれば、作動流体は 12 坑の各ラテラル内をほぼ均等に流れた。
● 坑井モデル化方法の変更
上記の通り貯留層や坑井の設定を変えたシミュレーションランによって問題の解明を試みたが、循環流量の均等な分配を達成したケースは高傾斜角度や高流量など U ループ②のメリットを生かせない設定であり、本スタディの目的である U ループ①やその他の方式との比較に適しておらず、また、このラテラル坑内の流量の不均等化が実際のフィールドでも発生し得る物理的な現象なのか、シミュレーションモデル固有の計算上の問題なのかを解明で きていな い。そのため 、本スタ ディではこの 問題は保 留し、 U ルー プ① で各ラテラル坑の流量がほぼ均等だった結果を踏まえ、実フィ－ルドではラテラル坑 12 本にある程度均等な循環流量の分配が可能であるという仮定のもと、貯留層および坑井の設定を当初のデザイン通りとし、シミュレーションで坑井をモデル化する際の手法を変えて、
U ループ②ケースのシミュレーションを行うこととした。
ここまでのシミュレーションランではマルチラテラル坑分岐点から各ラテラル坑への流量の分配が均等になされなかったことが問題であったため、地表で圧入する段階から流量を 12 等分し、個々のラテラル坑に与える方法をとった。すなわち、モデル上のマルチ- 105 -

ラテラル井を、個々のラテラルと同じ坑跡のシングルラテラル井 12 坑井で代用したということになる。元々の地表での圧入レートを 12 等分したレートを一律に各シングルラテ
ラル井に与える。
これまでのラテラル坑 12 本のマルチラテラル井のモデルでも循環流量 400t/h のケー
スでは各ラテラル坑での均等な循環流量を達成しているので、坑井を 12 分割したモデルでも同じ設定で計算を行い結果を比較した。図 3.3-62 に両モデルの出口側坑口温度を示す。貯留層は新第三紀堆積岩である。図中の坑井分割（ 12 坑井）モデルの坑口温度は 12坑の平均値である。
マルチラテラル井モデル（12 ラテラル）と坑井分割（12 坑井）モデルで、出口側坑口
温度は似通った推移となり、坑井分割モデルも実用に耐え得ると考えられる。

図 3.3-62

マルチラテラル井モデル（12 ラテラル）と坑井分割（12 坑井）モデルの出口側坑口温度の比較（地表圧入量 400t/h、新第三紀堆積岩）

また、図 3.3-60 でラテラル坑内流量を示したラテラル坑 2 坑のマルチラテラル井のモデルについても、同じ設定で坑井分割（2 坑井）モデルにより計算を行い結果を比較した。
図 3.3-63 に両モデルの出口側坑口温度を示す。マルチラテラル井ラテラル坑 2 坑のモデ
ルでは、ほぼ常時どちらか片方のラテラル坑しか熱交換に使われていないものの、作動流体の流れるラテラル坑は何度か入れ代わっているため、単なるシングルラテラル井 1 坑
井よりは熱回収効率は良いと推測されるが、2 つのラテラル坑が常時熱交換に使われている坑井分割（2 坑井）モデルと比べると、出口側坑口温度は計算期間を通じて 25℃程度
低い結果となっている。

- 106 -

図 3.3-63

マルチラテラル井モデル（2 ラテラル）と坑井分割（2 坑井）モデルの出口側坑口温度の比較（地表圧入量 33.33t/h、新第三紀堆積岩）c) 計算結果● 坑口温度坑井分割（12 坑井）モデルにより計算した各ケースの出口側坑口温度を 表 3.3-22 にまとめ、図 3.3-64 に経時変化を示す。
坑口温度は U ループ①よりも高く、循環流量 100t/h では 20 年間の計算期間を通じて
新第三紀堆積岩のケースで 25℃、第四紀火山岩で 20℃程度高温である。各ケースの傾向
は U ループ①に似ており、新第三紀堆積岩・第四紀火山岩のいずれの貯留岩ケースであっても、循環流量が少ないほど出口側坑口温度は高い傾向が見られ、同じ循環流量なら、第四紀火山岩よりも新第三紀堆積岩のほうが出口側坑口温度が高いが、第四紀火山岩では時間経過に伴う温度低下が小さい。
表 3.3-22
貯留岩

新第三紀
堆積岩
第四紀
火山岩

U ループ②ケース計算結果・出口側坑口温度

循環流量

5年
(℃)

10 年
(℃)

15 年
(℃)

20 年
(℃)

50 t/h100 t/h
200 t/h
50 t/h100 t/h
200 t/h

211.21171.06131.76
197.71156.46121.20207.18165.96127.90195.58154.43119.83204.88163.41126.07194.61
153.47119.13203.31161.79124.90193.97152.81118.65- 107 -

図 3.3-64

U ループ②の出口側坑口温度● 貯留層温度U ループ①のケースで示した図 3.3-47 と図 3.3-48 と同様のラテラル坑 12 本のうち最も内側のラテラル坑に沿った温度プロファイルを図 3.3-65 と図 3.3-66 に示す。両図はそれぞれ新第三紀堆積岩と第四紀火山岩のケースで、循環流量は 100t/h 、ラテラル坑内
温度は 15 年後、外接貯留岩の温度は初期状態と 15 年後をプロットした。温度プロファ
イルは入口側坑口から鉛直坑と水平ラテラル坑を経て出口側坑口に至る経路を入口坑口からの長さを横軸としてプロットした。
● 貯留層内流体流速
U ループ①のケースで示した図 3.3-49 と図 3.3-50 と同様の、ラテラル坑 12 坑中最も
内 側 の ラ テ ラ ル 坑 に 沿 っ た 、 貯 留 層 内 の 流 体 流 速 の プ ロ フ ァ イ ル を 図 3.3-67 と 図
3.3-68 に示す。両図はそれぞれ新第三紀堆積岩と第四紀火山岩のケースで、循環流量は100t/h、15 年後の流速をプロットした。温度プロファイルと同様に入口側坑口から出口
側坑口までの経路を入口坑口からの長さを横軸としてプロットした。流速の方向 X、Y、Z の 3 方向は U ループ①のケースの図 3.3-49 と図 3.3-50 と同様である。
● 坑口圧力・熱サイフォン効果評価
坑井分割モデルでは、12 坑のラテラル坑を持つマルチラテラル坑井 1 坑井を、シング
ルラテラル坑井 12 坑井で代用している。そのため、鉛直坑部分をはじめラテラル坑が復路で分岐する前と往路で合流した後の区間では、本来の 1 坑井を複数の坑井で計算している。そのため、管内の流量の総計については 1 坑井モデルの流量を再現しているものの、管内の圧 力に関し ては現実とは 異なる計 算となってい る。そこ で、 U ループ ②ケ ースの坑口圧力については、解析モデルの結果を参照し、熱サイフォン効果の評価を行った。
解析モデルの計算結果、U ループ①ケースと U ループ②ケースの出口側坑口圧力の比- 108 -

較図を図 3.3-69 と図 3.3-70 に示す。両図はそれぞれ新第三紀堆積岩と第四紀火山岩のケースである。ラテラル坑長はいずれのケースも 2,000m のラテラル坑 12 坑を想定したケースである。U ループ①ケースと U ループ②ケースともに、いずれの流量、岩石特性のケースでも入口側坑口圧力は 800 kPa に設定した。
解析モデルの計算結果からは、新第三紀堆積岩、第四紀火山岩どちらの貯留岩のケー
スも、いずれの循環流量であっても出口側 坑口圧力が入口側坑口圧力 800kPa よりも高く、サーモサイフォン効果が期待される。また、両岩石特性共に、最も出口側坑口圧力の低い循環流量 200t/h のケースでも入口側坑口とは約 700kPa の差圧がある。

図 3.3-65

ラテラル坑温度プロファイル（新第三紀堆積岩、循環流量 100t/h）

図 3.3-66

ラテラル坑温度プロファイル（第四紀火山岩、循環流量 100t/h）- 109 -

図 3.3-67

ラテラル坑近傍の流速プロファイル（新第三紀堆積岩、循環流量 100t/h）

図 3.3-68

ラテラル坑近傍の流速プロファイル（第四紀火山岩、循環流量 100t/h）- 110 -

図 3.3-69

出口側坑口圧力（新第三紀堆積岩）

図 3.3-70

出口側坑口圧力（第四紀火山岩）● ラテラル坑間の温度干渉
ラテラル坑間の貯留層温度分布から隣接するラテラル坑同士の温度干渉の有無を確認した。図 3.3-71 は、12 坑中最も内側のラテラル坑 2 本から等距離にある両ラテラル坑の中間位置のグリッドセルの操業開始 15 年後の温度を示す。プロットの横軸は往路深度
では入口側鉛直坑坑底からの距離、復路深度では出口側鉛直坑坑底からの距離である。 U
ループ①とは異なり、第四紀火山岩のケースでも初期温度からの温度低下が見られ た。往路 側 で は 、 第 四 紀 火 山 岩 の ケ ー ス は 循 環 流 量 50t/h で 1.4 ～ 1.7 ℃ 、 100t/h で 1.8 ～2.0℃、200t/h で 1.9～2.3℃、新第三紀堆積岩のケースは循環流量 50t/h で 3.0～4.0℃、- 111 -

100t/h で 4.0～5.0℃、200t/h で 4.5～5.5℃程度の温度低下が見られた。復路では鉛直
坑坑底に近いほど初期貯留層温度は低くなるが、逆にラテラル坑内の作動流体の温度は高くなり、ラテラル坑内外の温度差は小さくなってゆくため、往路よりも貯留層温度の低下は小さい。
新第三紀堆積岩、第四紀火山岩どちらのケースでも、ラテラル坑が隣のラテラル坑から受ける影響が皆無ではないことが分かったが、この ラテラル坑から 37.5m の地点での約 2.0℃あるいは 5.0℃程度の温度低下がラテラル坑ひいては出口側坑口温度にどの程度の影響を与えていのるかは、今回のスタディ結果のみからは判明しない。それを STARS
モデルによって検証するには、ラテラル坑の間隔を変更してシミュレーションランを行う
方法が最も簡単確実であろう。ラテラル坑間隔を拡げ十分な距離をとった（隣接するラテ
ラル坑の中間地点で温度低下の無かった）ケースの計算結果と坑口温度果を比較すれば、温度干渉の影響が全く無かった場合に比べて坑口温度がどの程度低下したのかを 評価できる。他に、シングルラテラル坑井 1 坑井でのシミュレーション計算結果を温度干渉が無い場合として比較対象にする方法も考えられるが、シングル坑井の計算をマルチラテラル
坑井の計算と比較できるように、ラテラル坑内の流量などの条件を適切に設定する工夫が必要である。また、同様に適切な設定が可能ならば、 STARS 以外の GEOSIM や解析モデルのように隣接ラテラル坑の影響を考慮しない方法で計算された計算結果と比較することでも、温度干渉の影響の程度が判明するであろう。
また、U ループ①および 2.0 ケースの計算結果から、操業条件や貯留層の岩石特性が、隣接するラテ ラル坑間 の 温度干渉の 度合いに 影響すること が確認さ れた。 U ルー プ① と2.0 のどちらのケースでも新第三紀堆積岩では第四紀火山岩よりもラテラル坑間の貯留層
温度の低下が大きかったことからは、岩石の熱伝導率の大きい新第三紀堆積岩では貯留層からラテラル坑への熱伝導の影響が及ぶ距離が第四紀火山岩よりも長いと考えられ、加えて、浸透率が大きくラテラル坑間での上昇流の流速が速い第四紀火山岩では深部（高温部）
からの熱供給量が大きいとも考えられる。また、 U ループ①ケースの新第三紀堆積岩、Uループ②ケースの両岩石特性で、循環流量が多い、すなわち貯留層からラテラル坑内の作
動流体への熱供給量が大きいほど、ラテラル坑間での貯留層温度の低下は大きい傾向にあった。U ループ②ケースでは、同じ岩石特性、循環流量の U ループ①ケースよりもラテラル坑間の貯留層温度の低下が大きかった理由としては、対象深度の貯留層温度が U ル
ープ①ケースよりも高く作動流体の圧入温度との差が大きく ラテラル坑内への熱供給量が大きいことに加えて、ラテラル坑内への熱供給量の大きさに比してラテラル坑間への自然
対流（上昇流）による熱供給量が小さいことが考えられる。傾斜坑の U ループ②では水平坑の U ループ①とは違い、ラテラル坑の最末端以外では、ラテラル坑間の上昇流もラテラル坑のより深部からの影響を受けているためであり、また両方式自体の差異とは別に、
U ループ②では U ループ①よりも対象深度での地温勾配が小さく、深部との温度差も小さいためでもある。
マルチラテラル坑井による U ループ方式のクローズド地熱発電におけるラテラル坑間の温度干渉を防ぐためには 、75m のラテラル坑間隔があれば充分であるという目安値が提唱され、シミュレーションによる検証 48 も何例か報告されているが、貯留層の特性や操業条件などの適用可能範囲は明確にはされていない。また、貯留層特性や操業条件の違- 112 -

いによって、ラテラル坑間で貯留層温度の低下に違いが現れることが今回のシミュレーシ
ョンでも確認された。そのため、具体的なプロジェクトの設計と最適化のためには、実フィールドの貯留層特性と操業条件を反映した詳細なシミュレーションと感度分析が必要と考える。

図 3.3-71

ラテラル坑間中間点の温度分布● 発電量試算
U ループ①でも使用した経験式を使って、各ケースの発電量を試算した。
各ケースの発電量を表 3.3-23 にまとめ、経時変化を図 3.3-72 と図 3.3-73 に示す。
表 3.3-23
発電方式

貯留岩

循環 流 量50 t/h
新第三紀
堆積岩

100 t/h
200 t/h

カリーナ
サイクル

50 t/h
第四紀
火山岩

100 t/h
200 t/h
50 t/h

新第三紀
堆積岩
ランキン
サイクル

100 t/h
200 t/h

第四紀
火山岩

50 t/h100 t/h
200 t/hU ループ②の発電量試算
5年
(kw)

10 年
(kw)

15 年
(kw)

20 年
(kw)

1258.581402.731360.5
61048.021095.3
1
1079.171298.3
51218.5
7955.481024.49884.78707.981193.101289.811252.721016.871056.361045.5
51211.621093.17858.65985.271156.691235.7
61203.611003.041038.401028.881164.001034.2
7815.35967.971132.391201.921172.96993.88844.28679.57825.75665.58813.07655.97- 113 -

1026.051017.371132.45997.77788.59956.54図 3.3-72

U ループ②の発電量試算（カリーナサイクル）

図 3.3-73

U ループ②の発電量試算（ランキンサイクル）- 114 -

(3)同軸二重管シミュレーション
水循環型地熱発電の同軸二重管方式について、同軸二重管①、同軸二重管②、同軸二重管③の 3 つの方式の解析を行った。3 つの方式の概念図を図 3.3-74 に示す。以下では、
まず STARS でのシミュレーションに際し構築した貯留層モデルについて述べ、その後にそれぞれの方式について個別に論じる。
1) 貯留層モデル
同軸二重管方式の計算に使用した貯留層モデルの平面図および坑井に沿った断面図を
図 3.3-75 に示す。モデルの大きさは水平方向に 3,285m 四方、垂直方向に 3,200m とし、中央に坑井を配置した。グリッドは平面方向については坑井近傍の 285m 区間を 15m 刻
みとし、その外部に 500m、1,000m 幅のグリッドを配置することで簡易的に疑似的な無限境界を設定した。垂直方向については坑井深度である 3,000m に加え、底面境界の影
響を避けるために更に 200m を追加し 3,200m までをモデル化した。地表付近の 100m
までは浅部に近づくにつれ細かくなるように対数に基づいた分割を行い、それ以深については 100m 一定とした。
岩盤については第四紀火山岩および新第三紀体積岩の 2 種類についてモデリングし、それぞれが熱回収効率に与える影響を調べた。熱的物性は表 3.3-24 に示す通り、第四紀火山岩について熱伝導率 1.3W/mK、比熱 0.8kJ/kgK、飽和密度 2,400kg/m 3 、有効間隙率 16%、浸透率 2.0× 10 - 1 3 m 2 を、新第三紀堆積岩について熱伝導率 1.8W/mK、比熱1.2kJ/kgK、飽和密度 2,300kg/m 3 、有効間隙率 27%、浸透率 3.0×10 - 1 4 m 2 をそれぞれ与えた。また、地温勾配として 9.5℃/100m を与えた。

同軸二重管①

同軸二重管②

図 3.3-74

同軸二重管③

同軸二重管の３方式の概念図- 115 -

図 3.3-75

同軸二重管方式の貯留層モデル

表 3.3-24
物性値
熱伝導率[W/mK]
比熱[kJ/kgK]
飽和密度[kg/m 3 ]有効間隙率 [-]
浸透率
[m 2 ]

岩盤の熱的物性
第四紀火山岩
1.3
0.8
2400
0.16
2.0×10 - 1 3

新第三紀堆積岩
1.8
1.2
2300
0.27
3.0×10 - 1 42) 同軸二重管①
同軸二重管①は掘削した坑井にチュービングを挿入し、チュービング-アニュラス間に流体を循環させる方式である（図 3.3-74）。
a) ケース設定
本ケースの設定をまとめたものを表 3.3-25 に示す。坑井については、深度 3,000m までケーシングパイプを挿入し、坑井を密閉した。掘削径は 0.216m とし、ケーシングの外径は 0.178m、厚さは 0.01265m、熱伝導率は 90W/mK とした。内部に挿入したチュービングについては外径 0.089m、厚さは 0.0192m、熱伝導率は 0.1W/mK とした。
二重管内部の循環流量は 5t/h、10t/h、および 20t/h の 3 パターン、循環の向きは外管→内管および内管→外管の 2 パターンを設定し、第四紀火山岩および新第三紀堆積岩の 2つの岩石種に対し解析を行った。これら全てを組み合わせたケース数は 12 ケースとなる。
循環流体の入口温度は 70℃とし、計算期間は 20 年間とした。

- 116 -

表 3.3-25

同軸二重管①のケース設定値

設定項目
坑井の深さ [m]
坑井のケーシング区間 [m]ケーシング区間の坑径 [m]
ケーシングパイプの外径 [m]
ケーシングパイプの厚さ [m]ケーシングパイプの熱伝導率 [W/mK]
チュービングの長さ[m]チュービングの外径[m]チュービングの厚さ[m]
チュービングの熱伝導率 [W/mK]
循環流量 [t/h]
循環の向き

設定値
3,000
0～3,000
0.216
0.178
0.01265
90
3,000
0.089
0.01920.1
5、10、20
外→内、内→外b) 解析結果● 温度および圧力の深度プロファイル
各ケースにおける管内流体の温度および圧力の深度分布図を 図 3.3-76 に示す。図の縦軸、 下 横軸 、 上横 軸 は それ ぞ れ深 度 （ m）、温 度（ ℃）、 圧力 （ MPa ）を 表 し、 赤 線は 温度を、青線は二重管内の圧力を示す。アニュラス内の温度および圧力については茶および紺で表している。また、実線は第四紀火山岩、破線は新第三紀堆積岩の結果であることを示す。上横軸に添えられた三角記号は流体の入口側であることを示す。
図中の(a)、(b)、(c)は 循環の向きが外→内のケースであり 、それぞれ循環流量が 5t/h、10t/h、20t/h のケース である。 (d)、 (e)、 (f)は循環の向きが内→外のケースであり、同様に循環流量 5t/h、10t/h、20t/h のケースを示している。
● 坑口における温度および圧力の経時変化
各ケースにおける出口温度および出口における差圧（出口圧力から入口圧力を減算）の経時変化を図 3.3-77 に示す。図の横軸は時間（年）、縦軸は出口温度（℃）および出口にお ける 差圧（ MPa ）を示 し、 黒線、 赤線 、青線 はそ れぞれ 循環 流量 5t/h 、 10t/h、20t/h の結果を示す。また、実線は第四紀火山岩、破線は新第三紀堆積岩の結果を示す。
● 各ケースの傾向
同軸二重管①では、全体としてケース設定値による明瞭な傾向が見られた。循環の向きについては内管→外管ケースよりも外管→内管ケースの方が、出口温度が高温となる傾向が見られた。循環流量については流量が小さいほど熱交換の時間が長くなるため高温となっている。岩盤の種類については熱伝導率が高い新第三紀堆積岩の方が高温となっている。
出口圧力に関しては、循環流体が熱を受け取るほど密度が低下することから、出口温度が高温のケースであるほど出口-入口の差圧が大きくなっている。
● 熱サイフォン効果評価
同軸二重管①ケースのうち循環流量が 5t/h のケースでは出口 - 入口の差圧が 20 年後- 117 -

で 400kPa～600kPa 程度となっており、循環の向き・岩種によらず熱サイフォン効果が期待できる。その他のケースでは循環流体が十分に温まらないため十分な密度変化が生じず、差圧は負となり熱サイフォン効果は期待できない。

図 3.3-76

同軸二重管①各ケースにおける管内流体の温度および圧力の深度分布- 118 -

図 3.3-77

同軸二重管①各ケースにおける出口温度および出口における差圧（出口 -入口）の経時変化

3) 同軸二重管②
同軸二重管②は坑井の内部に二重管を挿入し、二重管の外管-内管間 に流体を循環させる方式である（図 3.3-74）。同軸二重管①と異なり、同軸二重管②ではある深度までの区間をケーシングで覆い、それ以深は裸孔に仕上げる。
a) ケース設定
本ケースの設定をまとめたものを表 3.3-26 に示す。
坑井については、深度 1,500m までケーシングパイプを挿入し、以降 3,000m 深までを 裸 孔 仕 上 げ と し た 。 ケ ー シ ン グ 区 間 の 掘 削 径 は 0.311m と し 、 ケ ー シ ン グ の 外 径 は0.244m、厚さは 0.01199m、熱伝導率は 90W/mK とした。内部に挿入した二重管の外管については外径 0.178m、厚さ 0.01265m、熱伝導率 90W/mK とした。内管について
は外径 0.089m、厚さ 0.0192m、熱伝導率 0.1W/mK とした。
二重管内部の循環流量は 5t/h、10t/h、および 20t/h の 3 パターン、循環の向きは外管→内管および内管→外管の 2 パターンを設定し、第四紀火山岩および新第三紀堆積岩の 2つの岩石種に対し解析を行った。これら全てを組み合わせたケース数は 12 ケースとなる。

- 119 -

循環流体の入口温度は 70℃とし、計算期間は 20 年間とした。
表 3.3-26

同軸二重管②のケース設定値

設定項目

設定値
3,000
0～1,500
0.311
0.244
0.01199
90
3,000
0.178
0.01265
0.1
3,000
0.089
0.01920.1
5、10、20
外→内、内→外坑井の深さ [m]
坑井のケーシング区間 [m]ケーシング区間の坑径 [m]
ケーシングパイプの外径 [m]
ケーシングパイプの厚さ [m]ケーシングパイプの熱伝導率 [W/mK]
二重管外管の長さ[m]
二重管外管の外径[m]
二重管外管の厚さ[m]
二重管外管の熱伝導率 [W/mK]
二重管内管の長さ[m]
二重管内管の外径[m]
二重管内管の厚さ[m]
二重管内管の熱伝導率 [W/mK]
循環流量 [t/h]
循環の向きb) 解析結果● 温度および圧力の深度プロファイル
各ケースにおける管内流体の温度および圧力の深度分布図を 図 3.3-78 に示す。図の縦軸、 下 横軸 、 上横 軸 は それ ぞ れ深 度 （ m）、温 度（ ℃）、 圧力 （ MPa ）を 表 し、 赤 線は 温度を、青線は二重管内の圧力を示す。アニュラス内の温度および圧力については橙および紫で表している。また、実線は第四紀火山岩、破線は新第三紀堆積岩の結果であることを示す。上横軸に添えられた三角記号は流体の入口側であることを示す。
図中の(a)、(b)、(c)は 循環の向きが外→内のケースであり、それぞれ循環流量が 5t/h、10t/h、20t/h のケース である。 (d)、 (e)、 (f)は循環の向きが内→外のケースであり、同様に循環流量 5t/h、10t/h、20t/h のケースを示している。
● 坑口における温度および圧力の経時変化
各ケースにおける出口温度および出口における差圧（出口圧力から入口圧力を減算）の経時変化を図 3.3-79 に示す。図の横軸は時間（年）、縦軸は出口温度（℃）および出口にお ける 差圧（ MPa ）を示 し、 黒線、 赤線 、青線 はそ れぞれ 循環 流量 5t/h 、 10t/h、20t/h の結果を示す。また、実線は第四紀火山岩、破線は新第三紀堆積岩の結果を示す。

- 120 -

図 3.3-78

同軸二重管②各ケースにおける管内流体の温度および圧力の深度分布● 各ケースの傾向
同軸二重管②ではケース設定による明瞭な傾向は見られず、全体として複雑な結果となった。
まず出口温度について、同軸二重管②のように外部に特別な熱源を持たない条件下では時間経過に伴い温度が低下していくことが予期される一方で、いくつかのケースでは温- 121 -

度が上昇している。また、循環の向きが内→外のケースでは計算の収束が悪化し、新第三紀堆積岩ケースにおいて値が振動している。
温度上昇の原因としては、貯留層内における対流が考えられる。 図 3.3-80 は 20 年後の坑井周辺の温度分布断面図であり、現象を説明しやすいように比較対象として 同軸二重管①の断面図を並べている。坑井と貯留層との間に導通を持たない 同軸二重管①では低温の循環流体に触れたことによる温度低下が坑井近傍にのみ見られる一方で、 同軸二重管②では坑井周辺の温度低下はほとんど見られず、貯留層深部に向かって低温領域が広がっていることが分かる。
ここで、同軸二重管②の貯留層深部における流動は図 3.3-81 のようになっており、流体が坑底付近から貯留層深部へと流出していることが分かる。この流動は二重管に接した層内流体が冷やされることにより密度を増加し、裸孔内を伝って深部方向へ移動したことを示唆している。その結果、貯留層内では図の矢印のように坑井底部を中心とした流動が生じ、二重管に高温の層内流体が常に供給されるようになっている。
また、新第三紀堆積岩ケースにおいて収束が悪化しているのは、第四紀火山岩に比べ浸透率が低いため貯留層内の流動が難しくなるためと考えられる。

図 3.3-79

同軸二重管②各ケースにおける出口温度および出口における差圧（出口 -入口）の経時変化- 122 -

同軸二重管①

図 3.3-80

同軸二重管②

同軸二重管①および同軸二重管②の 20 年後の坑井周辺の温度分布断面

図 3.3-81

同軸二重管②の貯留層深部における流動- 123 -

● 熱サイフォン効果の評価
同軸二重管②ではいずれのケースも十分な温度上昇が得られたため出口-入口の差圧は正となり、熱サイフォン効果が期待できる。本方式では貯留層内で対流が生じることから熱供給の効率が良く、熱サイフォン効果が得られやすいと考えられるが、流体の流動および温度分布が複雑化しやすく結果の予測が難しいため、ケースの設定に応じて都度解析を実施することが望ましい。
4) 同軸二重管③
同軸二重管③は坑井の内部に二重管を挿入し、アニュラスを熱水が上昇しつつ二重管の外管と内管の間に流体を循環させる方式である（ 図 3.3-74）。アニュラスと二重管との間には導通はなく、熱水と二重管内の循環流体は外管を介した伝導により熱の授受を行う。
a) ケース設定
本ケースの設定をまとめたものを表 3.3-27 に示す。坑井については、深度 2,500m までケーシングパイプを挿入し、以降 3,000m 深までをスクリーン仕上げとした。ケーシ
ング区間の掘削径は 0.311m とし、ケーシングの外径は 0.244m、厚さは 0.01199m、熱伝導率は 90W/mK とした。スクリーン区間には孔明管を挿入し、掘削径は 0.216m、孔明管の外径は 0.178m、厚さは 0.01219m、熱伝導率は 90W/mK とした。二重管は深度1,000m まで挿入し、外管については外径 0.178m、厚さ 0.01265m、熱伝導率は90W/mK とした。内管については外径 0.089m、厚さ 0.0192m、熱伝導率 0.1W/mK とした。
表 3.3-27

同軸二重管③のケース設定値

設定項目
坑井の深さ [m]
坑井のケーシング区間 [m]ケーシング区間の坑径 [m]
ケーシングパイプの外径 [m]
ケーシングパイプの厚さ [m]ケーシングパイプの熱伝導率 [W/mK]
スクリーン区間の坑径 [m]
孔明管の外径 [m]
孔明管の厚さ [m]
孔明管の熱伝導率 [W/mK]
二重管外管の長さ[m]
二重管外管の外径[m]
二重管外管の厚さ[m]
二重管外管の熱伝導率 [W/mK]
二重管内管の長さ[m]
二重管内管の外径[m]
二重管内管の厚さ[m]
二重管内管の熱伝導率 [W/mK]
循環流量 [t/h]
循環の向き- 124 -

設定値
3,000
0～2,500
0.311
0.244
0.01199
90
0.216
0.178
0.1219
90
1,000
0.178
0.01219
90
1,000
0.089
0.01920.1
5、10、20
外→内、内→外アニュラスからの生産流量はケーシングの底部から 19t/h で流入するように設定した。
二重管内部の循環流量は 9t/h および 18t/h の 2 パターン、循環の向きは外管→内管および内管→外管の 2 パターンを設定し、第四紀火山岩および新第三紀堆積岩の 2 つの岩石種に対し解析を行った。これら全てを組み合わせたケース数は 8 ケースとなる。循環流
体の入口温度は 70℃とし、計算期間は 20 年間とした。
b) 解析結果● 温度および圧力の深度プロファイル
各ケースにおける管内流体の温度および圧力の深度分布図を 図 3.3-82 に示す。図の縦軸、 下 横軸 、 上横 軸 は それ ぞ れ深 度 （ m）、温 度（ ℃）、 圧力 （ MPa ）を 表 し、 赤 線は 温度を、青線は二重管内の圧力を示す。アニュラス内の温度および圧力については橙および紫で表している。また、実線は第四紀火山岩、破線は新第三紀堆積岩の結果であることを示す。上横軸に添えられた三角記号は流体の入口側であることを示す。
図 中 の (a) 、 (b) は 循 環 の 向 き が 外 → 内 の ケ ー ス で あ り 、 そ れ ぞ れ 循 環 流 量 が 9t/h 、
18t/h のケースである。(c)、(d)は循環の向きが内→外のケースであり、同様に循環流量9t/h、18t/h のケースを示している。
● 坑口における温度および圧力の経時変化
各ケースにおける出口温度および出口における差圧（出口圧力から入口圧力を減算）の経時変化を図 3.3-83 に示す。図の横軸は時間（年）、縦軸は出口温度（℃）および出口にお ける 差圧（ MPa ）を示 し、 黒線、 赤線 、青線 はそ れぞれ 循環 流量 5t/h 、 10t/h、20t/h の結果を示す。また、実線は第四紀火山岩、破線は新第三紀堆積岩の結果を示す。
● 各ケースの傾向
同軸二重管③では、全体としてケース設定値による明瞭な傾向が見られた。循環の向きについては内管→外管ケースよりも外管→内管ケースの方が、出口温度が高温となる傾向が見られた。循環流量については流量が小さいほど熱交換の時間が長くなるため高温となっている。岩盤の種類については同軸二重管①とは対照的に第四紀火山岩の方が高温となっているが、これは熱源がアニュラスからの高温熱水であり、熱伝導率の低い第四紀火山岩の方が周囲の岩盤に熱が逃げにくいためと考えられる。
出口圧力に関しては、循環流体が熱を受け取るほど密度が低下することから、出口温度が高温のケースほど出口-入口の差圧が大きくなっている。
● 熱サイフォン効果の評価
同軸二重管③では全てのケースについて高温の出口流体が得られたが、温度が高くな
りすぎると摩擦や加速損失などの要因により逆に圧力が失われてしまうため、出口-入口の差圧が正となるケースは少ない。循環の向きが内管→外管、循環流量が 9t/h のケース
では岩種によらず差圧は正となり、熱サイフォン効果が期待できる。

- 125 -

図 3.3-82

同軸二重管③各ケースにおける管内流体の温度および圧力の深度分布- 126 -

図 3.3-83

同軸二重管③各ケースにおける出口温度および出口における差圧（出口 -入口）の経時変化

5) 同軸二重管シミュレーションのまとめ
循環流体の出口温度は同軸二重管③、同軸二重管②、同軸二重管①の順に高温となった。また、これら 3 つの方式のうち同軸二重管①および同軸二重管③についてはケース
設定により明瞭な傾向が見られ、両者ともに循環の向きを外→内とした場合、および循環流量を少なくした場合のほうがより高い温度が得られた。一方で岩盤については対照的であり、同軸二重管①では新第三紀堆積岩、同軸二重管③では第四紀火山岩の方がより高い温度が得られた。これら 2 つとは異なり、同軸二重管②では貯留層内に対流が生じたことによって出口温度に複雑な挙動が見られた。このことは、長い区間に渡って裸孔が存在するような方式について解析を行う場合、坑井および貯留層の両方を考慮する必要がある
ことを示唆している。
(4)STARS による解析のまとめ
各方式の流量の異なるケースにおける生産温度および経験式により試算した 15 年後の発電量を表 3.3-28 と表 3.3-29 に整理した。GEOSIM と解析解による結果も記した。

- 127 -

表 3.3-28方式

U ループ①

U ループ②

流量（t/h）

15 年後発電量試算・新第三紀堆積岩

解析ツール

発電量（ kW）試算値

生産 温 度 (℃ )（15 年 後）カリ ーナ サ イクル

ラン キン サ イク ル

50

STARS

169

678

583

50

Analytical Model

186

887

825

50

G.E .O.S.I.M

189

927

874

100

STARS

136

743

535

100

Analytical Model

153

1,025

812

100

G.E .O.S.I.M

155

1,068

856

200

STARS

109

804

484

200

Analytical Model

121

1,066

697

200

G.E .O.S.I.M

122

1,092

719

300

Analytical Model

106

1,126

664

50

STARS

204

1,143

1,146

50

Analytical Model

218

1,375

1,456

50

G.E .O.S.I.M

215

1,328

1,391

100

STARS

163

1,235

1,034

100

Analytical Model

176

1,513

1,344

100

G.E .O.S.I.M

176

1,513

1,344

200

STARS

126

1,203

815

200

Analytical Model

134

1,428

1,017

200

G.E .O.S.I.M

135

1,466

1,052

300

Analytical Model

116

1,430

904

5

STARS

125

29

20

5

G.E .O.S.I.M （5 0 年後）

134

36

25

10

STARS

105

36

21

10

G.E .O.S.I.M （5 0 年後）

107

38

23

→

20

STARS

91

49

25

内
循
環

20

G.E .O.S.I.M （5 0 年後）

89

46

23

同軸 二
重管 ①

外

同軸 二
重管 ②
同軸 二
重管 ③
同軸 二
重管 ①

内
→
外
循
環

同軸 二
重管 ②
同軸 二
重管 ③

5

STARS

203

113

113

10

STARS

147

92

71

20

STARS

146

181

138

9

STARS

263

416

513

18

STARS

241

653

750

5

STARS

106

19

11

10

STARS

99

31

17

20

STARS

89

46

23

5

STARS

113

22

14

10

STARS

151

99

78

20

STARS

164

250

210

9

STARS

196

184

179

18

STARS

167

236

201

- 128 -

表 3.3-29
方式

U ループ①

U ループ②

同軸
二重
管①
外
→
内
循
環

同軸
二重
管②
同軸
二重
管③

内
→
外
循
環

同軸
二重
管①
同軸
二重
管②
同軸
二重
管③

流量
（ t/h）

15 年後発電量試算・第四紀火山岩

解析ツール

生産温
度℃)
（15 年後）発電量（ kW）試算値
カリ ーナ サ イクル

ラン キン サ イク ル

50

STARS

165

634

534

50

Analytical Model

171

703

611

50

G.E .O.S.I.M

175

746

660

100

STARS

134

713

508

100

Analytical Model

137

751

543

100

G.E .O.S.I.M

140

803

592

200

STARS

108

784

468

200

Analytical Model

109

799

480

200

G.E .O.S.I.M

111

842

513

300

Analytical Model

92

751

393

50

STARS

195

1,003

968

50

Analytical Model

199

1,065

1,046

50

G.E .O.S.I.M

198

1,047

1,023

100

STARS

153

1,038

826

100

Analytical Model

155

1,060

848

100

G.E .O.S.I.M

157

1,097

887

200

STARS

119

1,029

666

200

Analytical Model

119

1,030

667

200

G.E .O.S.I.M

121

1,067

698

300

Analytical Model

105

1,076

626

5

STARS

113

22

14

10

STARS

97

29

16

20

STARS

86

42

21

5

STARS

142

42

31

10

STARS

153

103

82

20

STARS

154

210

167

9

STARS

274

466

595

9

G.E .O.S.I.M （5 0 年後）

258

395

479

18

STARS

252

739

881

18

G.E .O.S.I.M （5 0 年後）

264

841

1,041

5

STARS

102

17

10

10

STARS

93

26

14

20

STARS

85

40

20

5

STARS

154

52

42

10

STARS

179

159

143

20

STARS

194

398

383

9

STARS

205

209

210

18

STARS

173

261

228

- 129 -

3.3.4

GEOSIM によるシミュレーション(1)解析シミュレータ
ドイツ GEOS 社の GEOSIM 49 による解析を行った。GEOSIM は高深度地熱プロジェ
クトにおける坑井内あるいは坑井近傍のプロセスを取り扱うボアホールシミュレータであり、貯留層、坑井、地上施設における様々な効果の複雑な相互作用を計算に反映させることを目的として開発された。モデルは圧入井、貯留層、生産井、地上施設の 4 つのサブモデルに分割され、それらは一貫したインターフェースで相互にリンクされている。貯留
層サブモデルは上端面の圧力を時間の関数として動的に計算するが、代わりに外部の貯留層モデル（ECLIPSE や FEFLOW など）から時系列で圧力を読み込むことも可能である。同時に、この圧力は生産井や圧入井の水力学的な境界条件となる。圧入井・生産井は、複数の水平層に分割された細長い円筒と仮定され、温度、圧力、熱出力をシミュレートし、半径方向の熱伝導による放熱や、配管の摩擦や密度変化による圧力変化が考慮される。さらに、生産・圧入停止時は密度勾配によって生じる流体の流動がモデル化される。生産井
サブモデルにはフィードポンプも組み込まれており、設置された深さとその上の水柱によって、熱水を地上に運ぶためにかける圧力と、電気、機械、熱の出力が計算される。計算には、地上施設サブモデルからのヘッド圧を境界条件として与えられる。ポンプの熱動力
損失は熱水に加算される。生産井サブモデルから、坑口温度とポンプパワーが地上施設サブモデルに提供される。このサブモデルは、熱交換器による熱の取り出しを考慮した温度をシミュレートし、配管の摩擦損失を考慮した圧力シミュレーションや、印加電力のシミュレーションも行っている。この電力は、ポンプや熱交換器の影響を考慮したものである。
このサブモデルから、圧入井サブモデルへ圧入パイプラインの坑口温度を提供する。圧入
井サブモデルでは温度と圧力が動的に計算され、坑井のパイプシューの温度が貯留層サブモデルに提供される。
GEOSIM は坑井内の非定常な流体の流動を扱うことが可能である。貯留層に関しては、同軸二重管③における貯留層内の流体のアニュラスを介した生産による貯留層内の圧力変化を考慮可能である。また、その他の完全なクローズド地熱発電において、坑井内の作動
流体と地層内の流体あるいは岩盤との熱交換に起因して発生する自然対流の影響は考慮されない。
(2)解析条件と結果
他の解析手法と同様に、3.3.1 に示した解析条件で実施した。
1) U ループ①
GEOSIM に よ る U ル ー プ ① の 計 算 結 果 と し て 、 各 ケ ー ス の 出 口 側 坑 口 温 度 を 表
3.3-30 に、約 20 年間の経時変化を図 3.3-84 に示す。
STARS などの他の解析結果と同様に、流量が少ないケースほど出口坑口温度は高くな

49 Schlegel, M. (2014) : Entwicklung eines Simulationsmodells zur gekoppelten

Simulation der Prozesse im Bohrloch bzw. in Bohrlochnähe bei einer
geothermischen Tiefendublette（G.E.O.S. Ingenieurgesellschaft mbH 所属のMarcel Schlegel 氏提供の同氏修士論文）- 130 -

っている。同じ流量では、新第三紀堆積岩のほうが第四紀火山岩よりもおよそ 10～15℃高い。
表 3.3-30
貯留岩

新第三紀
堆積岩
第四紀
火山岩

GEOSIM モデル U ループ①ケース計算結果・出口側坑口温度
循環流量

5年
(℃)

10 年
(℃)

15 年
(℃)

20 年
(℃)

50 t/h100 t/h
200 t/h
50 t/h100 t/h
200 t/h

193.46160.67126.14180.37145.31114.53190.73157.02123.27176.83141.76112.10189.17155.04121.74174.89139.87110.81

188.06
153.68120.70173.55138.58109.94

図 3.3-84

GEOSIM による U ループ①の出口側坑口温度

2) U ループ②
各ケースの出口側坑口温度の計算結果を表 3.3-31 に、経時変化を図 3.3-85 に示す。
U ループ①と同様に、流量が少ないほど出口坑口温度は高く、同じ流量では新第三紀堆積岩のほうが第四紀火山岩よりも 15～20℃ほど高い。
U ループ①と比べると、U ループ②のほうが 10～20℃高く、この差は流量が少ないほど明瞭となっている。

- 131 -

表 3.3-31
貯留岩

新第三紀
堆積岩
第四紀
火山岩

GEOSIM による U ループ②の出口側坑口温度

循環流量

5年
(℃)

10 年
(℃)

15 年
(℃)

20 年
(℃)

50 t/h100 t/h
200 t/h
50 t/h100 t/h
200 t/h

220.05183.06141.14204.15163.40125.41217.05178.36137.36199.96158.94122.33215.32175.81135.35
197.66156.56120.71214.09174.05133.99196.06154.94119.60

図 3.3-85

GEOSIM による U ループ②の出口側坑口温度- 132 -

3.3.5COMSOL によるシミュレーション

マルチフィジックス数値シミュレータ COMSOL Multiphysics® を適用した坑井－岩盤貯留層熱交換シミュレーションを実施した。対象とする坑井－岩盤貯留層熱交換系は 、Ｕループ方式（U ループ①, ②）、二重管方式（同軸二重管①、同軸二重管②及び同軸二重管③）とし、坑井内流体の循環流量、岩種をパラメータとした全 30 ケースについて、
30 年間の坑井出口温度の時間変化を予測した。
(1)解析パラメータ
1) U ループ方式
表 3.3-32 に U ループ⓪、U ループ①及び U ループ②のループ方式に適用する解析パ
ラメータを示す。各方式のメッシュ諸元は表 3.3-34 に示すとおりである。
2) 二重管方式
同軸二重管①、同軸二重管②及び同軸二重管③の二重管方式に適用する解析パラメー
タを表 3.3-33 に示す。各方式のメッシュ諸元は表 3.3-35 に示すとおりである。このう
ち、同軸二重管②のみは深度 1,500m～3,000m の間を裸坑とすることで、岩盤貯留層から熱水を直接坑内へ取り入れて、坑内に挿入した二重管内の作動流体と熱交換を行う方式である。

- 133 -

表 3.3-32
方式
U ループ⓪U ループ①

U ループ②

U ループ方式の解析パラメータ

パラメータ

設定値

鉛直坑の深さ2,400m

鉛直坑の坑径
ラテラル坑の数
ラテラル坑の長さ
ラテラル坑の坑径
ラテラル坑間の離隔
地表面温度
地温勾配
岩盤の熱伝導率 鉛直坑周辺
岩盤の熱伝導率 ラテラル坑周辺
岩盤の比熱 鉛直坑周辺
岩盤の比熱 ラテラル坑周辺
岩盤の飽和密度 鉛直坑周辺
岩盤の飽和密度 ラテラル坑周辺
岩盤の浸透率岩盤の空隙率
作動流体の比熱（水）循環流量
注入水の温度
注入圧力

0.16m
2本
1,700m0.156m100m
3℃
3.1℃/100m
2.25W/mK
4.64W/mK
1.520kJ/kgK
1.110kJ/kgK
2,240kg/m 3
2,663kg/m 3
3E-14m 2
27%
4.18kJ/kgK
23t/h
24℃
140kPa

鉛直坑の深さ1,500m

鉛直坑の坑径ケーシング
注入井と生産井の中心間隔
ラテラル坑の数
ラテラル坑の片道長さ
ラテラル坑の坑径
ラテラル坑（往復路）の中心間隔
隣のラテラル坑との中心間隔
注入圧
循環流量

ケーシングプログラムより

地温勾配

13.7℃/100m

鉛直坑の深さ1,500m

鉛直坑の坑径ケーシング
ラテラル坑の数
ラテラル坑の片道長さ
ラテラル坑最深部の深さ
ラテラル坑の坑径
ラテラル坑（往復路）の中心間隔
隣のラテラル坑との中心間隔
注入圧
循環流量

ケーシングプログラムより

地温勾配

U ループ①,②共通

備考

坑底 78℃～2,300m
2,300m～～2,300m
2,300m～～2,300m
2,300m～

鉛直坑のみ
75m
12 本
2,000m
0.216m
75m
75m
2.0 MPa50, 100, 200t/h

鉛直坑のみ
12 本
2,000m3,232m
0.216m
75m
75m
2.0 MPa50, 100, 200t/h
13.7 ℃ /100m
1500m)

220(1,500m)( ～4.6℃/100m (1500m～)
90W/mK
0.01m
70℃

ケーシングの熱伝導率
ケーシングの厚さ
注入水の温度- 134 -℃

表 3.3-33
方式
同軸二重管①

同軸二重管②

同軸二重管③二重管方式
共通

二重管方式の解析パラメータ

パラメータ
坑井の深さ
坑井の坑径
断熱管の外径
断熱管の厚さ断熱管の熱伝導率
循環流量
循環の向き
坑井の深さ

設定値
3,000m
0.216m0.089m
0.0192m
0.06W/mK5, 10, 20t/h
外→内／内→外3,000m

坑井のケーシング区間

0～1,500m

坑井の坑径
外径
外管の厚さ
外管の熱伝導率
内管の外径
内管の厚さ
内管の熱伝導率
循環流量
循環の向き
坑井の深さ
坑井のケーシング区間
ケーシング区間の坑径
スクリーン区間の坑径
同軸二重管③の長さ
同軸二重管③の外径
同軸二重管③外管の厚さ
同軸二重管③外管の熱伝導率
同 軸 二 重 管 ③ 内 管 （ VIT ）の外径
同軸二重管③内管の厚さ
同軸二重管③内管の熱伝導率
注入圧
同軸二重管③内の循環流量
同軸二重管③内の循環の向き
坑内地下水の流量（上昇流）
同、流入温度
地表面温度

0.216m0.178m0.01m
90W/mK
0.089m
0.0192m
0.06W/mK5, 10, 20t/h
外→内／内→外3,000m0～2,500m
0.311m
0.216m
1,000m0.178m0.01m

地温勾配

9.5℃/100m

ケーシングの熱伝導率
ケーシングの厚さ
注入水の温度

90W/mK
0.01m
70℃- 135 -

備考

1500m 以 深 は 裸 坑
1)90W/mK
0.089m
0.0192m
0.1W/mK
2.0MPa9, 18t/h

2)

外→内／内→外
19t/h
276℃
15℃

深度 2,500m
深度 2,500m
深 度
300℃

3,000mで

1) COMSOL のパイプ流れモジュールによるモデル化では 、裸坑区間での熱水の出入り（交換） を考慮す るこ とが困難 である。 その ため 、以 下に示す 解析 結果は 、 坑井の 寸
法諸元の みを考慮 し 、 裸坑区間 の熱水の 取り 込みを考 慮しない 参考 ケースと して実 施した。
2) 同軸二重管③方式では、循環流量をステップ状に与える場合に数値解の収束が困難なケースが確認されたため、ここでは採熱開始後の 1 年間でランプ状に線形変化させる
循環流量を与えた。
表 3.3-34
カテゴリー
要素

四面体

一次元エッ
ジ

岩盤ブロッ
ク

項目
要素数

U ループ⓪153,126

U ループ①
68,537

U ループ②
99,864

要素品質最小値
エッジ要素数

0.1635981

0.08869
1,473

0.1696
1,444

境界要素数
最大要素サイズ

2,459
300m

1,474
500m
100m (ﾗﾃﾗﾙ坑近辺)

6,338
500m
50m (ﾗﾃﾗﾙ坑近辺)

最小要素サイズ

10m

100m
10m (ﾗﾃﾗﾙ坑近辺)

100m
10m (ﾗﾃﾗﾙ坑近辺)

最大要素成長率
最大要素サイズ

1.5
10m

1.5
10m (垂直坑)
50m (ラテラル坑)

1.610m (垂直坑)
50m (ラテラル坑)

最小要素サイズ
幅10m
3,000m

10m
1,500m

10m
2,000m

奥行
高さ

2,000m
2,300m

2,500m
1,800m

2,000m
1,500m

表 3.3-35
カテゴリー

U ループ方式のメッシュ

二重管方式のメッシュ

項目

同軸二重管①

同軸二重管②

同軸二重管③

要素

要素数88,907

98,891

78,971四面体

要素品質最小値
エッジ要素数
境界要素数
最大要素サイズ

0.1835
584
2,196
50m

0.1952
580
2,186
50m

0.1924
500
1,822
50m

一次元エッジ

最小要素サイズ最大要素成長率
最大要素サイズ

10m
1.25
10m

10m
1.225
10m

5m
1.5
5m

岩盤ブロック

最小要素サイズ
幅

10m
150m

10m
150m

5m
150m

奥行
高さ

150m
3,050m

150m
3,050m

150m
2,600m- 136 -

(2)坑井-岩盤貯留層熱交換シミュレーション
1) 使用シミュレータa) COMSOL Multiphysics
COMSOL Multiphysics® （以下、COMSOL）は、複雑系の流体流れ、熱伝導、電磁気学、音響学、構造力学など、さまざまな物理現象を解析する商用ソフトウェアプラット
フォームである。COMSOL は有限要素法を採用し、マルチフィジックス系の相互作用をモデリングするためのメッシュ作成、シミュレーション実行、グラフィック処理等からなる一連の高度なグラフィカルユーザーインターフェイスを搭載するものである。主な適用分野は、航空宇宙、自動車、エネルギー、エレクトロニクス、土木、環境、自然科学などであり、設計最適化、システム性能予測・試験に関連するコスト削減等に用いられている。
地熱発電方式の坑井－岩盤貯留層系への適用に際しては 、COMSOL の多孔質媒体中の地下水流モジュール、伝熱モジュール及びパイプ流れモジュールを組み合わせて利用した。
このうちの坑井内の流体流動シミュレーションに適用するパイプ流れモジュールは、広域スケールの 3 次元岩盤領域内の線状構造物のメッシュ分割を効率的に行うことが可能であり、パイプ流れと多孔質媒体との熱交換現象を考慮することができる。パイプ流れモジュールは、パイプ内の層流、乱流、および完全発達流などの様々な流動レジームを取り扱うことができる。
パイプ流れモジュール主な機能は以下のとおりである。
・円形、矩形、および環状のパイプ内の層流および乱流のモデリング・定常および非定常の一次元流れ
・熱移動と物質移行過程
・等温流体と非等温流体
・密度、粘度、熱伝導率などの流体物性の非線形性
・高度な乱流モデリング（k-ε、k-ωモデル等）
パイプ流れモジュールは、パイプライン、熱交換器、冷却システム等における気液流体の輸送現象をシミュレートすることができる
b) 対象系の概念
本検討では、坑井－岩盤貯留層系の非等温流体・熱交換現象を対象とする。坑井内の流体は一次元パイプ内の単相流れとして扱い、パイプ断面形状の違い（例えば、一重管、二重管など）を考慮したナビエストークス流体として考慮する。岩盤中の流体流動は 、ブリンクマン式に基づく非等温流体として扱うこととした。坑井及び岩盤内のいずれも流体の相変化は考慮しない。
なお、これまでに岩盤内の流動則にはダルシー則の適用についても、並行して適用してきている。しかしながら、数値解の安定性・収束性、それらに対するメッシュ品質に対する感度の大きさ当からブリンクマン式の方が少ないメッシュ数で安定な数値解を得られるケースが多いことが確認された。いずれの流動則を用いても坑井出口温度等の主要な解
析結果に対する影響は少ないことから、本検討では後述する解析ケースの全てに対してブリンクマン式を採用することとした。

- 137 -

図 3.3-86

対象とする坑井－岩盤貯留層系の概念

c) 数理モデル
坑井－岩盤貯留層系の非等温流体・熱交換現象に対する支配方程式は、坑井、岩盤貯留層のそれぞれに対して次のように表される。
坑井
運動量保存式

𝜌

質量保存式
熱量保存式

𝜌𝐴𝐶𝑝

𝜕𝒖
𝜌
= −𝜵𝑝 − 𝑓𝐷
𝒖|𝒖| + 𝑭𝜕𝑡
2(4𝐴/𝑍)
𝜕𝐴𝜌+ 𝜵(𝐴𝜌𝒖) = 0𝜕𝑡

𝜕𝑇+ 𝜌𝐴𝐶𝑝 𝒖 ∙ 𝜵𝑇𝜕𝑡= 𝜵 ∙ 𝐴𝑘𝛻𝑇 + 𝑓𝐷

𝜌𝐴
|𝒖|3 + (ℎ𝑍)𝒆𝒇𝒇 (𝑇𝑒𝑥𝑡 − 𝑇)
4𝐴
2( 𝑍 )(3.3.5-1)(3.3.5-2)(3.3.5-3)

岩盤貯留層
運動量保存式𝜌 𝜕𝒖𝒖( + (𝒖 ∙ ∇) )
𝜀𝑝 𝜕𝑡
𝜀𝑝

1
2
= −∇𝑝 + ∇ ∙ [ {𝜇(∇𝒖 + (∇𝒖)𝑇 ) − 𝜇(∇ ∙ 𝒖)𝑰}](3.3.5-4)𝜀𝑝3𝑄− (𝐾−1 𝜇 + 2𝑚 ) 𝒖 + 𝑭
𝜀𝑝
𝜕
質量保存式
(3.3.5-5)(𝜀 𝜌) + 𝛻 ∙ 𝜌𝒖 = 𝑄𝑚
𝜕𝑡 𝑝
𝜕𝑇
熱量保存式
(𝜃𝑠 𝜌𝑠 𝐶𝑝,𝑠 + 𝜀𝑝 𝜌𝑓 𝐶𝑝,𝑓 ) + 𝜌𝑓 𝐶𝑝,𝑓 𝒖 ∙ 𝛻𝑇 + 𝛻 ∙ (−𝑘𝑒𝑓𝑓 𝛻𝑇) = 𝑄(3.3.5-6)
𝜕𝑡𝑘𝑒𝑓𝑓 = 𝜃𝑠 𝑘𝑠 + 𝜀𝑝 𝑘𝑓
ここに、𝑓𝐷 は無次元摩擦係数 (-)、 𝐴はパイプ断面積(m 2 )、𝑍は濡辺長(m)、(ℎ𝑍)𝒆𝒇𝒇 は熱伝 達 係 数 （ W/m ）、 𝑇𝑒𝑥𝑡 は 外 部 温 度 （ ℃ ）、 𝑘 は 熱 伝 導 率 (W/mK) 、 𝜇は 流 体 の 粘 性 係 数(kg/m・s) 、𝒖 は流速ベクトル (m/s)、𝜌は流体密度 (kg/m 3 ) 、𝑝 は圧力 (Pa)、𝜀𝑝 は空隙
率 (-)、𝐾は絶対浸透率 (m 2 )、𝑄𝑚は生成・消滅速度(kg/m3/s)、𝑭は重力などの体積力ベク
トル (kg/m 2 ·s 2 )、 𝜃𝑠 は体積含水率 (-)、 𝜌𝑠 は固相密度 (kg/m 3 )、𝐶𝑝,𝑠 は定圧比熱 (J/Kg·K)、- 138 -

𝑘𝑒𝑓𝑓は有効熱伝導率 (W/m·K)である。
d) 適用性の検証
本検討における坑井－岩盤貯留層系への COMSOL の適用性を検証するため、U ルー
プ⓪方式を対象に文献に示されている解析結果との比較を行った。 図 3.3-87 に U ループ⓪方式の 3 次元メッシュモデル図を示す。
図 3.3-88、図 3.3-89 は、発電（採熱）開始から 1.5 年後における、それぞれ坑井、
岩 盤 貯 留 層 中 の 温 度 分 布 を 示 し た も の で あ る 。 図 3.3-90 に Beckers and Johnston（ Beckers and Johnston ， 2022 ） に よ る 既 往 の 解 析 結 果 を 示 す 。 図 3.3-91 、 図
3.3-92 に、それぞれ坑井出口における生産温度及び坑口間圧力差の時間推移を示す。 図
3.3-91 に示した坑井出口温度の解析結果は 、文献値よりわずかに低い温度であるが 、ほぼ同様の応答パターンで推移している。
なお、図 3.3-93 はラテラル坑周辺の流体流動の状況（流跡線）を岩盤浸透率の違いと共に示したものである。いずれの解析結果ともに、ラテラル坑に接する円形または楕円形状の大小異なる多様な流跡線が確認される。この流跡線は、ラテラル坑と岩盤貯留層との熱交換によって冷却された間隙水が周囲流体との密度差のため一旦下方へ移動すると共に 、
その後、周囲から熱量を得ながら再び温度が上昇した間隙水が上方へ移動し 、さらに周囲の地温勾配の影響を受けて冷却されてラテラル坑井付近の下方へ降下する様子を表したものである。密度差に起因する自然対流によって発生するセル状の流れ（対流セル）である。
この対流セルの性状に対して、岩盤浸透率との明瞭な関係性は見いだせないものの、
浸透率の大きい岩盤貯留層の方がやや大きな対流セルを形成する傾向がみられる。
生産井
圧入井

ラテラル坑

図 3.3-87

U ループ⓪メッシュモデル- 139 -

温度

図 3.3-88

解析結果：温度分布（坑井）

生産井

温度

圧入井

ラテラル坑

図 3.3-89

解析結果：温度分布（岩盤貯留層）- 140 -

図 3.3-90

Beckers らによる坑口出口温度の解析結果 50

図 3.3-91

坑井出口温度(U ループ⓪)

50 Beckers, K. F., & Johnson, H. E.（2022）： Techno-economic performance ofEavor-Loop 2.0. In Proceedings 47th workshop on geothermal reservoir
engineering, Stanford, California.
- 141 -

図 3.3-92

図 3.3-93

坑井出口差圧(U ループ⓪)

岩盤内浸透率の違いによるラテラル坑周辺の地下水流動の相違- 142 -

2) 解析ケース
U ループ方 式、二 重管 方式の両者 につい て 、 異なる坑井 内流体 （作 動流体）の 流量 と岩盤種別を考慮した表 3.3-36 に示す解析ケースが設定された。解析期間は 30 年とした。
表 3.3-36
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
25
26
27
28

ケース名
L1Q50R1
L1Q100R1
L1Q200R1
L1Q50R2
L1Q100R2
L1Q200R2
L2Q50R1
L2Q100R1
L2Q200R1
L2Q50R2
L2Q100R2
L2Q200R2
P1Q5R1
P1Q10R1
P1Q20R1P1Q5R2
P1Q10R2
P1Q20R2P2Q5R1
P2Q10R1
P2Q20R1P2Q5R2
P2Q10R2
P2Q20R2P3Q9R1P3Q18R1P3Q9R2
P3Q18R2

解析ケース

方式
U ループ①

U ループ②

同軸二重管①

同軸二重管②(参考)

同軸二重管③- 143 -

流量 (t/h)
50
100
200
50
100
200
50
100
200
50
100
200
5
10
20
5
10
20
5
10
20
5
10
20
9
18
9
18

岩種
火山岩

堆積岩

火山岩

堆積岩

火山岩

堆積岩

火山岩

堆積岩

火山岩
堆積岩

3) 解析条件
表 3.3-37 に第四紀火山岩、新第三紀堆積岩の 2 種類の岩盤熱物性を示す。坑井内の作
動流体物性は表 3.3-38 に示すものを用いた。
表 3.3-39、表 3.3-40 にそれぞれ初期条件、境界条件を示す
表 3.3-37
物性値
熱伝導率
比熱
飽和密度
有効間隙率
絶対浸透率

単位
[W/mK][kJ/kgK][kg/m 3 ][-][m 2 ]

第四紀火山岩
1.3
0.8
2,400
0.16
2×10 - 1 3

表 3.3-38
単位

設定値

比熱

[kJ/kg K]

4.217

密度

[kg/m 3 ]

1,000

分類
坑井

岩体

岩体

初期条件

パラメータ
流速
圧力
温度
圧力
温度

摘要
0
静水圧
15℃
静水圧
地温勾配による温度

表 3.3-40
パラメータ
入口
出口
上面
底面
側面

新第三紀堆積岩
1.8
1.2
2,300
0.27
3×10 - 1 4

作動流体物性

物性値

表 3.3-39

分類
坑井

岩盤熱物性

境界条件

流動プロセス
圧力固定固定（2MPa）
流出境界（循環流体の流量）
大気圧（1atm）
閉境界
静水圧による圧力固定境界- 144 -

伝熱プロセス
温度固定境界（70℃）
熱流出境界
地温勾配による温度固定境界
同上
同上

(3)U ループ方式の解析結果
1) U ループ①
堆積岩の 200t/h ケースを例に、坑井－岩盤貯留層系の温度分布の解析結果を示す。 図
3.3-94、図 3.3-95 は、それぞれ岩盤貯留層、坑井内における 30 年後の温度を示したものである。坑井内の作動流体の流れは、図 3.3-96 に示すとおり、想定された一様な流向（圧入井から繋がるラテラル下段から流入し、ラテラル上段で流向を反転させて生産井から流出する）を維持している。図 3.3-97 は堆積岩、火山岩の流量 50t/h のケースについて、ラテラル坑周辺の岩盤貯留層中の温度分布を示したものである。ラテラル下段の方が上段よりも坑井内の作動流体温度が低いため、ラテラル周辺の温度低下域の広がりがわず
かに大きい。また、ラテラル周辺の岩盤貯留層内の流れは、中心付近（圧入井、生産井に近い内側のラテラル坑）では、ラテラル毎に発生する対流セルが相互に干渉し、圧入井、生産井から離れた外側のラテラル坑で発生する対流セルよりも小さくなる傾向が確認される（図 3.3-98）。
採 熱 開 始 か ら 30 年 間 に お け る 坑 井 出 口 温 度 の 時 間 推 移 を 図 3.3-99 （ 火 山 岩 ）、 図
3.3-100（堆積岩）に示す。いずれも、上述の U ループ⓪方式の場合と同様に、採熱開始の直後にピーク温度に達し、その後 5 年ほどまで 10～20℃の温度が低下する過渡状態を経て、ほぼ横ばいに推移する。また、作動流体の循環流量が小さいほど坑井－岩盤貯留層
間の活発な熱交換が行われるため、坑井出口温度が高くなる。
図 3.3-101、図 3.3-102 は、それぞれ火山岩、堆積岩のケースにおける 30 年後の温度
プロファイル（ラテラル坑の温度は圧入井、生産井に最も近いラテラル坑で代表させた）を示したものである。坑口間の温度差は、循環流量が小さいほど大きくなり、火山岩では
およそ 30～80℃、堆積岩ではおよそ 30～100℃の幅にある。循環流量に加えて、岩盤貯留層の浸透率が小さい方が、温度差が大きくなり、採熱効率が上昇するものと見込まれる。
また、ラテラル上下段で生じる温度変化についても、循環流量、岩盤浸透率との関連性が認められる。すなわち、循環流量、岩盤浸透率が大きいケースではラテラル下段と上段を通過する間の温度上昇は同等か上段の方がやや高くなる一方で、循環流量、岩盤浸透率が小さくなるほど、ラテラル下段での温度上昇の寄与が大きくなり、循環流量 50t/h、浸透率の低い堆積岩ケースではラテラル下段の方が上段よりも明らかに温度上昇が大きくなる。
このことは、ラテラル上段よりも深度が深く、周囲の岩盤貯留層 との温度差が顕著なラテ
ラル下段の方が温度が上昇しやすいことを示唆している。
同様にして、採熱開始から 30 年間における坑口間の圧力差（差圧＝生産井坑口圧力－圧入井坑口圧力）の時間推移を図 3.3-103（火山岩）、（堆積岩）に示す。図 3.3-105、図3.3-106 それぞれ火山岩、堆積岩のケースにおける圧力プロファイル（ 30 年後）を示した。いずれも、上述の U ループ⓪方式の場合と同様に、採熱開始の直後に差圧のピーク値に達し、その後 5 年ほどまでわずかに差圧が解消される過渡状態を経て、ほぼ横ばいに推移する。この坑口間の差圧は、いずれのケースもほぼ正の値となり、密度差を駆動力とした上向きの流れが生じていることがわかる。さらに、この傾向は作動流体の循環流量が小さいほど、坑口間の圧力差は大きくなり、顕著となる。

- 145 -

温度（℃）

図 3.3-94

岩盤内の温度（U ループ①：堆積岩、200t/h ケース）(L1Q200R2)
温度（℃）

図 3.3-95

坑井内の温度（U ループ①：堆積岩、200t/h ケース）(L1Q200R2)- 146 -

図 3.3-96

坑井内の流れの方向（U ループ①：堆積岩、200t/h ケース）(L1Q200R2)

堆積岩, 50t/h

火山岩, 50t/h

図 3.3-97

ラテラル坑周辺の温度分布- 147 -

図 3.3-98

ラテラル坑周辺の温度分布と地下水流動経路- 148 -

図 3.3-99

坑井出口温度（U ループ①，火山岩）(L1Q50R1，L1Q100R1，
L1Q200R1)

図 3.3-100

坑井出口温度（U ループ①，堆積岩）(L1Q50R2，L1Q100R2，
L1Q200R2)- 149 -

図 3.3-101

坑井内温度プロファイル (U ループ①，火山岩)（L1Q50R1，L1Q100R1，
L1Q200R1）

図 3.3-102

坑井内温度プロファイル (U ループ①，堆積岩)（L1Q50R2，L1Q100R2，
L1Q200R2）- 150 -

図 3.3-103

坑井出口差圧（U ループ①，火山岩）(L1Q50R1，L1Q100R1，
L1Q200R1)

図 3.3-104

坑井出口差圧（U ループ①，堆積岩）(L1Q50R2，L1Q100R2，
L1Q200R2)- 151 -

図 3.3-105

坑井内圧力プロファイル (U ループ①，火山岩)（L1Q50R1，L1Q100R1，
L1Q200R1）

図 3.3-106

坑井内圧力プロファイル (U ループ①，堆積岩)（L1Q50R2，L1Q100R2，
L1Q200R2）- 152 -

2) U ループ②
堆積岩、200t/h ケースを例に、坑井－岩盤貯留層系の温度分布の解析結果を示す。 図
3.3-107、図 3.3-108 は、それぞれ岩盤貯留層、坑井内の 30 年後の温度を示したものである。
ラテラル坑井内の作動流体の流れは、一部に想定と異なる不均質な流れ（逆流）が生じるケースが確認された。例えば、図 3.3-109 に示した堆積岩を対象とした場合、流量 200 t/h ケースでは、ラテラル下段の中でも流向が反転する流れ（逆流）が発生する結果となった。すなわち、圧入井に近い中心付近のラテラル 2 本のみがラテラル下段から上段へ向かう想定どおりの流向を示すが、その他はラテラル上段から下段に向かう流れ を 示 し て い る 。 こ れ は 、 ラ テ ラ ル 坑 内 の 作 動 流 体 の 易 動 性 （ Mobility ） が 場 所 に よってわずかに異なることに起因すると考えられ、深度方向に変化する地温、圧力勾配環
境下に曝された初期温度や圧力とそれに伴って生じる非線形流 体物性（密度、粘性係数等）のわずかな不均質性によるものと考えられる。なお、このような逆流の発生は作動
流体の循環流量が小さいほど生じやすい傾向が確認された。これは、ラテラル坑井内の流体移動に対して密度差に起因する自然対流の寄与が大きい（圧力差に起因する移流の寄与が小さい）ほど発生しやすいことを示唆するものである。 このラテラル坑内の流量の不均等化が実際の坑井でも発生し得る現象なのか、計算上の問題なのかを解明 するた
めには今後の検討が必要である。
そこ で 、 本検 討 で は圧 入井 に 与 える 作 動 流体 の流 量 を 12 本の ラ テ ラル 坑 下 段の 端 部（深度-1500m）に 12 等分して与えることで、循環流体の流向を保持して逆流を生じないようにした。
図 3.3-110（火山岩）、図 3.3-111（堆積岩）に、採熱開始から 30 年間における坑井出
口温度の時間推移を示す。いずれも、採熱開始の直後にピーク温度に達し、その後 10 年
ほどの期間をかけて 20～30℃の温度が低下する過渡状態を経て、ほぼ横ばいに推移する。
上述の U ループ①と比較すると、この温度低下の幅はやや大きい傾向である。また、作
動流体の循環流量が小さいほど坑井－岩盤貯留層間の熱交換が顕著となるため、坑井出口
温度が高くなる。
図 3.3-112、図 3.3-113 は、それぞれ火山岩、堆積岩のケースにおける温度プロファイル（ラテラル坑の温度は圧入井、生産井に最も近いラテラル坑で代表させた）を示したものである。坑口間の温度差は、循環流量が小さいほど大きくなり、また、岩盤貯留層の浸透率が小さい堆積岩方が、温度差の顕著となり、採熱効率が上昇するものと見込まれる。
この傾向は、U ループ①と類似するものである。
図 3.3-114、図 3.3-115 は、それぞれ火山岩、堆積岩のケースにおける圧力プロファ
イルを示した ものであ る。 U ループ ①の解析 結果と同様に 、ラテラ ル下段よりも 上段 の圧力が高くなるものの、密度差を駆動力とした上向きの流れが生じている。また、この傾向は、わずかではあるが作動流体の循環流量が小さいほど顕著となる。

- 153 -

温（℃）

度

図 3.3-107

岩盤内の温度分布（U ループ②：堆積岩，200t/h ケース）(L2Q200R2)

図 3.3-108

坑井内の温度分布（U ループ②：堆積岩，200t/h ケース）(L2Q200R2)- 154 -

図 3.3-109

坑井内で生じる逆流（U ループ②：堆積岩，200t/h ケース）
(L2Q200R2)- 155 -

図 3.3-110

坑井出口温度（U ループ②，火山岩）(L2Q50R1，L2Q100R1，
L2Q200R1)

図 3.3-111

坑井出口温度（U ループ②，堆積岩）(L2Q50R2，L2Q100R2，
L2Q200R2)- 156 -

図 3.3-112

坑井内温度プロファイル (U ループ②，火山岩)（L2Q50R1，L2Q100R1，L2Q200R1）

図 3.3-113

坑井内温度プロファイル (U ループ②，堆積岩)（L2Q50R2，L2Q100R2，L2Q200R2）- 157 -

図 3.3-114

坑井内圧力プロファイル (U ループ②，火山岩)（L2Q50R1，L2Q100R1，L2Q200R1）

図 3.3-115

坑井内圧力プロファイル (U ループ②，堆積岩)（L2Q50R2，L2Q100R2，L2Q200R2）- 158 -

(4)二重管方式の解析結果
二重管方式では、坑井とその近傍のメッシュは細密に分割し、岩盤貯留層を 150m 四方の範囲でモデル化した（図 3.3-116）。これは、ラテラル坑井間の温度干渉が生じる離間距離が 75m との既往研究の知見に基づくものである。二重管坑井のモデル化は、坑井に沿った同一の節点の連なりに断面径の異なるパイプが共存し、パイプ下端で同一の温度、圧力状態となることを境界条件として考慮することで、作動流体の循環流れをモデル化するものである。図 3.3-117 に岩盤貯留層、坑井内の温度分布の解析結果例（ 同軸二重管①）を示した。
1) 同軸二重管①● 作動流体（内→外）
採熱開始から 30 年間における坑井出口温度の時間推移を、火山岩、堆積岩のそれぞれについて図 3.3-118、図 3.3-119 に示す。いずれも、上述の U ループ方式の場合と同様に、採熱開始の直後にピーク温度に達し、ほぼ横ばいに推移する。ピーク温度に達した後の減少傾向はわずかであり、2、3 年で 10℃より小さい範囲で温度が低下する。
作動流体の循環流量が小さいほど坑井－岩盤貯留層間の熱交換が顕著となるため、坑井出口温度が高くなるものの、U ループ方式ほどの差異は生じていない。
図 3.3-120、図 3.3-121 は、それぞれ火山岩、堆積岩のケースにおける温度プロファ
イルを示したものである。U ループ方式の場合と同様に、坑口間の温度差は、循環流量が小さいほど大きくなり、火山岩ではおよそ 10～25℃、堆積岩ではおよそ 15～30℃の幅にある。循環流量に加えて、岩盤貯留層の浸透率が小さい堆積岩の方が、温度差の大きくなり、採熱効率が上昇するものと見込まれる。
同様にして、採熱開始から 30 年間における坑口間の圧力差（差圧＝生産井坑口圧力－圧入井坑口圧力）の時間推移を 図 3.3-122（火山岩）、図 3.3-123（堆積岩）に示す。
図 3.3-124、図 3.3-125 それぞれ火山岩、堆積岩のケースにおける圧力プロファイルを示した。
U ループ方式と異なり、坑口間の圧力差は循環流量と共に大きくなり、循環流量
10t/h、 20t/h のケース では圧力差が負値と な る（入口側の内管圧 力 より出口側の外 管
圧力が低くなる）結果となった。このことは、二重管内の循環流体はその流量増加に伴って、密度差よりも圧力差を駆動力として移動することを示している。なお、火山岩、堆積岩の流量 20t/h ケースでは、出口側の内管坑口で負圧となっている。これは坑口に与えた流出流量が大きくなったことで、入口側の内管からの循環流体の供給が不足したためである。
● 作動流体（外→内）上記と同様に、採熱開始から 30 年間における坑井出口温度の時間推移を、火山岩、堆積岩のそれぞれについて図 3.3-126、図 3.3-127 に示す。図 3.3-128、図 3.3-129 は、それぞれ火山岩、堆積岩のケースにおける温度プロファイルを示したものである。また、採熱開始から 30 年間における坑口間の圧力差（差圧＝生産井坑口圧力－圧入井坑口圧力）の 時 間 推 移 を 図 3.3-130 （ 火 山 岩 ）、 図 3.3-131 （ 堆 積 岩 ） に 示 す 。 図 3.3-132 、 図
3.3-133 は、それぞれ火山岩、堆積岩のケースにおける圧力プロフ ァイルを示したもので- 159 -

ある。
全体的な傾向は、上述の作動流体（内→外）の解析結果とほぼ同等であるが、作動流
体（外→内）ケースの方が温度上昇の幅（ピーク温度）が明らかに高くなっている。これは 70℃の循環流体が、(a)先に低熱伝導率材を用いた内管内を深度-1500m まで降下し、その後、外管内を周囲 岩盤との熱交換を行い ながら上昇する場合と 、(b)先に外管内を 周
辺岩盤と熱交換を行いながら深度-1500m まで降下し、その後、熱量を保持しながら内管内を上昇する、順番の違いを示したものである。坑内の循環流体と周辺岩盤の熱交換は、両者の温度差が大きい ほど顕著となる。その ため、上記 (a)の場合に は浅部岩盤の低い地温によって熱量を損失 しやすい一方で、 (b)で は深部ほど高い地温に よって熱量を獲得しやすい。温度差による熱量の獲得を促進させて、断熱的な内管を通じて回収する作動流体（外→内）ケースの方が効率を高める可能性が示唆される。

メ ッ シ ュ品質

図 3.3-116

二重管方式メッシュ分割例- 160 -

温（℃）

図 3.3-117

図 3.3-118

度
温
（℃）

度

周辺岩盤中、坑井内流体の温度分布（同軸二重管①方式，30 年後）

坑井出口温度（同軸二重管①，火山岩，内→外）(P1Q5R1，P1Q10R1，
P1Q20R1)- 161 -

図 3.3-119

坑井出口温度（同軸二重管①，堆積岩，内→外）(P1Q5R2，P1Q10R2，
P1Q20R2)

図 3.3-120

坑井内温度プロファイル（同軸二重管①，火山岩，内→外）(P1Q5R1，
P1Q10R1，P1Q20R1)- 162 -

図 3.3-121

坑井内温度プロファイル（同軸二重管①，堆積岩，内→外）(P1Q5R2，
P1Q10R2，P1Q20R2)

図 3.3-122

坑井出口差圧（同軸二重管①，火山岩，内→外）(P1Q5R1，P1Q10R1，
P1Q20R1)- 163 -

図 3.3-123

坑井出口差圧（同軸二重管①，堆積岩，内→外）(P1Q5R2，P1Q10R2，
P1Q20R2)

図 3.3-124

坑井内圧力プロファイル（同軸二重管①，火山岩，内→外）(P1Q5R1，
P1Q10R1，P1Q20R1)- 164 -

図 3.3-125

坑井内圧力プロファイル（同軸二重管①，堆積岩，内→外）(P1Q5R2，
P1Q10R2，P1Q20R2)

図 3.3-126

坑井出口温度（同軸二重管①，火山岩，外→内）(P1Q5R1，P1Q10R1，
P1Q20R1)- 165 -

図 3.3-127

坑井出口温度（同軸二重管①，堆積岩，外→内）(P1Q5R2，P1Q10R2，
P1Q20R2)

図 3.3-128

坑井内温度プロファイル（同軸二重管①，火山岩，外→内）(P1Q5R1，
P1Q10R1，P1Q20R1)- 166 -

図 3.3-129

坑井内温度プロファイル（同軸二重管①，堆積岩，外→内）(P1Q5R2，
P1Q10R2，P1Q20R2)

図 3.3-130

坑井出口差圧（同軸二重管①，火山岩，外→内）(P1Q5R1，P1Q10R1，
P1Q20R1)- 167 -

図 3.3-131

坑井出口差圧（同軸二重管①，堆積岩，外→内）(P1Q5R2，P1Q10R2，
P1Q20R2)

図 3.3-132

坑井内圧力プロファイル（同軸二重管①，火山岩，外→内）(P1Q5R1，
P1Q10R1，P1Q20R1)- 168 -

図 3.3-133

坑井内圧力プロファイル（同軸二重管①，堆積岩，外→内）(P1Q5R2，P1Q10R2，P1Q20R2)

2) 同軸二重管②（参考ケース）
前述のとおり、COMSOL のパイプ流れモジュールによるモデル化では、裸坑区間での熱水の出入り（交換）を考慮することが困難である。そのため、以下に示す解析結果は、坑井の寸法諸元のみを考慮し、裸坑区間の熱水の取り込みを考慮しない参考ケースとして実施したものである。
● 作動流体（内→外）
採熱開始から 30 年間における坑井出口温度の時間推移を、火山岩、堆積岩のそれぞれについて、図 3.3-134、図 3.3-135 に示す。図 3.3-136 図 3.3-137 はそれぞれ火山岩、堆積岩のケースにおける温度プロファイルを示したものである。
同様にして、採熱開始から 30 年間における坑口間の圧力差（差圧）の時間推移を図
3.3-138（火山岩）、図 3.3-139（堆積岩）に示す。図 3.3-140、図 3.3-141 はそれぞれ火山岩、堆積岩のケースにおける圧力プロファイルを示したものである。
● 作動流体（外→内）
採熱開始から 30 年間における坑井出口温度の時間推移を、火山岩と堆積岩のそれぞれについて図 3.3-142 図 3.3-142、図 3.3-143 に示す。図 3.3-144、図 3.3-145 は、それぞれ火山岩、堆積岩のケースにおける温度プロファイルを示したものである。
同様にして、採熱開始から 30 年間における坑口間の圧力差（差圧）の時間推移を図
3.3-146（火山岩）、図 3.3-147（堆積岩）に示す。図 3.3-148、図 3.3-149 はそれぞれ火山岩、堆積岩のケースにおける圧力プロファイルを示したものである。

- 169 -

図 3.3-134

坑井出口温度（同軸二重管②，火山岩，内→外）(P2Q5R1，P2Q10R1，
P2Q20R1)

図 3.3-135

坑井出口温度（同軸二重管②，堆積岩，内→外）(P2Q5R2，P2Q10R2，
P2Q20R2)- 170 -

図 3.3-136

坑井内温度プロファイル（同軸二重管②，火山岩，内→外）(P2Q5R1，
P2Q10R1，P2Q20R1)

図 3.3-137

坑井内温度プロファイル（同軸二重管②，堆積岩，内→外）(P2Q5R2，
P2Q10R2，P2Q20R2)- 171 -

図 3.3-138

坑井出口差圧（同軸二重管②，火山岩，内→外）(P2Q5R1，P2Q10R1，
P2Q20R1)

図 3.3-139

坑井出口差圧（同軸二重管②，堆積岩，内→外）(P2Q5R2，P2Q10R2，
P2Q20R2)- 172 -

図 3.3-140

坑井内圧力プロファイル（同軸二重管②，火山岩，内→外）(P2Q5R1，
P2Q10R1，P2Q20R1)

図 3.3-141

坑井内圧力プロファイル（同軸二重管②，堆積岩，内→外）(P2Q5R2，
P2Q10R2，P2Q20R2)- 173 -

図 3.3-142

坑井出口温度（同軸二重管②，火山岩，外→内）(P2Q5R1，P2Q10R1，
P2Q20R1)

図 3.3-143

坑井出口温度（同軸二重管②，堆積岩，外→内）(P2Q5R2，P2Q10R2，
P2Q20R2)- 174 -

図 3.3-144

坑井内温度プロファイル（同軸二重管②，火山岩，外→内）(P2Q5R1，P2Q10R1，P2Q20R1)

図 3.3-145

坑井内温度プロファイル（同軸二重管②，堆積岩，外→内）(P2Q5R2，P2Q10R2，P2Q20R2)- 175 -

図 3.3-146

坑井出口差圧（同軸二重管②，火山岩，外→内）(P2Q5R1，P2Q10R1，
P2Q20R1)

図 3.3-147

坑井出口差圧（同軸二重管②，堆積岩，外→内）(P2Q5R2，P2Q10R2，
P2Q20R2)- 176 -

図 3.3-148

坑井内圧力プロファイル（同軸二重管②，火山岩，外→内）(P2Q5R1，P2Q10R1，P2Q20R1)

図 3.3-149

坑井内圧力プロファイル（同軸二重管②，堆積岩，外→内）(P2Q5R2，P2Q10R2，P2Q20R2)- 177 -

3) 同軸二重管③
これまで、深度 3,000m までのアニュラス部（裸孔）内に 、延長の異なる二重管（深度 1,500m）を設置する場合、COMSOL で求められる坑口出口温度が極端に低くなること、また、この傾向は作動流体の循環流量、方向や岩種によっても変わらず、同様の過少評価の傾向が確認されていた。
その後、原因を特定するための調査を行った結果、アニュラス部を含めた三重管のケースで外管の内側及び外側との熱交換（図中の矢印箇所）が正しく行われていないことが確認された（同軸二重管①のような二重管の場合、すなわち内管と外管、外管と周辺岩盤の間での熱交換を行う場合は正しく計算されている）。
COMSOL では、坑井の形状、熱交換に係るパラメータ等を設定するグラフィカル

ケーシング

ユーザーインターフェイスを用いて、諸条

内管
外管

件の入力を行うのが通常であるが、同軸二重管③のような三重管に対しては実質的に適切な熱交換が使われていない可能性が推
定された。

岩盤

本来、COMOSOL では右図に示した内管、外管及びアニュラス部のそれぞれに対して、隣接する管との熱交換条件を設定する必要がある。すなわち、内管内の流体と外管内の流体との熱交換、外管内の流体と熱交換項の修正箇所

アニュラス部

同軸二重管③坑井の断面模式

アニュラス部の流体との熱交換、アニュラス部の流体と周辺岩盤との熱交換に関する条件
設定を与える必要がある。
三重管で生じた問題を解決するために、グラフィカルユーザーインターフェイスを用いた諸条件を入力して COMSOL で計算するのではなく、COMSOL が対象とする支配方
程式系に用いられている個々の変数や項を直接入力（編集）することができる機能（Equation view）を用いて、内管と外管の熱交換項および外管とアニュラス部の 2 か所の熱交換項を修正することで上記不具合を回避した。
● 作動流体（内→外）
採熱開始から 30 年間における坑井出口温度の時間推移を、火山岩、堆積岩のそれぞれについて図 3.3-150、図 3.3-151 に示す。いずれも、上述の同軸二重管①方式の場合と異なり、採熱開始の直後におけるスパイク状のピーク温度とその後の減少傾向は認められない。これは、循環流量を 1 年の期間をかけて上昇させたことによることも関与していると考えられる。坑井出口温度が作動流体の循環流量が小さいほど高くなる傾向は 、同軸二重管①方式や他のループ方式と同様の傾向を示している。火山岩 、堆積岩の違いによる影響は僅かである。
図 3.3-152、図 3.3-153 は、は、それぞれ火山岩、堆積岩のケースにおける温度プロ
ファイルを示したものである。坑井出口、最外周のアニュラス管の温度は、両者の熱交換によってはほぼ同一の温度となり、深度による違いもほとんど生じていない。U ルー- 178 -

プ方式の場合と同様に、坑口間の温度差は循環流量が低い方が大きい。また、火山岩、堆積岩の差異は小さくいずれも坑井出口温度は 200℃前後となる。
同 様 に し て 、 採 熱 開 始 か ら 30 年 間 に お け る 坑 口 間 の 圧 力 差 （ 差 圧 ） の 時 間 推 移 を 図
3.3-154（火山岩）、図 3.3-155（堆積岩）に示す。
図 3.3-156、図 3.3-157 は、それぞれ火山岩、堆積岩のケースにおける圧力プロファ
イルを示す。これによると、循環流量の違いによって差圧の正負が異なり 、9t/h の方は正、18t/h は負の差圧を示している。このことは、二重管内の循環流体はその流量によって、その主な駆動力（密度差または圧力差）が変化することを示唆している。
● 作動流体（外→内）上記と同様にして、採熱開始から 30 年間における坑井出口温度の時間推移を、火山岩、堆積岩のそれぞれについて図 3.3-158、図 3.3-159 に示す。
図 3.3-160、図 3.3-161 は、それぞれ火山岩、堆積岩のケースにおける温度プロファ
イルを示したものである。また、採熱開始から 30 年間における坑口間の圧力差（差圧）の 時 間 推 移 を 図 3.3-162 （ 火 山 岩 ）、 図 3.3-163 （ 堆 積 岩 ） に 示 す 。 図 3.3-164 、 図
3.3-165 には、それぞれ火山岩、堆積岩のケースにおける圧力プロファイルを示した。
全体的な傾向は、上述の作動流体（内→外）の解析結果とほぼ同等であるが 、ピーク
温度は上述の作動流体（内→外）ケースよりも顕著に高く 、循環流量、岩種によらず250℃を超過する。これは 、アニュラス下端からの取り入れた熱水が上方まで移動し 、二重管区間の全体にわたって外管と顕著な熱量交換が生じたためである。また、作動流
体の循環方向の違いに対する影響は、上述の内→外ケースと同様の傾向が認められる。

図 3.3-150

坑井出口温度（同軸二重管③，火山岩，内→外）(P3Q9R1，P3Q18R1)- 179 -

坑井出口温度（同軸二重管③，堆積岩，内→外）(P3Q9R2，P3Q18R2)

深度（ｍ）

0

100

200

300

0

0

0

-500

-500

-1000

-1000
深度（ｍ）

図 3.3-151

-1500

-2000

-2500

-3000

200

300

-1500

-2000

-2500

9 t/h
入口
出口
外部

-3000

温度（℃）

図 3.3-152

100

18 t/h

入口
出口
外部

温度（℃）

坑井内温度プロファイル（同軸二重管③，火山岩，内→外）(P3Q9R1，
P3Q18R1)- 180 -

100

200

300

0
0

-500

-500

-1000

-1000
深度（ｍ）

深度（ｍ）

0
0

-1500

-2000

200

300

-1500

-2000

-2500

-2500

9 t/h
入口
出口
外部

-3000

-3000

温度（℃）

図 3.3-153

100

18 t/h

入口
出口
外部

温度（℃）

坑井内温度プロファイル（同軸二重管③，堆積岩，内→外）(P3Q9R2，
P3Q18R2)

1
0.8
0.6

差圧（MPa）

0.4
0.2

0
9 t/h, 火山岩-0.2

18 t/h, 火山岩

-0.4
-0.6
-0.8

0
図 3.3-154

5

10

15
20
25
30
経過時間（年）
坑井出口差圧（同軸二重管③，火山岩，内→外）(P3Q9R1，P3Q18R1)- 181 -

1

0.8
0.6

差圧（MPa）

0.4
0.2
0
-0.2

9 t/h, 堆積岩
18 t/h, 堆積岩

-0.4

-0.6
-0.8

0
図 3.3-155

5

10

15
経過時間（年）

25

30

坑井出口差圧（同軸二重管③，堆積岩，内→外）(P3Q9R2，P3Q18R2)

10

20

30

0

0

0

-500

-500

-1000

-1000
深度（ｍ）

深度（ｍ）

0

-1500

-2000

-2500

-3000

10

20

30

-1500

-2000

-2500

9 t/h
入口
出口
外部

-3000

圧力（MPa）

図 3.3-156

20

18 t/h入口
出口
外部

圧力（MPa）

坑井内圧力プロファイル（同軸二重管③，火山岩，内→外）(P3Q9R1，
P3Q18R1)- 182 -

10

20

30

0
0

-500

-500

-1000

-1000
深度（ｍ）

深度（ｍ）

0
0

-1500

-2000

20

30

-1500

-2000

-2500

-2500

9 t/h
入口
出口
外部

-3000

18 t/h
入口
出口
外部

-3000

圧力（MPa）

図 3.3-15710圧力（MPa）

坑井内圧力プロファイル（同軸二重管③，堆積岩，内→外）(P3Q9R2，
P3Q18R2)300

250

出口温度（℃）

200

150

100

50

9 t/h, 火山岩
18 t/h, 火山岩

00
図 3.3-158

5

10

15
経過時間（年）

20

25

30

坑井出口温度（同軸二重管③，火山岩，外→内）(P3Q9R1，P3Q18R1)- 183 -

300

250

出口温度（℃）

200

150

100

50

9 t/h, 堆積岩
18 t/h, 堆積岩

0

0

10

15
経過時間（年）

深度（ｍ）

0

100

200

300

0

0

0

-500

-500

-1000

-1000

-1500

-2000

-2500

-3000

25

30

100

200

300

-1500

-2000

-2500

9 t/h
出口
入口
外部

-3000

温度（℃）

図 3.3-160

20

坑井出口温度（同軸二重管③，堆積岩，外→内）(P3Q9R2，P3Q18R2)

深度（ｍ）

図 3.3-159

5

18 t/h

出口
入口
外部

温度（℃）

坑井内温度プロファイル （同軸二重管③，火山岩，外→内）(P3Q9R1，
P3Q18R1)- 184 -

100

200

300

0
0

-500

-500

-1000

-1000
深度（ｍ）

深度（ｍ）

0
0

-1500

-2000

100

300

-1500

-2000

-2500

-2500

9 t/h
出口
入口
外部

-3000

18 t/h

出口
入口
外部

-3000

温度（℃）

温度（℃）

図 3.3-161200

坑井内温度プロファイル （同軸二重管③，堆積岩，外→内）(P3Q9R2，
P3Q18R2)

0.6
0.4
0.2

差圧（MPa）

0
-0.2
-0.4
-0.6
-0.8

9 t/h, 火山岩

18 t/h, 火山岩

-1
-1.2
-1.4
0
図 3.3-162

5

10

15
経過時間（年）

20

25

30

坑井出口差圧（同軸二重管③，火山岩，外→内）(P3Q9R1，P3Q18R1)- 185 -

0.6

0.4
0.2

差圧（MPa）

0
-0.2
-0.4
-0.6
-0.8

9 t/h, 堆積岩
18 t/h, 堆積岩

-1
-1.2
-1.4

0
図 3.3-163

5

10

15
経過時間（年）

25

30

坑井出口差圧（同軸二重管③，堆積岩，外→内）(P3Q9R2，P3Q18R2)

10

20

30

0

0

0

-500

-500

-1000

-1000
深度（ｍ）

深度（ｍ）

0

-1500

-2000

-2500

-3000

10

20

30

-1500

-2000

-2500

9 t/h
出口
入口
外部

-3000

圧力（MPa）

図 3.3-164

20

18 t/h出口
入口
外部

圧力（MPa）

坑井内圧力プロファイル（同軸二重管③，火山岩，外→内）(P3Q9R1，
P3Q18R1)- 186 -

10

20

30

0
0

-500

-500

-1000

-1000
深度（ｍ）

深度（ｍ）

0
0

-1500

-2000

-2500

20

30

-1500

-2000

-2500

9 t/h

出口
入口
外部

-3000

-3000

18 t/h出口
入口
外部

圧力（MPa）

圧力（MPa）

図 3.3-16510

坑井内圧力プロファイル（同軸二重管③，堆積岩，外→内）(P3Q9R2，
P3Q18R2)(5)COMSOL による解析のまとめ
発電コスト評価の対象ケースについて、採熱開始後 15 年時点の坑井出口温度を整理した（表 3.3-41）。
表 3.3-41方式

循環方向

坑井出口温度（採熱開始後 15 年時点）
岩盤
火山岩

U ループ①
堆積岩
火山岩
U ループ②堆積岩

火山岩
同軸二重管①

内→外
堆積岩
外→内

火山岩

流量
（t/h）
50
100
200
50
100
200
50
100
200
50
100
200
5
10
20
5
10
20
5

- 187 -

温度
（℃）
156
123
99
173
138
109
211
156
118
239
181
135
98
89
81
103
94
85
104

カリーナ
サイクル
543
562
616
724
773
804
1255
1086
1002
1773
1641
1455
15
23
35
17
27
40
18

ランキン
サイクル
438
373
343
634
564
484
1294
876
643
2023
1492
1042
8
12
17
10
14
20
10

10
20
5
10
20
5
10
20
5
10
20
5
10
20
5
10
20
9
18
9
18
9
18
9
18

堆積岩

火山岩
内→外
堆積岩
同軸二重管②（参考ケース）
火山岩
外→内
堆積岩
火山岩
内→外
堆積岩
同軸二重管③
火山岩
外→内
堆積岩

89
81
115
96
85
97
87
80
102
92
83
104
89
81
115
96
85
207
176
204
174
270
263
267
260

23
35
23
28
40
15
22
34
17
25
38
18
23
35
23
28
40
214
273
206
265
448
832
434
806

12
17
15
15
20
8
11
16
10
13
18
10
12
17
15
15
20
217
243
206
233
564
1027
542
985

坑井－岩盤貯留層熱交換系へ COMSOL を適用した一連の数理モデリングによる検討の成果は次のように要約される。
 U ループ⓪方 式を対象 とした検証を 行い、坑 井出口温度の 解析結果 と文献値を比 較し 、
1.5 年間の時間変化パターンについて、ほぼ同等の解析結果が得られることが確認され、COMSOL シミュレータの坑井－岩盤貯留層熱交換系への適用可能性を検証した 。
 U ル ープ 方式 の坑 口出 口温 度は 、循 環流 体の 注入 温度 70℃ に対 し て、 およ そ 100～
180℃の範囲となり、採熱開始の直後にピーク温度に達し、その後の過渡的な減衰期間を経て、約 5 年ほどでほぼ横ばいの平衡状態に推移する共通の傾向が確認された。作
動流体の循環流量が小さいほど坑井－岩盤貯留層間の熱交換が顕著となり、坑井出口
温度が高くなることが示された。
 U ループ方式のうち、U ループ②では、深度方向に変化する地温、圧力勾配環境下に曝された作動流体の初期温度や圧力、それに伴って生じる非線形流体物性（密度、粘性 係数 等 ） のわ ず か な 不 均質 性 と 易動 性 （ Mobility ） の 変 化 によ っ て 逆流 が 生 じる 可能性が確認された。このような逆流の発生は作動流体の循環流量が小さいほど発生しやすい傾向が確認され、ラテラル坑井内の流体移動に対して密度差に起因する自然対流の寄与が大きい（圧力差に起因する移流の寄与が小さい）ほど発生しやすいことを示すと考えられる。
 二重管方式の坑口出口温度は、循環流体の温度 70℃に対して、およそ 90～140℃の範囲となり、坑井内に直接熱水を取り入れる方式の同軸二重管③で高温となることが確認された- 188 -

 ただし同軸二重管②方式は深度 1500m 以深の裸坑区間において、坑井－岩盤貯留層間の流体交換（流入・流出）を伴うため COMSOL パイプ流れモジュールの適用は現時点で困難であった。パイプ流れモジュールを用いない裸坑区間を直接モデル化すること、または坑井－岩盤貯留層間の圧力差に関係付けた交換流量の定式化を加えることで考慮できると考えられる
 本検討の解析 1 ケースあたりに要する計算時間は坑井－岩盤貯留層間の熱 交換が顕著になる循環流量が小さいほど大きくなり、およそ数十分～数時間の範囲であった
 解析結果の精度は、メッシュ分割の粗密や高次メッシュの利用有無などによっても変化し、本検討では坑井周辺の岩盤メッシュの大きさを 10m 以下、さらに岩盤温度の求解に二次要素を用いる必要があった また、坑井周辺の岩盤要素の大きさは、数値解の収束性に対して敏感な感度を与える
場合があることがわかった。また、循環流量をステップ状に載荷する場合、坑井内の圧力変化が急激に発生するウォーターハンマー（水撃）現象が生じ、数値的収斂が著しく困難となる場合がある。メッシュ分割（質）との関係性を踏まえて適切な数値解法を適用する必要がある。

- 189 -

3.3.6

解析解による解析(1)解析手法
解析には Toews and Holmes,2021 51 による解析式を使用した。坑井の入口から出口までを幾つかの区間に分け、次式により各区間で出口側のバルク流体温度を連続的に計算していく。

𝑇𝑟 −𝑇𝑓𝑖𝑛

𝑇𝑓𝑜𝑢𝑡 = 𝑇𝑟 −𝑒𝑥𝑝⌈

2𝜋𝑘𝑟 𝑑𝐿⌉𝜋√𝛼𝑟 𝑡𝑚̇𝐶𝑝𝑓 ln (
)
2𝑟𝑤

𝑡: 時間
𝜌 r : 岩盤密度
𝐶 𝑝 , 𝑟 : 岩盤熱容量
𝑘 𝑟 : 岩盤熱伝導率
α 𝑟 : 岩盤熱拡散率 𝛼 𝑟 = 𝑘 𝑟 /𝜌 𝑟 𝐶 𝑝 𝑟
𝑇 𝑟 : 岩石と坑井内の境界における岩石温度
𝜌 𝑓 : 流体密度
𝐶 𝑝 , f : 流体熱容量
𝑇 𝑓 : 坑井内のバルク流体温度
もともと石油ガス開発の分野では、坑井内の温度分布を予測する解析的な手法として
は、貯留層に高温の流体を圧入する際の坑井内での熱損失を算定することを念頭に
Ramey (1962) 52 によって開発された近似解が知られており、これは比較的近年の文献 でも優れた近似法であるという評価がされている。Ramey の解析式は垂直井を対象とした近似解であったが、Toews and Holmes,2021 の式は Ramey の方法と同様のアプローチ
で、熱伝達が地層から坑井内を流れる流体への準定常的な径方向熱伝導として扱えるという仮定のもと、水平坑井（シングルラテラル坑）の出口温度を推定するために開発された。
この解析式は流体特性も坑井の対象区間内で一定であることを前提としているが、入口側（ 圧 入 井 側 ） 坑 口 温 度 や 圧 入 レ ー ト 等 の 操 業 条 件 が 変 化 し な い 期 間 で あ れ ば 数 値 モ デル
（Numerical Model ）によるシミュレーションよりも簡易的に計算結果を得ることができる。また、これらの制約がありながらも、実証試験データと良好なマッチング結果が得られ、より複雑な数値モデルによるシミュレーションとも近い計算結果を得ている。
(2)解析条件と結果
他の解析手法と同様に、3.3.1 に示した解析条件で実施した。
1) U ループ①
各ケースの出口側坑口温度を表 3.3-42 に、経時変化を図 3.3-166 に示す。
51 Toews, M., Holmes, M. (2021) : Eavor-Lite performance update andextrapolation to Commercial P rojects, GRC Transactions, Vol. 45.
52 Ramey, Jr. H.J. (1962) : Wellbore Heat Transmission. Journal of Petroleum

Technology Transactions, Vol.225, 427 -435.
- 190 -

他の解析手法の結果と同様に、流量が少ないほど坑口温度は高く、また、新第三紀堆
積岩のほうが第四紀火山岩より 10~20℃高い。
表 3.3-42
貯留岩

新第三紀
堆積岩
第四紀
火山岩

解析解による U ループ①の出口側坑口温度

循環流量

5年
(℃)

10 年
(℃)

15 年
(℃)

20 年
(℃)

50 t/h100 t/h
200 t/h
50 t/h100 t/h
200 t/h

190.12
157.96124.85176.09141.44112.19187.62
154.60122.13172.96138.28109.95186.15152.74120.65171.18136.56108.74185.11151.46
119.65169.94135.38107.93

図 3.3-166

解析解による U ループ①の出口側坑口温度

STARS ・ GEOSIM ・ 解 析 解 に よ る 出 口 側 坑 口 温 度 の 比 較 図 を 図 3.3-167 と 図
3.3-168 に示す。GEOSIM と解析解の結果はいずれのケースでも互いに近い温度を示している。GEOSIM では坑井内での流体の相変化や非定常流も扱うことができ、解析モデ
ルよりも複雑な計算が可能だが、比較した 6 ケースとも作動流体の相変化もなく長期間
一定の循環流量・地表圧入温度で循環を継続したため、解析 解と GEOSIM とであまり違いが生じなかったと考えられる。一方、STARS の計算結果は、第四紀火山岩よりも新第三紀堆積岩で坑口温度が高く循環流量が少ないほど坑口温度が高いという傾向は同じ である も の の 、 他 の ２ つ の 解 析 手 法 に 比 べ て 低 い 坑 口 温 度 と な っ て い る 。 こ の STARS とGEOSIM・解 析解との 違いは、ラテラル坑の 坑井長の違いに起因す る ことが考えられる。
GEOSIM と解析解では細かい三次元での坑井配置は考慮せず、水平ラテラル坑の長 さは一律 2,000m として計算している。また、図 3.3-48、図 3.3-49 の温度プロファイルに示されたように、坑口からの距離 1,500m から 1,600m まで、すなわち鉛直坑坑底か- 191 -

らラテラル坑分岐点までは水平ラテラル坑区間ではあっても、坑内の温度変化は少ない。
鉛直坑からどれだけ遠くで分岐するかによって違いはあるが、全般にラテラル坑が分岐する前の区間は流量も多く熱交換への寄与は小さいと考え、流量が地表圧入量の 1/12 となる分岐後の区間のみのラテラル坑長の平均値 1,623m をラテラル坑長として、解析 解による計算を行った。図 3.3-169 と図 3.3-170 では出口側坑口温度の推移、図 3.3-171 と図 3.3-172 で は 出 口 側 坑 口 圧 力 の 推 移 を STARS モ デ ル の 計 算 結 果 と 比 較 し た 。 図
3.3-169 と図 3.3-171 は新第三紀堆積岩のケース、図 3.3-170 と図 3.3-172 は第四紀火山岩のケースである。ラテラル坑井長を 1,623m として解析モデルで計算すると、新第三紀堆積岩のケースでは出口側坑口温度、坑口圧力ともに STARS モデルの計算結果と近い推移を示した。第四紀火山岩のケースではいずれの流量であっても、解析モデルの計算
結果は STARS モデルのそれよりも坑口温度の低下が速くなっているが、これは解析モデ
ルでは貯留層内で発生する自然対流の影響を考慮していないためと考えられる。坑口温度の低い解析モデルでは作動流体の体積も小さく、坑口圧力は STARS モデルよりも低くなっている。また、坑井入口側（圧入側）に関しては、 STARS では圧入井の制御条件として圧入流量と圧入流体温度を設定すれば坑口圧力はステップ毎に計算されるが、解析モデ
ルでは圧入流量と圧入流体温度に加えて坑口圧力も坑井制御条件として設定する。解析モ
デルによる U ループ①ケースの計算では、何れの流量、岩石特性のケースでも入口側坑
口圧力は 800 kPa に設定していたが、STARS モデルの計算結果は図 3.3-44 に示したよ
うに、操業開始数日後から、これに近い 850kPa～900kPa 程度で安定していた。

図 3.3-167

３モデルによる U ループ①の出口側坑口温度（新第三紀堆積岩）- 192 -

図 3.3-168

図 3.3-169

３モデルによる U ループ①の出口側坑口温度（第四紀火山岩）

坑井長を変更した解析解による出口側坑口温度（新第三紀堆積岩）

解析解ではラテラル坑の長さを 1,623m として計算し、STARS の結果と比較している。

- 193 -

図 3.3-170

坑井長を変更した解析解による出口側坑口温度（第四紀火山岩）

解析解ではラテラル坑の長さを 1,623m として計算し、STARS の結果と比較している。

図 3.3-171

坑井長を変更した解析解による出口側坑口圧力（新第三紀堆積岩）

解析解ではラテラル坑の長さを 1,623m として計算し、STARS の結果と比較している。

- 194 -

図 3.3-172

坑井長を変更した解析解による出口側坑口圧力（第四紀火山岩）

解析解ではラテラル坑の長さを 1,623m として計算し、STARS の結果と比較している。

2) U ループ②
各ケースの出口側坑口温度を表 3.3-43 に、経時変化を図 3.3-173 に示す。U ループ①に比べて 10～20℃ほど高い温度となっている。
坑口圧力を見ると、新第三紀堆積岩と第四紀火山岩どちらのケースも、いずれの循環流量においても出口側坑口圧力が入口側坑口圧力の 800kPa よりも高く、熱サイフォン
効果が期待される。
表 3.3-43
貯留岩

新第三紀
堆積岩
第四紀
火山岩

解析解による U ループ②の出口側坑口温度

循環流量

5年
(℃)

10 年
(℃)

15 年
(℃)

20 年
(℃)

50 t/h100 t/h
200 t/h
50 t/h100 t/h
200 t/h

223.19182.39139.42205.15160.84123.57219.95178.14135.95201.13156.81120.72218.05175.77134.07198.85
154.60119.18216.71
174.15132.80197.27153.10118.15- 195 -

図 3.3-173

図 3.3-174

解析モデルによる U ループ②の出口側坑口温度解析モデルによる U ループ②の出口側坑口圧力（新第三紀堆積岩）- 196 -

図 3.3-175

解析モデルによる U ループ②の出口側坑口圧力（第四紀火山岩）

STARS モデル、GEOSIM モデル、解析モデルの計算結果、各ケースの出口側坑口温度の比較図を図 3.3-176 と図 3.3-177 に示す。GEOSIM と解析解の結果はいずれのケースでも近い温度となったのに対して STARS の結果は低い温度となっており、この違い
は、U ループ①でもみたように、ラテラル坑の長さの違いによるものと考えられる。

図 3.3-176

３モデルによる U ループ②の出口側坑口温度（新第三紀堆積岩）- 197 -

図 3.3-177

3.3.7

３モデルによる U ループ②の出口側坑口温度（第四紀火山岩）

熱回収シミュレーション結果のまとめ

表 3.3-44～表 3.3-46 には 4 つのクローズド方式に関する各解析手法によるすべての結果を整理した。また、参考として算出した同軸二重管③のアニュラス上昇熱水の温度と追加解析として実施した高温条件の解析結果も示した。
解析結果の全体の傾向は次のように整理される。
・クローズド方式間で生産温度を比較すると、U ループ②は U ループ①に比べて、同じ流量で比較すると全体に 20℃程度高く、U ループ②の流量 50t/h では 200℃以上のケースもある。
・二重管方式では、同軸二重管①の生産温度は低く、100℃以下のケースが多い。同軸二重管③は最も高い生産温度を示し、250℃を超えるケースもある。同軸二重管②の生産温度は比較的低いが、解析ツールによる生産温度の違いが大きく、STARS では他の手法よりも高い温度が算出されている。
・解析手法による違いの中で、同軸二重管②における STARS の高い生産温度は、他の解析法では考慮していない岩盤中の熱水対流による熱回収促進を表していると考えられる。COMSOL と電中プログラムでは同軸二重管②と同軸二重管③の生産温度が低くなっている。これは COMSOL のパイプ流れモジュールと電中プログラムでは裸坑区間の熱水の出入りをモデル化できないことによるものである。
・全体に生産温度は時間とともに低下するが、同軸二重管③では時間とともに上昇し、坑内を流動する熱水による岩盤の加熱を表すとみられる。
・いずれの方式においても、循環流量が少ないほど生産温度は高い。
・岩盤条件による違いを見ると、新第三紀堆積岩のほうが第四紀火山岩よりも生産温度が数℃ ～20 ℃程 度高 くな って おり 、 こ れは 熱伝 導率 の違 いに よる と 考 えら れる 。た だし 、同軸二重管③では第四紀火山岩のほうが高く、熱伝導率の低い第四紀火山岩のほうが上昇する坑内熱水から岩盤へ逃げる熱が少ないためと考えられる 。
・二重管方式における循環の向きについては、二重管外側から注入したほうが内側から注入した場合よりも生産温度は高くなる。

- 198 -

表 3.3-44

方式

U ループ
Eavor-Loop
① 1.0

U ループ
Eavor-Loop② 2.0

流量（t/h）
50
50
50
50
50
100
100
100
100
100
150
200
200
200
200
200
300
50
50
50
50
100
100
100
100
150
200
200
200
200
200
300
50
50
50
50
50
100
100
100
100
100
150
200
200
200
200
300
50
50
50
50
50
100
100
100
100
100
150
200
200
200
200
200
300

解析ツール
CRIEPI Prog.
STARS
Analytical Model
G.E.O.S.I.M
COMSOLCRIEPI Prog.
STARS
Analytical Model
G.E.O.S.I.M
COMSOLCRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
STARS
Analytical Model
G.E.O.S.I.M
COMSOL
Analytical Model
CRIEPI Prog.
STARS
Analytical Model
G.E.O.S.I.M
CRIEPI Prog.
STARS
Analytical Model
G.E.O.S.I.M
CRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
STARS
Analytical Model
G.E.O.S.I.M
COMSOL
Analytical Model
CRIEPI Prog.
STARS
Analytical Model
G.E.O.S.I.M
COMSOLCRIEPI Prog.
STARS
Analytical Model
G.E.O.S.I.M
COMSOLCRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
STARS
Analytical Model
COMSOL
Analytical Model
CRIEPI Prog.
STARS
Analytical Model
G.E.O.S.I.M
COMSOLCRIEPI Prog.
STARS
Analytical Model
G.E.O.S.I.M
COMSOLCRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
STARS
Analytical Model
G.E.O.S.I.M
COMSOL
Analytical Model

シミュレーション結果のまとめ（1）
生産温度（℃）

解析条件
5年後 10年後 15年後 20年後 30年後 50年後
186
184
174
171
169
168
186
189
177
175
173
172
171
153
150
141
138
136
135
153
・水平坑深度1,500m
・地温勾配13.7℃/100m
155
・新第三紀堆積岩 （熱伝導率1.8W/mK）
142
139
138
137
135
133
131
121
119
112
110
109
108
121
122
112
110
109
109
108
106
168
166
165
165
165
171
175
134
134
134
134
134
137
・水平坑深度1,500m
・地温勾配13.7℃/100m
140・第四紀火山岩 （熱伝導率1.3W/mK）
117
107
108
108
108
108
109
111
101
100
99
99
98
92
213
211
211
207
204
203
218
215
247
241
239
237
235
174
170
171
166
163
162
・最深部深度3,232m
176・地温勾配13.7℃/100m（1500mまで）, 4.6℃
/100m（1500m以深）
176
・新第三紀堆積岩 （熱伝導率1.8W/mK）
190
184
181
180
178
149
146
134
131
131
128
126
125
134
140
137
135
134
132
116
193
198
196
195
194
199
198
219
214
211
209
207
150
156
154
153
153
・最深部深度3,232m
155・地温勾配13.7℃/100m（1500mまで）, 4.6℃
157
/100m（1500m以深）
163
159
156
155
153
・第四紀火山岩 （熱伝導率1.3W/mK）
129
117
121
120
119
119
119
121
120
123
118
118
117
105

CRIEPI Prog.： 電中研の解析プログラム
Analytical Model ： 解析解による計算- 199 -

表 3.3-45

方式

同軸二重

DCHE
管①

同軸二重

GEEP

管②

流量（t/h）
5
5
5
5
10
10
10
10
15
20
20
20
20
5
5
10
10
15
20
20
5
5
5
10
10
10
15
20
20
20
5
5
5
10
10
10
15
20
20
20
5
5
5
10
10
10
15
20
20
20
5
5
10
10
15
20
20
5
5
10
10
10
15
20
20
20
5
5
5
10
10
10
15
20
20
20

解析ツール
CRIEPI Prog.
STARS
G.E.O.S.I.M
COMSOLCRIEPI Prog.
STARS
G.E.O.S.I.M
COMSOLCRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
STARS
G.E.O.S.I.M
COMSOLCRIEPI Prog.
STARSCRIEPI Prog.
STARSCRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
STARSCRIEPI Prog.
STARS
COMSOLCRIEPI Prog.
STARS
COMSOLCRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
STARS
COMSOLCRIEPI Prog.
STARS
COMSOLCRIEPI Prog.
STARS
COMSOLCRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
STARS
COMSOLCRIEPI Prog.
STARS
COMSOLCRIEPI Prog.
STARS
COMSOLCRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
STARS
COMSOLCRIEPI Prog.
STARSCRIEPI Prog.
STARSCRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
STARSCRIEPI Prog.
STARSCRIEPI Prog.
STARS
COMSOLCRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
STARS
COMSOLCRIEPI Prog.
STARS
COMSOLCRIEPI Prog.
STARS
COMSOLCRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
STARS
COMSOL

シミュレーション結果のまとめ（2）生産温度（℃）

解析条件
5年後 10年後 15年後 20年後 30年後 50年後
132
129
125
134
118
116
115
115
114
107
106
・坑井深さ3,000m
105・地温勾配9.5℃/100m
107 ・新第三紀堆積岩 （熱伝導率1.8W/mK）
98
97
96
96
95
・二重管の外側から注入
96
95
90
89
91
89
86
85
85
85
84
116
113
・坑井深さ3,000m
97・地温勾配9.5℃/100m
97・第四紀火山岩 （熱伝導率1.3W/mK）
88・二重管の外側から注入
84
86
105
106
104
104
103
103
103
・坑井深さ3,000m
98・地温勾配9.5℃/100m
99
・新第三紀堆積岩 （熱伝導率
95
94
94
94
93
1.8W/mK）
91
・二重管の内側から注入
87
89
86
85
85
85
84
102
102
100
99
98
98
98
92
・坑井深さ3,000m
93・地温勾配9.5℃/100m
・第四紀火山岩 （熱伝導率1.3W/mK）
90
89
89
88
88
・二重管の内側から注入
86
83
85
82
82
81
81
81
130
127
203
118
116
115
115
114
・坑井深さ3,000m
106104・地温勾配9.5℃/100m
147
・新第三紀堆積岩 （熱伝導率
97
96
96
96
95
1.8W/mK）
95
94・二重管の外側から注入
89
88
146
86
85
85
84
84
115
142
・坑井深さ3,000m
96・地温勾配9.5℃/100m
153・第四紀火山岩 （熱伝導率1.3W/mK）
88・二重管の外側から注入
83
154
105
113
97
・坑井深さ3,000m
151・地温勾配9.5℃/100m
・新第三紀堆積岩 （熱伝導率
93
92
92
91
91
1.8W/mK）
90・二重管の内側から注入
86
164
84
84
83
83
83
102
154
98
97
97
96
96
92
・坑井深さ3,000m
179・地温勾配9.5℃/100m
・第四紀火山岩 （熱伝導率1.3W/mK）
88
87
87
87
86
・二重管の内側から注入
86
82
194
81
80
80
80
80

- 200 -

表 3.3-46方式

流量（t/h）
5
10
9
9
9
15
20
18
18
18
5
10
9
9
9
15
20
18
18
18
5
10
9
9
15
20
18
18
5
10
9
9
15
20
18
18

同軸二重

DBHX

管③

解析ツール
CRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
STARS
G.E.O.S.I.M
COMSOLCRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
STARS
G.E.O.S.I.M
COMSOLCRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
STARS
G.E.O.S.I.M
COMSOLCRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
STARS
G.E.O.S.I.M
COMSOLCRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
STARS
COMSOLCRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
STARS
COMSOLCRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
STARS
COMSOLCRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
STARS
COMSOL

シミュレーション結果のまとめ（3）生産温度（℃）

解析条件
5年後 10年後 15年後 20年後 30年後 50年後
258
258
257
258
・深度2,500mから276℃の熱水が19t/h
263
258 で坑内を上昇
・地温勾配9.5℃/100m
267
・新第三紀堆積岩 （熱伝導率256
2561.8W/mK）
242
243
・二重管の外側から注入・注入圧6.0MPa
241
264
260
261
261
261
261
274
・深度2,500mから276℃の熱水が19t/h
258 で坑内を上昇
270・地温勾配9.5℃/100m
・第四紀火山岩 （熱伝導率1.3W/mK）
259
260・二重管の外側から注入
246
247
・注入圧6.0MPa
252
264
263
213
・深度2,500mから276℃の熱水が19t/h
190で坑内を上昇196
・地温勾配9.5℃/100m
204・新第三紀堆積岩 （熱伝導率174
1.8W/mK）
161
・二重管の内側から注入・注入圧6.0MPa
167
174
218
194
・深度2,500mから276℃の熱水が19t/h
205で坑内を上昇207
・地温勾配9.5℃/100m
・第四紀火山岩 （熱伝導率1.3W/mK）
177
・二重管の内側から注入
164
・注入圧6.0MPa
173
176

同軸 二 重管 ③ の上 昇 熱水 の 地 上流 出 温度 と それ を 利用 し た 発電 量
DBHXの上昇熱水の地上流出温度とそれを利用した発電量方式

流量（t/h）
二重管内の流量

同軸二重
DBHX

管③

5
10
15
20

解析ツール

生産温度
5年後 10年後 15年後 20年後 30年後 50年後
204
154
105
74

CRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.

ケース、解析条件など
・深度2,500mから276℃の熱水が19t/hで坑内を上昇
・地温勾配9.5℃/100m
・第四紀火山岩 （熱伝導率1.3W/mK）・二重管の外側から注入・注入圧6.0MPa※「生産温度」はアニュラス内を上昇した熱水の地上流出温度

高温条件の解析
生産温度（℃）

方式

U ループ
Eavor-Loop
② 2.0

同軸二重
DBHX

管③

流量（t/h）
200
500
1000
200
500
1000
200
500
1000
200
500
1000
20
50
100
20
50
100
20
50
100
20
50
100
20
50
100
20
50
100

解析ツール
CRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.

5年後 10年後 15年後 20年後 30年後 50年後
133
99
85
146
105
88
158
110
91
170
116
94
285
165
115
86
76
71
337
193
129
92
78
73
386
272
170
109
85
76

解析条件

最大地温350℃

最大地温400℃

最大地温450℃

最大地温500℃

最大地温350℃
上昇熱水流量19t/h
最大地温350℃
上昇熱水流量2t/h
最大地温400℃
上昇熱水流量19t/h
最大地温400℃
上昇熱水流量2t/h
最大地温450℃
上昇熱水流量19t/h
最大地温450℃
上昇熱水流量2t/h

Eavor-Loop
2.0、DBHXともに新第三紀堆積岩を対象とした解析。DBHXの循環の向きはいずれのケースも二重管の外側から注入。
U ル ー プ②
、 同軸 二重 管 ③と もに 新 第三 紀 堆積 岩 を対 象 と した 解 析。 同 軸二 重 管③ の 循 環の 向 きは い ずれ の ケー ス も 二重 管 の外 側 から注 入- 201 -

4. 選定した技術の発電コスト試算
4.1 複数クローズド方式の坑井掘削費用・熱回収装置設置費用
本節では、複数（4 方式）のクローズド方式による地熱発電技術を現在の日本において、既存の技術を用いて導入した場合の発電コストの試算を行うために、同一の岩盤条
件・熱的条件のもとでのクローズド 4 方式の坑井掘削費用・坑井内機器設置費用を算出する。これらの値は全て 2023 年における費用と既存技術を元に算出する。
クローズド 4 方式の、敷地工事・掘削リグ動員・掘削作業・仕上げ作業・掘削リグ復員までの全作業を含む掘削費用算出にあたり、3.3.1 で示された「岩盤条件・熱的条件の仕様案」に沿った「掘削基本計画」と「掘削概念計画」を作成し、この計画に基づいて掘削費用を算出した。
4.1.1

費用算出対象のクローズド 4 方式

クローズド方式による地熱発電技術の一覧を表 4.1-1 に示す。掘削 費用算出対象は、
下記 4 方式とした。
・U ループ複数坑井方式（U ループ①：水平ラテラル坑）
・U ループ複数坑井方式（U ループ②：傾斜ラテラル坑）・同軸二重管方式（二重管使用、熱水系）（同軸二重管③：鉛直坑）・同軸二重管方式（二重管使用、非熱水系）（ 同軸二重管②：鉛直坑）
U ループ複数坑井方式の概念図を図 4.1-1 に、同軸二重管方式の概念図を図 4.1-2 にそれぞれ示す。
表 4.1-1
方式

クローズド等方式による地熱発電技術一覧と費用算出対象
坑井仕様

単一坑井
U ループ
方式

複数坑井

熱回収部のケーシング有無熱回収部の坑井
掘削方向

なし
あり

水平
水平
水平
斜め
水平・斜め

なし
あり

坑井内に一重の断熱管をなし
挿入（坑壁あるいはケーシン
あり
グを外管）

鉛直・斜め
鉛直・斜め

坑井条件

費用算出対
象

非熱水系
非熱水系
非熱水系

〇
〇

非熱水系
非熱水系
熱水系
非熱水系
熱水系
〇

二重管
方式

鉛直・斜め

非熱水系

鉛直・斜め

蒸気卓越系

鉛直・斜め
鉛直・斜め

非熱水系
熱水系

なし
坑井内に二重管を挿入あり- 202 -〇

4.1.2

図 4.1-1

U ループ複数坑井方式概念図（左：U ループ①、右：U ループ②）

図 4.1-2

同軸二重管方式概念図（左：同軸二重管③、右：同軸二重管②）

費用算出対象 坑井仕様

費用算出対象のクローズド方式における坑井仕様案を表 4.1-2 に示す。

- 203 -

表 4.1-2方式

項目

U ループ単一坑 鉛 直 坑 （ 注 入 井 ､ 生 産
井方式
井）の深さ
（U ループ⓪、
鉛直坑の坑径非熱水系）（ 2 本 の 水 平 ラ テ ラテラル坑の片道長さ

坑井仕様案
値
2,400 m備考
ケースドホール（実証試験深
度）－
1,700 mケーシングプログラムから設定
裸坑（実証試験長さ）
1,900m と 記 載 し た 文 献 も あラル坑）る。実施は単純な U 字形状ではない。

ラテラル坑の坑径
循環流量0.216 m23t/h

8-1/2”（実証試験坑径）
実 証試 験 で の熱 サ イ フォ ン の 実績流量U ル ー プ 複 数 坑 鉛 直 坑( 注 入 井､ 生 産井 ) の井方式
深さ（U ループ①、
鉛直坑の坑径非熱水系）（ 12 本 の 水 平 ラ ラテラル坑の片道長さ

1,500 mケースドホール－
2,000 mケーシングプログラムから設定

テラル坑）

0.216 m75 m

8-1/2”

ラテラル坑の坑径
ラテラル坑（往復路）の裸坑

既往解析での不干渉距離

中心間隔

75 m

隣のラテラル坑との中心既往解析での不干渉距離

間隔

50 t/h ／ 100t/h ／200t/hU ループ複数坑 鉛 直 坑 （ 注 入 井 ､ 生 産
1,500 mケースドホール
循環流量

井方式
井）の深さ
（U ループ②、
鉛直坑の坑径非熱水系）（ 12 本 の 傾 斜 ラ ラテラル坑の片道長さ
テラル坑）

ラテラル坑最深部の深度－
2,000 m3,232 mケーシングプログラムから設定
裸坑
傾斜角度 30 度の 2,000m 斜坑の坑底深度

ラテラル坑の坑径
ラテラル坑（往復路）の0.216 m75 m

8-1/2”
既往解析での不干渉距離

中心間隔

75 m

隣のラテラル坑との中心既往解析での不干渉距離

間隔

50t/h ／ 100t/h ／200t/h
同軸二重管方式 坑井の深さ
3,000 m（ 二 重 管 、 熱 水 坑井のケーシング区間
0～2,500m
これより下はスクリーン系）（同軸二重
坑底部の坑径0.311m 要修正 12-1/4”
管③）
同軸二重管③の長さ
1,000 m実証試験では 330m
同軸二重管③の外径0.178 m7”
同軸二重管③外管の厚さ0.01 m
情報がなく推定値
同軸二重管③外管の熱伝90 W/mK
鉄の値
循環流量

導率
同 軸 二 重 管 ③ 内 管

0.10 m- 204 -

情報がなく推定値

（VIT）の外径（盛田,1994 を参考）

同軸二重管③内管の厚さ
同軸二重管③内管の熱伝0.02 m
0.1 W/mK

情報がなく推定値

9t/h／18 t/h実証試験の実績流量とその半分導率
同軸二重管③内の循環流量
同軸二重管③内の循環の

外→内／内→外向き
坑内地下水の流量（上昇流）

一定流量
Coso 実 証 試 験 の 例 ： 19 t/h（試解析で設定） （ 地上 バ ル ブ操 作 で 調整 し た 最
適値）

276℃

坑内水のケーシング区間

ケ ー シ ン グ 区 間 500m の 平 均

下 端 （ 深 度 2,500m ） で

地温 276℃の熱水が流入すると

の流入温度

設定

同 軸 二 重 管 方 式 坑井の深さ（ ケ ー シ ン グ と 坑底部の坑径
一重断熱管、非断熱管の長さ熱水系）（同軸
断熱管の外径
二重管①）
断熱管の厚さ3,000m
0.216 m0.10 m
0.02 m0.06 W/mK
5t/h／10t/h／
20t/h

循環流量

外→内／内→外3,000m盛田(1994) を参考
盛田(1994)での推定値
既往解析での例を参考
ケースドホール
深度 1500m までケースドホー
ル、以深は裸坑

0.216m
坑井より 1m 短い

0.178 m0.01 m90 W/mK

外管の厚さ
外管の熱伝導率
内管（断熱管）の長さ

8-1/2”,

坑井より 1m 短い

断熱管の熱伝導率

循環の向き
同 軸 二 重 管 方 式 坑井の深さ（二重管使用、非熱水系）
坑底部の坑径（ 同 軸 二 重 管
外管の長さ
②）
外径

ケースドホール

8-1/2”, 同軸二重管①と同じ同軸二重管①と同じ
7”
同軸二重管③と同じ同軸二重管③と同じ

外 管 よ り 0.5m 短 想定値
い

内管の外径
内管の厚さ
内管の熱伝導率
循環流量
循環の向き

0.10 m
同軸二重管①と同じ
0.02 m
同軸二重管①と同じ
0.06 W/mK
同軸二重管①と同じ
5t/h ／ 10t/h ／ 同軸二重管①と同じ
20t/h
外→内／内→外- 205 -

同軸二重管①と同じ

表 4.1-3
パラメータ

岩盤条件・熱的条件の案（各方式共通）
設定値

第四紀火山岩新第三紀堆積岩

地表面温度

15 ℃

地温勾配

50 ℃/km／
100 ℃/km

作動流体の比熱
作動流体の密度ケーシングの熱伝導率

備考4.217 kJ/kgK
1,000 kg/m3
90 W/mK

地表 15℃のとき地下 3,500m
で 190℃、地表 15℃のとき地
下 3,500m で 365℃
水
水
鉄の値

岩盤の熱伝導率
岩盤の比熱

0.01m
1.3 W/mK
1.8 W/mK
0.8 kJ/kgK
1.2 kJ/kgK

岩盤の飽和密度岩盤の有効間隙率
岩盤の浸透率注入水の温度2,400 kg/m3
2,300 kg/m3 国内の文献値の平均 ※ 1
国内の文献値の平均 ※ 1
16 ％
27 ％
2E-13 m2
3E-14 m2 国内の文献値の平均 ※ 1
25 ℃

ケーシングの厚さ※1

国内の文献値の平均 ※ 1
国内の文献値の平均 ※ 1

NUMO「包括的技術報告 わが国における安全な地層処分の実現」付属書 3-13 検討対象母岩の設定 53

4.1.3

掘削計画策定準備

各クローズド 4 方式の掘削費用算出にあたり、まず、その算出基準となる「掘削基本計 画 」： ケ ー シ ン グ 計 画 、 傾 斜 掘 計 画 ・ 坑 跡 計 画 ／ オ ー プ ン ホ ー ル サ イ ド ト ラ ッ ク（Open hole sidetrack）計画、泥水計画、セメンチング計画、物理検層計画を策定し、こ れ に 基 づ い た 掘 削 費 用 算 定 の た め の 「 掘 削 概 念 計 画 」 と 技 術 提 案 を 技 術 サ ー ビ ス 会社
（3rd party 会社：Schlumberger 社, SDI 社, Telnite 社）へ依頼した。今回のスタデ
ィのように、掘削サイトが特定されない坑井においても、想定する「掘削基本計画」・「掘削概念計画」の策定は重要であり、これらの各掘削計画に基づき、4.1.5 で述べる「掘削日数算定」を経て、最終的に 4.1.6 の「掘削費用算出」を行った。
また、掘削計画で重要な要素の一つとなる地温勾配 (Temp. Profile) は、使用が予定
される坑内ツールの温度限界（図 4.1-4）を考慮して、図 4.1-3 に示すように設定した。
図

4.1-4 に 示 す よ う に 、 現 状 、 坑 底 温 度 （ BHST ： Bottom Hole Static

Temperature）175 ℃程度が 坑内ツール（MWD, PDM, レンジングツール等）を安全に使用できる温度限界である。本スタディでは、トップドライブを使用した泥水循環等による冷却効果を考慮し、ビット取替後の降管時も坑底循環温度（BHCT ：Bottom Hole
Circulating Temperature ）が 175 ℃を超えないような対策を講じることにより、坑底温度 ±BHST 220 ℃程度を坑内ツールの温度限界に設定した。本スタディの地温勾配は、
最終案では掘止深度 TD（垂直深度 VD 3,000m）の BHST が 300 ℃に設定され 220 ℃
53https://scct.numo.or.jp/GeoCom2/faces/content/content10003476/content.xhtml- 206 -

を超えることになったが、トップドライブの使用に加え、現在技術開発の進んでいる
Insulated Drill Pipe の使用による冷却効果も期待することにした。

図 4.1-3

地温分布の設定※破 線 は対 象 外

掘削坑内ツールの温度限界

MWD, PDM

泥水循環による冷却効果(BHCT) を考えると、
BHST < 200 ℃ - 230 ℃±
くらいが限界か175℃
2019 秋田大学 長縄に 追記

図 4.1-454

掘削坑内ツールの温度限界 54

長縄 成 美（ 2019）：掘 削技 術 :在来 型地 熱か ら 超臨 界地 熱ま で , エン ジニ アリ ン グ 協 会
2019 年度第 2 回地熱発電・熱水活用研究会講演資料．
- 207 -

4.1.4掘削基本計画・掘削概念計画「 掘 削 基 本 計 画 」・「 掘 削 概 念 計 画 」 に お け る ケ ー シ ン グ （ Casing ） 計 画 、 傾 斜 掘（Directional）計画／オープンホールサイドトラック（ Open hole sidetrack）計画、
泥 水 （ Mud ） 計 画 、 セ メ ン チ ン グ （ Cementing ） 計 画 、 物 理 検 層 （ Wireline Logging ）計画）を以下の図 4.1-5～図 4.1-13 に示す。 これら 4 方式のケーシング計画は、2017年の NEDO 資料 55 を参考に計画した。口元の 24" 坑掘削／18-5/8" ケーシング設置は、
NEDO 資料にならい記載したが、掘削前の敷地工事中に 土木工法（オーガー掘削工法・
ダウンザホールハンマ 工法）などを用いて事 前に埋込設置（ Stove Pipe ）しておく選 択
肢もある。

55 NEDO（2017）：超臨界地熱開発実現のための革新的掘削･仕上げ技術の創出， エ ネル

ギー・環境新技術先導プログラム, p.46．
https://www.nedo.go.jp/content/100886804 .pdf
- 208 -MD (Measured Depth)

GL 0m24"(0.610m)
50m

500m

18-5/8"(0.473m)
K-55, 87.5lb/ft
t=11.05mm

17-1/2"(0.445m)
600m

13-3/8"(0.339m)
N-80, 68.0lb/ft
t=12.19mm

キックオフポイント
KOP : 650m

1,000m

1,500m12-1/4"(0.311m)
1,500m9-5/8"(0.244m)
N-80, 47.0lb/ft
t=11.99mm

2,000m8-1/2"(0.216m)
Open Hole

2,500m3,000m

3,500m8-1/2"(0.216m)
3,500mVD (Vertical Depth) : 1,500m

Eavor Loop 1.0 ( Horizontal )

図 4.1-5

掘削基本計画: ケーシング計画 U ループ①

MD (Measured Depth)

GL 0m24"(0.610m)
50m

500m

18-5/8"(0.473m)
K-55, 87.5lb/ft
t=11.05mm

18-5/8"50m

500m
17-1/2"(0.445m)
550m

13-3/8"(0.339m)
N-80, 68.0lb/ft
t=12.19mm

13-3/8"550m

キックオフポイント
KOP : 610m

1,000m

KOP
610m

1,500m12-1/4"(0.311m)
1,500m9-5/8"(0.244m)
N-80, 47.0lb/ft
t=11.99mm

950m

9-5/8"
1500m

2,000m8-1/2"(0.216m)
Open Hole

2,500m3,000m

3,500m8-1/2"(0.216m)
3,500mVD (Vertical Depth) : 3,232m

Loop 2.0 ( Directional )図 4.1-6Eavor掘削基本計画:
ケーシング計画 U ループ②

- 209 -MD (Measured Depth)

MD (Measured Depth)

Ground Level 0m
24"(0.610m)
50m

18-5/8"(0.473m)
K-55, 87.5lb/ft
t=11.05mm

3-1/2"(0.089m)
t=19.20mm

500m

Ground Level 0m
24"(0.610m)
50m

500m

※ マグマからの熱抽出をめざして(盛17-1/2"(0.445m)
600m

田, 1994)を参考

1,000m13-3/8"(0.339m)
1
N-80, 68.0lb/ft
t=12.19mm

17-1/2"(0.445m)
11,000m18-5/8"(0.473m)
K-55, 87.5lb/ft
t=11.05mm

13-3/8"(0.339m)
N-80, 68.0lb/ft
t=12.19mm

1,000m7"(0.178m)
22Cr, 35.0lb/ft
t=12.65mm

1,500m

1,500m

2,000m

2,000m12-1/4"(0.311m)
1,500m9-5/8"(0.244m)
N-80, 47.0lb/ft
t=11.99mm

3-1/2"(0.089m)
t=19.20mm※ マグマからの熱

2,400mLiner Hanger

2,500m12-1/4"(0.311m)
2,500m

抽出をめざして(盛田, 1994)を参考

9-5/8"(0.244m)
N-80, 47.0lb/ft
t=11.99mm

8-1/2"(0.216m)
Open Hole

2,500m8-1/2"(0.216m)
Open Hole

3,000m8-1/2"(0.216m)
3,000mVD (Vertical Depth) : 3,000m

7"(0.178m)
Anchor(孔明管)
22Cr, 35.0lb/ft
t=12.65mm

3,000m7"(0.178m)
22Cr, 35.0lb/ft
t=12.65mm

熱水系
同軸二重管方式（二重管使用・非熱水系・鉛直）
GEEP : Geothermal Energy Extraction system by Pressurized water

同軸二重管方式（二重管使用・熱水系・鉛直）
DBHX : Down Bore Hole Exchanger

図 4.1-7

8-1/2"(0.216m)
3,000m

掘削基本計画: ケーシング計画（左：同軸二重管③, 右：同軸二重管②）- 210 -

図 4.1-8

掘削基本計画: 坑井概念 U ループ①

図 4.1-9

掘削基本計画: 傾斜掘計画 U ループ①

- 211 -

図 4.1-10

掘削基本計画: マルチ坑井形状 U ループ①

図 4.1-11

掘削基本計画: 坑井概念 U ループ②

- 212 -

Direc. well profile Eavor Loop 2.0
18-5/8"50m＊The details of the direc. well spec/profile
will be finalized after discussion
with the Direc. Contractor

Hole
size

Casing
size

MD

VD

24"

18-5/8"

50 m

50 m

Vertical

17-1/2"

13-3/8"550 m

Vertical

INC
(max)

DLS
(°/30m)

BHA

BHST
(max)

Rotary90 ℃

500m

13-3/8"
550m

KOP
610m

950m

12-1/4"9-5/8"

550 m
Sec. TD

610 m

610 m

KOP

1060 m

1040 mEOB

1500 m9-5/8"
1500m

Sec. TD

8-1/2"

Open hole

PDM / MWD
207 ℃

30 °

2.0 °

PDM / MWD

30 °

2.5 °

MRSS / MWD
304 ℃
Ranging tool

1408 m

1500 m1408 m Tangent

3500 mTD

3075 m Tangent

8-1/2" Sidetrack / Intersection
DLS(°/30m)

BHA

ST

8.0 °

ST BHA (PDM / MWD)
or Whipstock

DR

2.5 °

DR BHA (MRSS / MWD)
Ranging tool

図 4.1-12

図 4.1-13

掘削基本計画: 傾斜掘計画 U ループ②

掘削基本計画: マルチ坑井形状 U ループ②

- 213 -

図 4.1-14

掘削概念計画: 12 Legs の立面図 U ループ①

図 4.1-15

掘削概念計画: 12 Legs の立体図 U ループ①

- 214 -

図 4.1-16

掘削概念計画: 12 Legs の平面図 U ループ①

図 4.1-17

掘削概念計画: 12 Legs の立面図 U ループ②

- 215 -

図 4.1-18

掘削概念計画: 12 Legs の立体図 U ループ②

図 4.1-19

掘削概念計画: 12 Legs の平面図 U ループ②

- 216 -

表 4.1-4

OH / ST holes

Rig A
# Leg

A1
A2
A3
A4
A5
A6
A7
A8
A9
A10
A11
A12

fm

A1
A2
A3
A4
A5
A6
A7
A8
A9
A10
A11
A12

to

length

1,500 m3,615 m 2,115 m

2,400 m2,270 m
2,190 m2,110 m

3,500 m
3,500 m
3,500 m
3,500 m2,010 m
1,900 m
2,400 m

3,500 m 1,490 m
3,615 m 1,715 m
3,500 m 1,100 m

2,270 m
2,190 m2,110 m2,010 m

3,500 m
3,500 m
3,500 m
3,500 m

表 4.1-5
Rig A
# Leg

掘削基本計画:
12 Legs
掘削深度まとめ(Righoles
A,B) U ループ①
Eavor 1.0 8-1/2"
Openhole / Sidetrack

1,100 m
1,230 m
1,310 m1,390 m

1,230 m
1,310 m1,390 m
1,490 m

Rig B
# Leg

B1
B2
B3
B4
B5
B6
B7
B8
B9
B10
B11
B12

OH / ST holesfm

tolength1,640 m

3,757 m 2,117 m

2,550 m2,420 m
2,340 m2,260 m

3,700 m
3,700 m
3,700 m
3,700 m2,160 m
2,050 m2,550 m

3,700 m 1,540 m
3,757 m 1,707 m
3,700 m 1,150 m

2,420 m
2,340 m2,260 m2,160 m

3,700 m
3,700 m
3,700 m
3,700 m

1,150 m
1,280 m
1,360 m
1,440 m

1,280 m
1,360 m
1,440 m
1,540 m

掘削基本計画:
12 Legs
掘削深度まとめ(Righoles
A,B) U ループ②
Eavor 2.0 8-1/2"
Openhole / Sidetrack
OH / ST holesfm

tolength

1,500 m

3,500 m 2,000 m

2,100 m
1,970 m
1,890 m
1,810 m

3,500 m
3,500 m
3,500 m
3,500 m

1,710 m
1,600 m2,100 m

3,500 m 1,790 m
3,500 m 1,900 m
3,500 m 1,400 m

1,970 m
1,890 m
1,810 m
1,710 m

3,500 m
3,500 m
3,500 m
3,500 m

1,400 m
1,530 m
1,610 m
1,690 m

1,530 m
1,610 m
1,690 m
1,790 m

Rig B
# Leg

B1
B2
B3
B4
B5
B6
B7
B8
B9
B10
B11
B12

- 217 -

OH / ST holesfm

tolength1,540 m

3,600 m 2,060 m

2,140 m2,010 m
1,930 m1,850 m

3,600 m
3,600 m
3,600 m
3,600 m

1,750 m
1,640 m2,140 m

3,600 m 1,850 m
3,600 m 1,960 m
3,600 m 1,460 m

2,010 m
1,930 m1,850 m
1,750 m

3,600 m
3,600 m
3,600 m
3,600 m

1,460 m
1,590 m
1,670 m
1,750 m

1,590 m
1,670 m
1,750 m1,850 m

表 4.1-6

掘削基本計画: 泥水計画 U ループ①

MUD PROGRAM
Hole
Size

18-5/8"
50m

Pore
Frac.
Mud
Press Press.
Wt@shoe @shoe

CSG
Size

Depth
MD

(in)

(in)

(m)

(SG)

(SG)

24"

18-5/8"

50

1.05

1.00

1.05

1.00

13-3/8"17-1/2"

600

CSG

550m

Mud Design
BHST

9-5/8"
KOP

12-1/4"

1.05

1,500

CSG

DIR 57°

1.00

900m

8-1/2"

0 - 600(600m)

Bentinie / BX max. 1.15 60-80

Open
hole

3,500

EOB

1,827

@1,368mVD

1.05

1.00

1.XX 220 °C @1,827mMD

1,500 - 3,500(2,000m)

G-500S

Completion
Fluid

SodiumSilicate

TD 3500m

Pore
Frac.
Press Press.
@shoe @shoe

CSG
Size

Depth
MD

(in)

(in)

(m)

(SG)

(SG)

24"

18-5/8"
CSG

50

1.05

1.00

13-3/8"
CSG

550

1.05

1.00

Mud
Wt

(SG)

* CN (Consumption) Factors on each hole size
shall be recommended by the Contractor.

9-5/8"
CSG

1,500

KOP

610

EOB
30°

1,060

Open
hole

8-1/2"

3,500

1.05

1.00

Eavor-Loop 2.0
Mud Design

BHST

Interval

Mud
Type

Mud
Wt

FV

(SG)

(sec/qt)°C(m)

15 °C @GL

0 - 50

Bentinie / BX

0 - 550(550m)

Bentinie / BX max. 1.15 60-80
as low as
possible

1.XX
@shoe

12-1/4"as low as
possible

掘削基本計画: 泥水計画 U ループ②950m

9-5/8"
1500m

max. 1.15 40-45@1,500mVD

MUD PROGRAM

KOP
610m

60-80
as low as
possible

220°C @3,500mMD

17-1/2"

BX / G-500S max. 1.15

1.XX 202 °C @1,500mMD

1,500

表 4.1-7

13-3/8"550m

as low as
possible

97 °C @600m

142 °C @927m

Open hole 2000m

500m(sec/qt)

Bentinie / BX

600 - 1,500(900m)

927

Hole
Size

(SG)

CN
Factor(m)@1,500mVD

18-5/8"50m

FV

0 - 501.XX

90°

9-5/8"
1500m

Mud
Wt

°C

1.XX

@shoe

KOP
927m

Mud
Type

Interval

15 °C @GL

(SG)

@shoe

13-3/8"600m

Eavor-Loop 1.0

90°C @550m

1.XX

98 °C @610m

550 - 1500 BX / G-500S max. 1.15
(950m)
60-80
as low as
possible

157°C @1,060mMD
1.XX@1,040mVD@shoe 207°C @1,500mMD@1,408mVD
1.05

1.00

1.XX

1500 - 3500
(2000m)

G-500S

Completion
Fluid

SodiumSilicate

as low as
possible

260°C @2,500mMD@2,242mVD

Tangent
30°

304 °C @3,500mMD

max. 1.15 40-45@3,075mVD* CN (Consumption) Factors on each holesize shall be recommended by the Contractor.

- 218 -

CN
Factor表 4.1-8

掘削基本計画: 泥水計画 同軸二重管②MD (Measured Depth)

Ground Level 0m
24"(0.610m)
50m

500m

18-5/8"(0.473m)
K-55, 87.5lb/ft
t=11.05mm

17-1/2"(0.445m)
600m

13-3/8"(0.339m)
N-80, 68.0lb/ft
t=12.19mm

1,000m12-1/4"(0.311m)
1,500m

1,500m

MUD PROGRAM GEEP (Geothermal Energy Extraction by Pressurerized water)
Hole
Size

CSG
Size

Depth
MD

Mud
Wt

Pore
Press
@shoe

Frac.
Press.
@shoe
(SG)

(in)

(in)

(m)

(SG)

(SG)

24"

18-5/8"
CSG

50

1.05

1.00

17-1/2"

13-3/8"
CSG

600

1.05

1.00

3-1/2"(0.089m)
t=19.20mm

°C

Mud
Wt

FV

Hole
Vol

(SG)

(sec/qt)(m3)

CN
Factor

Bentinie / BX
0 - 600(600m)

1.XX

Mud
Type

(m)

15 °C @GL@shoe

12-1/4"

Interval

Bentinie / BX max. 1.15 60-80
as low as
possible

9-5/8"(0.244m)
N-80, 47.0lb/ft
t=11.99mm

2,000m

Mud Design
BHST

9-5/8"
CSG

1,500

1.05

1.00

97 °C @600m
600 - 1500
(900m)

1.XX

BX / G-500S max. 1.15
as low as
possible

@shoe

60-80

220°C @1,500mMD※ マグマからの熱抽出をめざして(盛田, 1994)を参考

8-1/2"(0.216m)
Open Hole

2,500m8-1/2"

1.05

7"
CSG
No cmtg

1.00

1500 - 3000
(1500m)

1.XX

G-500S

max. 1.15 40-45
as low as
possible

3,000
@shoe
300°C @3,000mMD

8-1/2"(0.216m)
3,000m3,000m7"(0.178m)
22Cr, 35.0lb/ft
t=12.65mm* CN (Consumption) Factors on each hole size
shall be recommended by the Contractor.

熱水系
同軸二重管方式（二重管使用・非熱水系・鉛直）
GEEP : Geothermal Energy Extraction system by Pressurized water

表 4.1-9

掘削基本計画: 泥水計画 同軸二重管③MD (Measured Depth)

Ground Level 0m
24"(0.610m)
50m

18-5/8"(0.473m)
K-55, 87.5lb/ft
t=11.05mm

3-1/2"(0.089m)
t=19.20mm

500m

MUD PROGRAM
Hole
Size

CSG
Size

Depth
MD

Mud
Wt

DBHX (Down Bore Hole Exchanger)

Pore
Press
@shoe

Frac.
Press.
@shoe(SG)※ マグマからの熱抽出をめざして(盛田, 1994)を参考

1,000m13-3/8"(0.339m)
1
N-80, 68.0lb/ft
t=12.19mm

17-1/2"(0.445m)
11,000m

(in)

(in)

(m)

(SG)

(SG)

24"

18-5/8"
CSG

50

1.05

1.00

17-1/2"

13-3/8"
CSG

1,000

1.05

1.00

Mud Design
BHST
°C

@shoe

12-1/4"9-5/8"
CSG

2,500

1.05

1.00

1.XX

FV

Hole
Vol

(SG)

(sec/qt)(m3)

CN
Factor

Bentinie / BX max. 1.15 60-80
as low as
possible

152 °C @1,000m

7"(0.178m)
22Cr, 35.0lb/ft
t=12.65mm

Mud
Wt

Bentinie / BX
0 - 1000(1000m)

1.XX

Mud
Type

(m)

15 °C @GL
1.XX

1,500mInterval

1000 - 2500 BX / G-500S max. 1.15
(1500m)60-80
as low as
possible

268°C @2,400mMD@shoe 273°C @2,500mMD
2,000m
2,400mLiner Hanger

8-1/2"
2,500m12-1/4"(0.311m)
2,500m7"
Liner
Anchor2500 - 3000
(500m)
3,000

1.05

1.00

9-5/8"(0.244m)
N-80, 47.0lb/ft
t=11.99mm

1.XX

G-500S

max. 1.15 40-45
as low as
possible@shoe 300°C @3,000mMD

8-1/2"(0.216m)
Open Hole

3,000m8-1/2"(0.216m)
3,000mVD (Vertical Depth) : 3,000m* CN (Consumption) Factors on each hole size
shall be recommended by the Contractor.

7"(0.178m)
Anchor(孔明管)
22Cr, 35.0lb/ft
t=12.65mm

同軸二重管方式（二重管使用・熱水系・鉛直）
DBHX : Down Bore Hole Exchanger- 219 -

表 4.1-10

掘削基本計画: セメンチング計画 U ループ①

CMTG PROGRAM
Hole
Size

Cmtg Design

Pore
Frac.
Press Press.
@shoe @shoe

CSG
Size

Depth
MD

(in)

(in)

(m)

(SG)

(SG)

(SG)

°C

24"

18-5/8"

50

1.05

1.00

1.XX

15 °C @GL

1.05

1.00

1.XX

1.05

1.00

18-5/8"50m

13-3/8"17-1/2"

600

CSG

Mud
Wt

Eavor-Loop 1.0
BHST

9-5/8"

1,500

CSG

13-3/8"600m

KOP

12-1/4"

Open
hole

900m

8-1/2"

3,500

Hole
Size

Cement
Bulk

(SG)

(%)

100%

Low wt,Thixotropic

1.50

GWC
xx ton75%

500 - 600
Neat,
1.85
(100m) Fluid Loss Control

GWC
xx ton

75%

1.50

GWC
xx ton50%

550 - 650
Neat,
1.85
(100m) Fluid Loss Control

GWC
xx ton50%

1.XX 220 °C @1,827mMD 2 stage
650 - 1400
Low wt,Lead
1.50(750m)
Thixotropic
cmtg@1,500mVD- 1st
220°C @3,500mMD
1400 - 1500
Neat,
Tail
1.85
(100m) Fluid Loss Control@1,500mVD

GWC
xx ton50%

GWC
xx ton

50%

Full
depth

97 °C @600m

Lead

2 PlugTailsystem

1.XX

Full
depth

Lead

0 - 500(500m)

Low wt,Thixotropic

0 - 550(550m)(m3)

ExcessongaugeholeA

MSC 650m
1.05

1.00

* Slurry systems needs to be discussed with the Contractor.
* The required Chemical Wash and Spacer shall be recommended
by the Contractor.
* Estimated Frac. Press. need to be discussed with the Contractor* The required Centralizer and Floating equipment shall berecommended by the Contractor.

TD 3500m

Open hole 2000m

18-5/8"50m

Slurry Slurry
WtVol(m.ton)2 stage
1.XX 202 °C @1,500mMD cmtg
- 2nd Tail
@shoe
@1,368mVD

90°

表 4.1-11(m)

142 °C @927m

EOB 1,827

9-5/8"
1500m

Slurry System

1.85

927

DIR 57° 1,500
KOP
927m

ColumnLengthNeat, Fluid Loss Control

@shoe

550m

Cmtg Slurry
Type Type

掘削基本計画: セメンチング計画 U ループ②

CSG
Size

Depth
MD

(in)

(in)

(m)

24"

18-5/8"CSG

50

13-3/8"17-1/2" CSG

550

CMTG PROGRAM

Eavor-Loop 2.0

Pore
Frac.
Press Press.
@shoe @shoe

Cmtg
Type

Mud
Wt

Cmtg Design
BHST

SlurryType

ColumnLengthSlurry System

Slurry Slurry
Wt
Vol

CementBulk(SG)(m.ton)

Excessongaugehole
(%)

A

100%

500m

13-3/8"
550m

KOP
610m

(SG)

(SG)

(SG)

°C

1.05

1.00

1.XX

15 °C @GL

1.05

1.00

1.XX
@shoe

950m

9-5/8"
1500m

12-1/4"9-5/8"
CSG

1,500

KOP

610

EOB
30°

1,060

Open
hole

8-1/2"

Tangent
30°

3,500

1.05

1.00

90°C @550m

157°C @1,060mMD
1.XX@1,040mVD@shoe 207°C @1,500mMD@1,408mVD
1.00

Neat, Fluid Loss
1.85
Control
Full
depth

Lead

2 Plug system

Tail

0 - 450(450m)
450 - 550
(100m)

Low wt, Thixotropic 1.50

0 - 500(500m)
500 - 600
(100m)

Low wt, Thixotropic 1.50

600 - 1400
(800m)
1400 - 1500
(100m)

Low wt, Thixotropic 1.50

Neat, Fluid Loss
Control

1.85

(m3)

GWC
xx tonGWC
xx ton75%
75%

Full depth

1.XX

98 °C @610m

1.05

(m)

2 stage cmtg Lead
- 2nd
Tail

260°C @2,500mMD@2,242mVD
304 °C @3,500mMD@3,075mVD- 220 -

1.85

GWC
xx tonGWC
xx ton50%
50%

MSC 600m
2 stage cmtg
- 1st
Lead
Tail

1.XX

Neat, Fluid Loss
Control

Neat, Fluid Loss
Control

1.85

GWC
xx tonGWC
xx ton50%
50%* Slurry systems needs to be discussed with the Contractor.
* The required Chemical Wash and Spacer shall be recommended by theContractor.
* Estimated Frac. Press. need to be discussed with the Contractor* The required Centralizer and Floating equipment shall be recommended
by the Contractor.

表 4.1-12

掘削基本計画: セメンチング計画同軸二重管②MD (Measured Depth)

Ground Level 0m
24"(0.610m)
50m

500m

18-5/8"(0.473m)
K-55, 87.5lb/ft
t=11.05mm

17-1/2"(0.445m)
600m

CMTG PROGRAM GEEP (Geothermal Energy Extraction by Pressurerized water)
Hole
Size

CSG
Size

Depth
MD

Mud
Wt

(in)

(in)

(m)

(SG)

24"

18-5/8"CSG

50

17-1/2"

13-3/8"CSG

600

13-3/8"(0.339m)
N-80, 68.0lb/ft
t=12.19mm

Cmtg Design

Pore
Frac.
Press Press.
@shoe @shoe
(SG)

BHST

Cmtg
Type

°C

(SG)

15 °C @GL

1,000m

1.05

1.00

1.XX
@shoe

1,500m12-1/4"(0.311m)
1,500m9-5/8"(0.244m)
N-80, 47.0lb/ft
t=11.99mm

12-1/4"9-5/8"
CSG

1,500

1.05

1.00

97 °C @600m

Cement Excess ongaugeBulk

(m)

(SG)

(m.ton)(%)

Neat, Fluid Loss Control

1.85

A

100%

0 - 500(500m)
500 - 600
(100m)

Full
Lead
depth

0 - 1400(1400m)2 Plugsystem@shoe

Slurry Slurry
Wt
Vol

ColumnLength

Full
Lead
depth
2 PlugTailsystem1.XX
Tail

1400 - 1500
(100m)

Slurry System

(m3)

GWC
xx tonGWC
xx tonLow wt, Thixotropic 1.50
Neat, Fluid Loss
Control

hole

1.85

75%
75%

Low wt, Thixotropic 1.50

GWC
xx ton75%

Neat, Fluid Loss
Control

GWC
xx ton75%

1.85

220°C @1,500mMD

3-1/2"(0.089m)
t=19.20mm

2,000mSlurryType※ マグマからの熱抽出をめざして(盛田, 1994)を参考

2,500m

7"
CSG
3,000
No cmtg

8-1/2"

8-1/2"(0.216m)
Open Hole

1.05

1.00

1.XX
@shoe
300°C @3,000mMD

3,000m8-1/2"(0.216m)
3,000m7"(0.178m)
22Cr, 35.0lb/ft
t=12.65mm* Slurry systems needs to be discussed with the Contractor.
* The required Chemical Wash and Spacer shall be recommended by thecontractor.
* Estimated Frac. Press. numbers need to be discussed with the Contractor* The required Centralizer and Floating equipment shall be recommended by
the contractor.

熱水系
同軸二重管方式（二重管使用・非熱水系・鉛直）
GEEP : Geothermal Energy Extraction system by Pressurized water

表 4.1-13

掘削基本計画: セメンチング計画同軸二重管③MD (Measured Depth)

Ground Level 0m
24"(0.610m)
50m

CMTG PROGRAM DBHX (Down Bore Hole Exchanger)

18-5/8"(0.473m)
K-55, 87.5lb/ft
t=11.05mm

3-1/2"(0.089m)
t=19.20mm

500m

Hole
Size

CSG
Size

Depth
MD

Mud
Wt

(in)

(in)

(m)

(SG)

24"

18-5/8"CSG

50※ マグマからの熱

Pore
Frac.
Press Press.
@shoe @shoe

Cmtg Design
BHST

ExcessCmtg
Type

SlurryType

ColumnLengthSlurry Slurry
Wt
Vol

CementongaugeBulk

(m)

(SG)

(m.ton)hole(%)

Neat, Fluid Loss Control

1.85

A

100%

Slurry System

抽出をめざして(盛田, 1994)を参考

1,000m13-3/8"(0.339m)
1
N-80, 68.0lb/ft
t=12.19mm

17-1/2"(0.445m)
11,000m17-1/2"

13-3/8"
1,000
CSG

(SG)

(SG)

°C

15 °C @GL

1.05

1.00

1.XX
1.XX
@shoe

Full depth Lead
152 °C @1,000m

7"(0.178m)
22Cr, 35.0lb/ft
t=12.65mm

1,500m12-1/4"9-5/8"
CSG

2,500

1.05

1.00

2 Plug system

Tail

Full depth

1.XX

Lead

268°C @2,400mMD@shoe 273°C @2,500mMD

2 Plug system

Tail

0 - 900(900m)
900 - 1000
(100m)

Low wt, Thixotropic 1.50
Neat, Fluid Loss
Control

1.85

0 - 2400
Low wt, Thixotropic 1.50
(2400m)
2400 - 2500 Neat, Fluid Loss
1.85
(100m)
Control(m3)

GWC
xx tonGWC
xx tonGWC
xx tonGWC
xx ton

75%
75%

50%
50%

2,000m
2,400mLiner Hanger

8-1/2"
2,500m12-1/4"(0.311m)
2,500m9-5/8"(0.244m)
N-80, 47.0lb/ft
t=11.99mm

7"Liner 3,000
Anchor

1.05

1.00

1.XX

@shoe

300°C @3,000mMD

8-1/2"(0.216m)
Open Hole

3,000m8-1/2"(0.216m)
3,000mVD (Vertical Depth) : 3,000m* Slurry systems needs to be discussed with the Contractor.
* The required Chemical Wash and Spacer shall be recommended by thecontractor.
* Estimated Frac. Press. numbers need to be discussed with the Contractor* The required Centralizer and Floating equipment shall be recommended by thecontractor.

7"(0.178m)
Anchor(孔明管)
22Cr, 35.0lb/ft
t=12.65mm

同軸二重管方式（二重管使用・熱水系・鉛直）
DBHX : Down Bore Hole Exchanger- 221 -

表 4.1-14

掘削基本計画: 検層計画 （左：U ループ①、右：U ループ②）

Formation Evaluation
Eavor Loop 1.0
Hole size Depth Depth
INC BHST
MD
VD(°) (℃)
CSG (m)(m)
17-1/2"Hole

WL Logging

MWD

600m

600m

97 ℃

0°

550m

GR, SP, Temp, RES,
MWD GR
Inc, Azi, 4 Arm Cal

KOP

1500m 1368m

927m

8-1/2"
Hole

550m

0°

GR, SP, Temp, RES,
MWD GR
Inc, Azi, 4 Arm Cal

KOP

207 ℃

EOB
1060m

9-5/8"Csg

MWD GR

EOB

90 ℃

610m

1500m 1408m 30°
CBL-VDL-CCL-GR,
Gyro

CBL-VDL-CCL-GR,
Gyro

8-1/2"
Hole

3500m 1500m 1827m 220 ℃
90°

MWD

CBL-VDL-CCL-GR

12-1/4"
Hole

202 ℃

57°

9-5/8"Csg

WL Logging
GR, SP, Temp, RES,
Inc, Azi, 4 Arm Cal

13-3/8"Csg

CBL-VDL-CCL-GR

12-1/4"
Hole

Hole size Depth Depth
INC BHST
MD
VD(°) (℃)
CSG (m)(m)
17-1/2"Hole

GR, SP, Temp, RES,
Inc, Azi, 4 Arm Cal

13-3/8"
Csg

Open
hole

Eavor Loop 2.0

GR, SP, Temp, RES,
MWD GR
Inc, Azi, 4 Arm Cal
3500m 3075m 30 ° 304 ℃

Open
hole

(Ranging tool)(Ranging tool)

GR:自然ガンマ線, SP:自然電位, Temp:温度, RES:比抵抗, Inc:傾斜, Azi:方位, 4 Arm Cal:坑径, CBL:セメントボンド, Gyro:ジャイロ, MWD:Measurement While Drilling

表 4.1-15

掘削基本計画: 検層計画（左：同軸二重管②, 右：同軸二重管③）Formation Evaluation
DBHX
Hole size Depth
BHST
MD
(℃)
CSG
(m)
17-1/2"Hole

WL Logging
GR, SP, Temp, RES,
Inc, Azi, 4 Arm Cal

GEEP
MWD

Hole size Depth
BHST
MD
(℃)
CSG
(m)
17-1/2"Hole

1000m 152 ℃
13-3/8"Csg

12-1/4"Hole

600m

GR, SP, Temp, RES,
Inc, Azi, 4 Arm Cal

12-1/4"Hole

CBL-VDL-CCL-GR

9-5/8"
Csg

2500m 273 ℃
9-5/8"
Csg

8-1/2"
Hole
7"
Liner
Anchor

3000m
Vertical

300 ℃

GR, SP, Temp, RES,
Inc, Azi, 4 Arm Cal

CBL-VDL-CCL-GR

GR, SP, Temp, RES,
Inc, Azi, 4 Arm Cal
1500m

GR, SP, Temp, RES,
Inc, Azi, 4 Arm Cal,
PTS

97 ℃

13-3/8"Csg

CBL-VDL-CCL-GR

8-1/2"
Hole

7" CsgWL Logging

220 ℃
CBL-VDL-CCL-GR

3000m
300 ℃
VerticalGR, SP, Temp, RES,
Inc, Azi, 4 Arm Cal,PTS
DCHE only:
CBL-VDL-CCL-GR

GR:自然ガンマ線, SP:自然電位, Temp:温度, RES:比抵抗, Inc:傾斜, Azi:方位, 4 Arm Cal:坑径, CBL:セメントボンド- 222 -

MWD

4.1.5掘削日数算定掘削日数の見積りでは、一般に、確率論的統計手法（Monte Carlo simulation など）
によって不確実性リスクを定量化した P50（Most likely time）値を示し、併せて P10(Best case scenario, Min. time）値、P90 (Worst case scenario, Max. time) 値を明
示 す る こ と で 、 見 積 り に 含 ま れ る 不 確 実 性 （ Uncertainty ） の 振 れ 幅 を 表 現 す る 手 法 がとられている。
今回の調査スタディにおいては、掘削地点が特定されない概概念計画であること、参考となる地質状況・オフセットウェル掘削データもなく不確かであること 及び クローズド 4 方式の掘削費比較のために設計条件を 4 方式 同一にする必要があることから、今回は、従来の確率論的（Probabilistic）手法を用い P50 値に加え P10 値・P90 値を示すのは、かえって不確実性を増大させる結果になってしまい、適当ではないと判断した。
したがって本調査では、不確実性事象に対しては石油業界の経験に基づく推定値を設定する決定論的（Deterministic）手法を用いて、非生産的時間(NPT, Non-Productivetime) 等の推定を行い、また U ループ方式の連続掘削には、12 本坑井の進展に伴う学習効果（Learning curve）を考慮し、アウトプットとしては P50 日数のみを提示することにした。
また推定に含まれる不確実性事象は何かを明確に示し、その変数推定値も、どのように見積もったのか示すことにより、透明性をもって表現することにした。 本スタディにおける、掘削日数見積りの作業手順を以下の表 4.1-16 にまとめる。
表 4.1-16

掘削日数予測の作業手順- 223 -

(1)掘削日数見積もりに含まれる不確実事象(変数)
今回の掘削日数見積りに含まれる不確実性事象（変数）としては、次の 5 項目 1)～5)の事象（変数）を対象とした。
1）掘進率の予測（ROP, Rate of Penetration m/day）
2 ） 坑 内 ト ラ ブ ル （ Hole Trouble ） ・ 天 候 待 機 （ Wait on weather ） ・ 資 材 待 機（Wait on material ）等によって掘削 作業 がダウンタイムと なる 非生産的時間（NPT, Non-Productive time）の予測
これに加え U ループ 8-1/2”坑連続掘削における、3 ） オ ー プ ン ホ ー ル サ イ ド ト ラ ッ ク （ Open hole sidetrack ） の 学 習 効 果（Learning curve）日数予測
4）坑井位置確認・坑井接合（Ranging & Intersection ）の Learning curve 日数
予測5 ） U ル ー プ 8-1/2” Open hole 連 続 掘 削 に 伴 う 8-1/2 ” 坑 掘 進 率 （ ROP ） の
Learning curve 日数予測
これらの不確実性変数の推定についてどのように見積もったかを、以下に具体的に述べる。
1) 掘進率（ROP）の予測（4 方式共通）
こ こ で 述 べ る ROP は 平 均 掘 進 率 （ Average ROP ） を 示 し 、 掘 削 計 画 書 の TimeDepth curve の傾線（m/day）で表示する「Drill pipe 付替え時間、循環ザク揚げ時間、
MWD 測定時間、ビット交換のための揚降管時間」を含む平均掘進率（ Average ROP）と定義する。
今 回 の 調 査 ス タ デ ィ に 採 用 す る 掘 進 率 （ ROP m/day ） は 、 NEDO 資 料 「 エ ネ ル ギ
ー・環境新技術先導プログラム／超臨界地熱開発実現のための革新的掘削・仕上げ技術の創出 56 」 を参考にした。以下の表 4.1-17 に、深度ごとのクローズド 4 方式に共通する掘削率（Average ROP m/day）として抽出した。これらの掘進率は、同軸二重管③方式・同軸二重管②方式の全坑径インターバル 及び U ループ①, ②方式での Vertical section(9-5/8” casing インターバル) に対して適用した。また U ループ①, 2.0 の 8-1/2” Openhole 12 本連続掘削に対しては、Learning Curve 効果を考慮し、8-1/2”掘進率（ROP）の初期値としては、4 方式共通の値 50m/day を設定した（以下の説明 5) 参照）。
表 4.1-17採用した 4 方式共通 掘進率（Average ROP）

56 NEDO（2017）：超臨界地熱開発実現のための革新的掘削・仕上げ技術の創出， エネ

ルギー・環境新技術先導プログラム, pp.75-77．
- 224 -

2) 非生産的時間 (NPT) 予測（U ループ連続掘削には Learning Curve 反映）
ここで定義する生産的時間（ PT, Productive time）および 掘削が停止している非生産的時間（NPT：Non-Productive time ）に分類される掘削作業（イベント）の内容事
例を表 4.1-18 に示す。
表 4.1-18

PT, NPT に分類される掘削作業内容と時間(％)の事例 57

クローズド 4 方式に共通する % NPT（Non-Productive time の比率）の推定値としては、経験による実績データ分析から NPT 値 24%を設定した（NPT 日数= 全作業日数
× % NPT）。また、U ループ方式 8-1/2”坑 12 本の連続掘削には学習曲線効果を考慮し、初期値として、同一の NPT 値 24% を設定した。12 坑連続掘削中、掘削エンジニアは掘削日数削減・掘削費用削減に向け、掘削作業が停止する NPT（Non-Productive time）の最小化あるいは PT の中に隠れている Flat Time（Time-Depth curve の実績横線）
時間を削減すべく努力し、それが Learning Curve 結果に反映される。
3) U ループ 8-1/2”Open hole sidetrack 日数予測（Learning Curve 反映）
U ループ方式オープンホールサイドトラック（Open hole sidetrack ）に要する作業日数として、軟質の堆積岩中では一般に、1.0 day 程度の日数が見込まれるが、硬質な火山岩中でのオープンホールサイドトラックでは、地層が硬いためにサイドトラックの達成困難が予想されることから、追加の作業として、サイドトラック深度下部にガイド（支持台）として Whipstock 設置を行う必要がある。今回、Whipstock の設置・回収に要す
る日数も含め、初期値として 4.0 day を見積もった。
4) U ループ 8-1/2”Ranging & Intersection 日数予測（Learning Curve 反映）
坑井位置確認・坑井接合(Ranging & Intersection )に要する追加日数としては、 海外における同様作業の実績から 3.0 days 程度の日数が予想される。今回のスタディでは、初期値として 4.0 day を見積もった。
5) U ループ 8-1/2”掘進率（ROP）日数予測（Learning Curve 反映）
U ループ①, 2.0 において 12 本の連続する 8-1/2” Open hole 掘削日数予測には、経57 長縄成美（2007）：最新の坑井掘削技術（その17.
- 225 -

8）．石油開発時報, No.155, pp.11-

験に基づく Learning Curve 効果を反映し、第 1 坑 (Leg1) から 第 12 坑 (Leg12) の坑井進展に伴い Average ROP m/day を漸増させる（＝掘削日数の漸減）見積もりとした。
今回のスタディにおいて、8-1/2” Open hole12 本の連続掘削に、上記変数の Learning
Curve 反映日数をどのように設定したか、表 4.1-19 と表 4.1-20 に具体的に示す。
表 4.1-19

U ループ①連続掘削における変数設定(Learning Curve 反映)

表 4.1-20

U ループ②連続掘削における変数設定(Learning Curve 反映)- 226 -

(2)掘削工程表（全クローズド 4 方式, P50）
前述した掘削日数算定の考え方を、具体的に時系列に並べた掘削イベントごとの作業日数として表した「Operations time summary 」を、表 4.1-21～表 4.1-28 に示す。
表 4.1-21

掘削工程表 Operations time summary （U ループ① その１）

- 227 -

表 4.1-22

掘削工程表 Operations time summary （U ループ① その 2）- 228 -

表 4.1-23

掘削工程表 Operations time summary （U ループ① その 3）

Leg A8287.1

8-1/2"坑 掘進 (2,400 - 3,500m / 1,100m)

21.5

Sidetrack

2.7

289.7

14.7

304.5

Ranging & Intersection

2.2

306.7

NPT

1.9

308.6

8-1/2"坑 掘削

2,400

3,500

75m/day

Leg A9308.6

8-1/2"坑 掘進 (2,270 - 3,500m / 1,230m)

22.7

Sidetrack

2.6

311.2

16.1

327.3

Ranging & Intersection

2.1

329.4

NPT

1.9

331.3

8-1/2"坑 掘削

2,270

3,500

76m/day

Leg A10331.3

8-1/2"坑 掘進 (2,190 - 3,500m / 1,310m)

23.2

Sidetrack

2.5

333.8

16.8

350.7

Ranging & Intersection

2.1

352.7

NPT

1.8

354.5

8-1/2"坑 掘削

2,190

3,500

78m/day

Leg A11354.5

8-1/2"坑 掘進 (2,110 - 3,500m / 1,390m)

23.8

Sidetrack

2.5

357.0

17.6

374.6

Ranging & Intersection

2.0

376.6

NPT

1.8

378.3

8-1/2"坑 掘削

2,110

3,500

79m/day

Leg A12378.3

8-1/2"坑 掘進 (2,010 - 3,500m / 1,490m)

24.7

Sidetrack

2.4

380.7

18.5

399.3

Ranging & Intersection

2.0

401.2

NPT

1.8

403.0

8-1/2"坑 掘削

2,010

仕上げ

3,500

80m/day

11.2

403.0

坑内流体置換 (作液・置換・排出)

7.0

410.0

坑口作業

2.0

412.0

NPT

2.2

414.2

Leg A1-A12 (Rig A) 合計日数

414
351

( 8-1/2" open hole 12 Leg 日数 )- 229 -

414.2

表 4.1-24

掘削工程表 Operations time summary （U ループ② その１）

Eavor Loop 2.0 Operations Time Summaryfm(m)

Leg A1

to(m)

ROP(m/day)24”坑 掘進 ( 0 - 50m )Section
日数
(day)

Event
日数
(day)

5.2

掘削準備

延日数
(day)
0

1.0

1.0

0.7

1.7

本Section作業は、NEDO資料に倣い記載したが、本Section作業は、NEDO資料に倣い記載したが、

1.0

2.7

セメンチング24" 坑掘削/18-5/8"
坑掘削/18-5/8" csg
csg 作業のオプションとして、作業のオプションとして、
24"

1.0

3.7

セメント浚渫

掘削前敷地工事中に掘削前敷地工事中にStove
StovePipe
Pipe(埋込pipe)(埋込pipe)を設置して
を設置

0.5

4.2

坑口作業

しておく選択肢がある。
おく方法がある。こちらが効率的でコストが安い

1.0

5.2

7.1

12.4

物理検層

1.0

13.4

13-3/8" ケーシング降下 @50m

2.0

15.4

セメンチング

2.0

17.4

セメント浚渫

1.0

18.4

坑口作業

1.0

19.4

24"坑 掘削18-5/8" ケーシング降下

05070m/day

17-1/2"坑 掘進 ( 50 - 550m )14.1

17-1/2"坑 掘削

50

550

70m/day

12-1/4"坑 掘進 ( 550 - 1,500m )32.9

12-1/4"坑 掘削, KOP 610m

550

1,000

70m/day

6.4

25.8

1,000

1,500

60m/day

8.3

34.1

物理検層

1.0

35.1

9-5/8" ケーシング降下 @1500m

2.0

37.1

セメンチング

3.0

40.1

セメント浚渫

1.0

41.1

坑口作業

1.0

42.1

NPT vertical section

10.1

52.2

12-1/4"坑 掘削

8-1/2"坑 掘進 (1,500 - 3,500m / 2,000m)

50.8

8-1/2"坑 掘削, EOB 1,827m

1,500

2,400

60m/day

15.0

67.2

8-1/2"坑 掘削

2,400

3,500

50m/day

22.0

89.2

Ranging & Intersection

4.0

93.2

NPT 8-1/2" open hole section

9.8

103.1

Leg A1 合計日数103

- 230 -

表 4.1-25

掘削工程表 Operations time summary （U ループ② その 2）

Leg A2103.1

8-1/2"坑 掘進 (2,100 - 3,500m / 1,400m)

37.5

Sidetrack

4.0

107.1

24.4

131.5

Ranging & Intersection

3.3

134.8

NPT

5.7

140.5

8-1/2"坑 掘削

2,100

3,500

57m/day

Leg A3140.5

8-1/2"坑 掘進 (1,970 - 3,500m / 1,530m)

36.0

Sidetrack

3.5

144.1

24.8

168.9

Ranging & Intersection

3.0

171.8

NPT

4.7

176.5

8-1/2"坑 掘削

1,970

3,500

62m/day

Leg A4176.5

8-1/2"坑 掘進 (1,890 - 3,500m / 1,610m)

34.6

Sidetrack

3.2

179.8

24.7

204.4

Ranging & Intersection

2.7

207.1

NPT

4.1

211.2

8-1/2"坑 掘削

1,890

3,500

65m/day

Leg A5211.2

8-1/2"坑掘進 (1,810 - 3,500m / 1,690m)

34.0

Sidetrack

3.0

214.2

24.8

239.0

Ranging & Intersection

2.5

241.5

NPT

3.6

245.2

8-1/2"坑 掘削

1,810

3,500

68m/day

Leg A6245.2

8-1/2"坑 掘進 (1,710 - 3,500m / 1,790m)

34.1

Sidetrack

2.9

248.0

25.4

273.4

Ranging & Intersection

2.4

275.8

NPT

3.4

279.2

8-1/2"坑 掘削

1,710

3,500

71m/day

Leg A7279.2

8-1/2"坑 掘進 (1,600 - 3,500m / 1,900m)

34.4

Sidetrack

2.8

282.0

26.1

308.1

Ranging & Intersection

2.3

310.4

NPT

3.2

313.6

8-1/2"坑 掘削1,600- 231 -

3,615

73m/day表 4.1-26

掘削工程表 Operations time summary （U ループ② その 3）

Leg A8313.6

8-1/2"坑 掘進 (2,100 - 3,500m / 1,400m)

25.9

Sidetrack

2.7

316.3

18.8

335.1

Ranging & Intersection

2.2

337.3

NPT

2.3

339.6

8-1/2"坑 掘削

2,100

3,500

75m/day

Leg A9339.6

8-1/2"坑 掘進 (1,970 - 3,500m / 1,530m)

27.0

Sidetrack

2.6

342.2

20.0

362.2

Ranging & Intersection

2.1

364.3

NPT

2.2

366.6

8-1/2"坑 掘削

1,970

3,500

76m/day

Leg A10366.6

8-1/2"坑 掘進 (1,890 - 3,500m / 1,610m)

27.4

Sidetrack

2.5

369.1

20.7

389.8

Ranging & Intersection

2.1

391.9

NPT

2.1

394.0

8-1/2"坑 掘削

1,890

3,500

78m/day

Leg A11394.0

8-1/2"坑 掘進 (1,810 - 3,500m / 1,690m)

27.9

Sidetrack8-1/2"坑 掘削

1,810

3,500

79m/day

2.5

396.5

21.3

417.8

Ranging & Intersection

2.0

419.8

NPT

2.1

421.9

Leg A12421.9

8-1/2"坑 掘進 (1,710 - 3,500m / 1,790m)

29.7

Sidetrack

2.4

424.3

22.3

446.6

Ranging & Intersection

2.0

448.5

物理検層

1.0

449.5

NPT

2.1

450.6

8-1/2"坑 掘削

1,710

3,500

80m/day

仕上げ

450.6
11.2
坑内流体置換 (作液・置換・排出)

7.0

457.6

坑口作業

2.0

459.6

NPT

2.2

461.8

Leg A1-A12 (Rig A) 合計日数

463
399

( 8-1/2" open hole 12 Leg 日数 )- 232 -462.8

表 4.1-27

掘削工程表 Operations time summary （同軸二重管②）

fm
(m)

to
(m)

ROP
(m/day)Section
日数合計(day)

Section
日数
(day)

延日数
(day)

第1段階掘削24”坑 掘進 ( 0 - 50m / 50m )

5.2

掘削準備

0
1.0

1.0

0.7

1.7

18-5/8" ケーシング降下

1.0

2.7

セメンチング

1.0

3.7

セメント浚渫

0.5

4.2

坑口作業

1.0

5.2

24"坑 掘削

05070m/day

第2段階掘削17-1/2"坑 掘進 ( 50 - 600m / 550m )14.9

17-1/2"坑 掘削

50

600

70m/day5.2143
7.9

13.1

物理検層

1.0

14.1

13-3/8" ケーシング降下

2.0

16.1

セメンチング

2.0

18.1

セメント浚渫

1.0

19.1

坑口作業

1.0

20.1

第3段階掘削12-1/4"坑 掘進 ( 600 - 1,500m / 900m )32.2

20.07112-1/4"坑 掘削

600

1,000

70m/day

5.7

25.8

12-1/4"坑 掘削

1,000

1,500

60m/day

8.3

34.1

物理検層

1.0

35.1

9-5/8" ケーシング降下

2.0

37.1

セメンチング

3.0

40.1

セメント浚渫

1.0

41.1

坑口作業

1.0

42.1

NPT

10.1

52.2

第4段階掘削8-1/2"坑 掘進 (1,500 - 3,000m / 1,500m)

34.7

52.2

8-1/2"坑 掘削

1,500

2,400

60m/day

15.0

67.2

8-1/2"坑 掘削

2,400

3,000

50m/day

12.0

79.2

物理検層

1.0

80.2

NPT

6.7

86.9

掘削 合計日数

87

仕上げ

9.9

86.9

7" ケーシング降下

2.0

88.9

坑口作業

1.0

89.9

VIT降下

2.0

91.9

坑内流体置換

3.0

94.9

1.9

96.9

NPT

掘削 + 仕上げ 合計日数97

- 233 -

96.9

表 4.1-28

掘削工程表 Operations time summary （同軸二重管③）

fm
(m)

to
(m)

ROP
(m/day)Section
日数合計(day)

Section
日数
(day)

延日数

1.0

1.0

(day)

第1段階掘削24”坑 掘進 ( 0 - 50m / 50m )

5.2

掘削準備
24"坑 掘削

05070m/day

0
0.7

1.7

18-5/8" ケーシング降下

1.0

2.7

セメンチング

1.0

3.7

セメント浚渫

0.5

4.2

坑口作業

1.0

5.2

第2段階掘削17-1/2"坑 掘進 ( 50 - 1,000m / 950m )20.6

17-1/2"坑 掘削

50

1,000

70m/day

13.6

18.8

物理検層

1.0

19.8

13-3/8" ケーシング降下

2.0

21.8

セメンチング

2.0

23.8

セメント浚渫

1.0

24.8

坑口作業

1.0

25.8

第3段階掘削12-1/4"坑 掘進 ( 1,000 - 2,500m / 1,500m )48.8

12-1/4"坑 掘削

1,000

2,400

60m/day

23.3

49.1

12-1/4"坑 掘削

2,400

2,500

50m/day

2.0

51.1

物理検層

1.0

52.1

9-5/8" ケーシング降下

2.0

54.1

セメンチング

3.0

57.1

セメント浚渫

2.0

59.1

坑口作業

1.0

60.1

NPT

14.4

74.5

10.0

84.5

1.0

85.5

2.6

88.2

7" ライナーケーシング降下

2.0

90.2

7" ケーシング降下

1.0

91.2

坑口作業

1.0

92.2

VIT降下

1.0

93.2

坑内流体置換

3.0

96.2

NPT

1.9

98.1

第4段階掘削8-1/2"坑 掘進 (2,500 - 3,000m)
8-1/2"坑 掘削

13.6
2,500

3,000

50m/day

物理検層
NPT

掘削 合計日数

88

仕上げ

9.9

掘削 + 仕上げ 合計日数

98

98.1

(3)掘削工程表 Time-Depth Curve（全クローズド 4 方式, P50）
ク ロ ー ズ ド 4 方 式 の 「 Operations time summary 」 を 、 掘 削 工 程 表 Time-Depth
Curve グラフとして、図 4.1-20～図 4.1-23 にまとめる。

- 234 -

Evor Loop 1.0 Time-Depth Curve
0
0

50

100

150

200

250

Time (Days)

300

350

第1段 Drill 24" hole, Run $ Cmt 18-5/8"Csg @50m, NU BOP
第2段 Drill 17-1/2" hole500

Depth MD (m)1,000

Eavor Loop 1.0
Leg 1 - Lg 12
Total 414 days

Run $ Cmt 13-3/8"Csg @600m, ND & NU BOP
KOP
927m

第3段 Drill 12-1/4" hole

Run $ Cmt 9-5/8"Csg @1500m, ND & NU BOP

1,500
EOB 1827m

2,000

2,500

400

第4段
Drill 8-1/2"
open hole

ST
2400m

ST
2110m

ST
2190m

ST
2270m

Leg 3

ST
2010m

ST
1900m

Leg 7

Leg 4

Leg 5

Leg 6

ST
ST 2270m
2400m

ST
ST
ST 2110m 2010m
2190m

Leg 2

Leg 1

Leg 8

3,000

Leg 9

Leg 10

Leg 11

Leg 12Completion

3,500
Leg 1 TD
3615m

Leg 2 TD
3500m

Leg 3 TD
3500m

Leg 4 TD
3500m Leg 5 TD
3500m

Leg 6 TD
3500m

Leg 10 TD
Leg 8 TD
Leg 12 TD
3500m
3500m
3500m
Leg 11 TD
Leg 7 TD
Leg 9 TD
3500m
3615m
3500m

図 4.1-20 掘削工程表 Time-Depth curve（U ループ①）- 235 -

Evor Loop 2.0 Time-Depth Curve
0
0

50

100

150

200

250

Time (Days)

300

350

400

第1段 Drill 24" hole, Run $ Cmt 18-5/8"Csg @50m, NU BOP

第2段 Drill 17-1/2" hole

500

Eavor Loop 2.0
Leg 1 - Lg 12
Total 463 days

Run $ Cmt 13-3/8"Csg @550m, ND & NU BOP
KOP
610m

1,000

EOB
1060m

第3段 Drill 12-1/4" hole

Run $ Cmt 9-5/8"Csg @1500m, ND & NU BOP

1,500
Depth MD (m)

450

ST
2100m

2,000

ST
1810m

ST
1890m

ST
1970m

ST
1600m

ST
1710m

ST
1890m

ST
1970m

ST
2100m

ST
1710m

ST
1810m

Leg 11

Leg 12

Leg 10

第4段
Drill 8-1/2"
open hole

2,500
Leg 1

Leg 2

Leg 3

Leg 5

Leg 4

Leg 6

Leg 7

Leg 9
Leg 8

3,000

Completion

3,500
Leg 1 TD
3500m

Leg 2 TD
3500m

Leg 3 TD
3500m

Leg 4 TD
3500m

Leg 5 TD
3500m

Leg 6 TD
3500m

Leg 7 TD
3500m

Leg 8 TD3500m

図 4.1-21 掘削工程表 Time-Depth curve（U ループ②）- 236 -

Leg 9 TD
3500m

Leg 10 TD
3500m

Leg 11 TD
3500m

Leg 12 TD
3500m

延日数 (日)0 第1段階掘削：24" 坑掘削

25

50

75

100

0
第2段階掘削：17-1/2" 坑掘削

GEEP
Total 97 days

500

掘削深度 MD (m)1,000

第3段階掘削：12-1/4" 坑掘削

1,500

2,000
第4段階掘削：8-1/2" 坑掘削

2,500

3,000
仕上げ

3,500

図 4.1-22 掘削工程表 Time-Depth curve（同軸二重管②）- 237 -

延日数 (日)0第1段階掘削：24" 坑掘削

25

50

75

100

0

第2段階掘削：17-1/2" 坑掘削

DBHX
Total 98 days

500

掘削深度 MD (m)

1,000

1,500

第3段階掘削：12-1/4" 坑掘削

2,000

2,500

第4段階掘削：8-1/2" 坑掘削

3,000

仕上げ

3,500

図 4.1-23 掘削工程表 Time-Depth curve（同軸二重管③）- 238 -

(4)掘削日数一覧（クローズド 4 方式）
以上、集計したクローズド 4 方式 U ループ①, U ループ②, 同軸二重管②, 同軸二重管③の掘削日数一覧表 を表 4.1-29 と表 4.1-30 に示す。
表 4.1-29

掘削日数一覧（その 1）

表 4.1-30

掘削日数一覧（その 2）- 239 -

4.1.6

掘削費用算出(1)掘削費用算出条件
掘削基本計画・掘削概念計画および掘削日数算定をもとに掘削費用を算出した。
・掘削費用を算出するためには、掘削基本計画の坑井を掘削する能力を有する掘削装置を選択することが必要である。本スタディでは、4,000m 級の掘削リグを想定する。
・ 坑 井 敷 地 工 事 は 、 4,000m 級 の 掘 削 リ グ 設 備 を 設 置 す る こ と を 想 定 し 、 平 坦 部 面 積 で8,000m 2 （80m×100m）とする。
・地熱掘削の坑井敷地は、山岳地帯に造られることが多く、一般道路から専用の運搬道路が必要となる。本スタディでは、運搬道路の長さを 2,000m と想定する。
・掘削リグの動復員は、国内で大型の掘削リグを所有している掘削会社の新潟県内から動員し、九州端部または北海道端部まで運搬し、作業終了後に新潟県内に復員することを想定する。
・各掘削段階は、掘削費、泥水サービス費、泥水検層サービス費、セメンチング・ポンピ
ングサービス費、物理検層サービス費、傾斜掘サービス費、レンジングサービス費、
産業廃棄物処理費を含んでいる。
・坑井仕上には、掘削費、泥水サービス費、ポンピングサービス費、産業廃棄物処理費が含まれている。この掘削費には、同軸二重管②と同軸二重管③の二重管設置費（材料費とも）も含んでいる。
(2)二重管材料費
上記の費用のうち、同軸二重管②と同軸二重管③の二重管材料費（外管および内管）
については、表 4.1-31 のように想定して掘削費を見積もった。このうち内管については、同軸二重管③の断熱内 管 VIT（真空断熱チ ュ ーブ）の公表された資 料がないため、中国メーカーの断熱管を想定した（図 4.1-24）。
表 4.1-31

同軸二重管②と同軸二重管③の二重管材料費の見積り- 240 -

見積に使用した VIT・外径：114.3mm (4 -1/2 ”)
・内径：88.9mm(3 -1/2”)
・熱伝導率：[W/m·℃]：0.02 ＞λ≧0.006
・作動温度：＜ 400 ℃
・$167.00/m ＝23,358 円/m(139.87 円/$)図 4.1-24

想定した断熱内管

盘锦辽河油田金环实业有限责任公司（pjjinhuan.com）の資料 58 に加筆。

(3)掘削費用算出したクローズド 4 方式の掘削費用一覧を表 4.1-32 に示す。また、クローズド 4 方式それぞれの掘削費用の詳細を表 4.1-33～表 4.1-35 に示す。
表 4.1-32 では、同軸二重管③については既存井がある場合（さらにその中で、敷地工事のある場合とない場合）の費用も示した。

58 http://www.pjjinhuan.com/cpzs/20190424/173.html- 241 -

表 4.1-32

クローズド 4 方式の掘削費用一覧- 242 -

表 4.1-33

U ループ① の掘削費用（詳細）単位：円
Eavor Loop 1.0
生産井(12坑)

注入井(12坑)Leg #1

Leg #2

Leg #3

Leg #4

Leg #5

Leg #6

Leg #7

Leg #8Leg #9

Leg #10

Leg #11

Leg #12

Leg #1 - #12

坑井敷地工事640,000,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

640,000,000

掘削リグ動復員費用

235,000,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

235,000,000

第1段階掘削：24"坑掘削62,700,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

62,700,000

掘削費用

46,500,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

46,500,000

泥水サービス費用

1,500,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

1,500,000

泥水検層サービス費用

4,000,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

4,000,000

セメンチング・ポンピングサービス費用

6,300,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

6,300,000

産業廃棄物処理費用

4,400,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

207,600,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

207,600,000

泥水サービス費用

2,100,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

2,100,000

泥水検層サービス費用

7,100,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

7,100,000

物理検層サービス費用

59,200,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

59,200,000

セメンチング・ポンピングサービス費用

4,200,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

4,200,000

24,300,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

第2段階掘削：17-1/2"坑掘削304,500,000

掘削費用

産業廃棄物処理費用
第3段階掘削：12-1/4"坑掘削623,700,000

掘削費用

4,400,000
304,500,000

24,300,000
623,700,000

459,100,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

459,100,000

泥水サービス費用

4,600,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

4,600,000

泥水検層サービス費用

15,300,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

15,300,000

物理検層サービス費用

69,100,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

69,100,000

セメンチング・ポンピングサービス費用

8,100,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

8,100,000

傾斜掘サービス費用

48,000,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

48,000,000

産業廃棄物処理費用

19,500,000

第4段階掘削：8-1/2"坑掘削900,600,000

掘削費用

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

602,600,000

627,100,000

614,200,000

609,300,000

617,000,000

647,700,000

508,800,000

515,300,000

530,800,000

539,600,000

618,000,000

19,500,000
7,331,000,000

567,500,000

405,300,000

404,700,000

398,000,000

395,300,000

397,400,000

412,800,000

339,600,000

347,600,000

356,500,000

360,500,000

366,500,000

4,751,700,000

泥水サービス費用

7,600,000

4,400,000

4,300,000

4,200,000

4,100,000

4,200,000

4,500,000

3,100,000

3,200,000

3,300,000

3,400,000

3,500,000

49,800,000

泥水検層サービス費用

25,600,000

14,900,000

14,500,000

14,000,000

13,800,000

14,000,000

15,100,000

10,300,000

10,800,000

11,100,000

11,400,000

11,800,000

167,300,000

ポンピングサービス費用

12,000,000

7,000,000

6,800,000

6,600,000

6,500,000

6,600,000

7,100,000

4,900,000

5,100,000

5,200,000

5,400,000

5,600,000

78,800,000

傾斜掘サービス費用

195,800,000

111,800,000

109,300,000

106,000,000

104,900,000

106,200,000

114,700,000

86,400,000

82,700,000

84,500,000

86,800,000

105,600,000

1,294,700,000

レンジングサービス費用

70,100,000

47,500,000

74,400,000

71,500,000

70,100,000

73,000,000

75,500,000

52,800,000

52,800,000

56,300,000

57,500,000

109,400,000

810,900,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

11,700,000

13,100,000

13,900,000

14,600,000

15,600,000

18,000,000

11,700,000

13,100,000

13,900,000

14,600,000

15,600,000

177,800,000

物理検層サービス費用-

産業廃棄物処理費用

22,000,000

坑井仕上

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

掘削費用

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

110,900,000

110,900,000

泥水サービス費用

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

2,000,000

2,000,000

泥水検層サービス費用

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

6,200,000

6,200,000

ポンピングサービス費用

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

8,400,000

8,400,000

産業廃棄物処理費用

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

70,000,000

70,000,000

602,600,000

627,100,000

614,200,000

609,300,000

617,000,000

647,700,000

508,800,000

515,300,000

530,800,000

539,600,000

815,500,000

合計

2,766,500,000

総額

9,394,400,000- 243 -

197,500,000

197,500,000

9,394,400,000
9,394,400,000

表 4.1-34

U ループ② の掘削費用（詳細）単位：円
Eavor Loop 2.0
生産井(12坑)

注入井(12坑)Leg #1

Leg #2

Leg #3

Leg #4

Leg #5

Leg #6

Leg #7

Leg #8Leg #9

Leg #10

Leg #11

Leg #12

Leg #1 - #12

坑井敷地工事640,000,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

640,000,000

掘削リグ動復員費用

235,000,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

235,000,000

第1段階掘削：24"坑掘削62,900,000

62,900,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

掘削費用

46,700,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

46,700,000

泥水サービス費用

1,500,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

1,500,000

泥水検層サービス費用

4,000,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

4,000,000

セメンチング・ポンピングサービス費用

6,300,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

6,300,000

産業廃棄物処理費用

4,400,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

200,400,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

200,400,000

泥水サービス費用

2,000,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

2,000,000

泥水検層サービス費用

6,800,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

6,800,000

物理検層サービス費用

59,200,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

59,200,000

セメンチング・ポンピングサービス費用

4,100,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

4,100,000

24,300,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

24,300,000

第2段階掘削：17-1/2"坑掘削296,800,000

掘削費用

産業廃棄物処理費用
第3段階掘削：12-1/4"坑掘削623,300,000

4,400,000
296,800,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

457,700,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

泥水サービス費用

4,700,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

4,700,000

泥水検層サービス費用

15,700,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

15,700,000

物理検層サービス費用

69,100,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

69,100,000

セメンチング・ポンピングサービス費用

8,300,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

8,300,000

傾斜掘サービス費用

47,000,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

47,000,000

産業廃棄物処理費用

20,800,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

671,700,000

697,800,000

681,000,000

672,500,000

675,000,000

685,800,000

561,800,000

574,800,000

583,700,000

591,200,000

733,700,000

掘削費用

第4段階掘削：8-1/2"坑掘削858,600,000

掘削費用

540,300,000

445,300,000

435,500,000

426,800,000

421,900,000

422,700,000

430,400,000

368,400,000

375,200,000

377,900,000

381,400,000

623,300,000
457,700,000

20,800,000

393,600,000

7,987,600,000
5,019,400,000

泥水サービス費用

7,200,000

5,300,000

5,100,000

4,900,000

4,800,000

4,800,000

4,900,000

3,700,000

3,800,000

3,900,000

4,000,000

4,200,000

56,600,000

泥水検層サービス費用

24,200,000

17,800,000

17,100,000

16,500,000

16,200,000

16,200,000

16,400,000

12,400,000

12,900,000

13,100,000

13,300,000

14,200,000

190,300,000

ポンピングサービス費用

11,400,000

8,400,000

8,100,000

7,800,000

7,600,000

7,600,000

7,700,000

5,800,000

6,000,000

6,200,000

6,300,000

6,700,000

89,600,000

傾斜掘サービス費用

185,800,000

134,000,000

129,400,000

124,900,000

122,900,000

123,600,000

124,800,000

94,200,000

98,200,000

99,900,000

101,700,000

123,100,000

1,462,500,000

68,800,000

46,200,000

86,500,000

83,100,000

81,300,000

81,300,000

81,700,000

62,600,000

62,600,000

65,700,000

66,700,000

119,900,000

906,400,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

53,200,000

53,200,000

14,700,000

16,100,000

17,000,000

17,800,000

18,800,000

19,900,000

14,700,000

16,100,000

17,000,000

17,800,000

18,800,000

209,600,000

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

掘削費用

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

110,000,000

110,000,000

泥水サービス費用

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

2,000,000

2,000,000

泥水検層サービス費用

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

6,200,000

6,200,000

ポンピングサービス費用

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

8,400,000

8,400,000

産業廃棄物処理費用

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

80,700,000

80,700,000

2,716,600,000

671,700,000

697,800,000

681,000,000

672,500,000

675,000,000

685,800,000

561,800,000

574,800,000

583,700,000

591,200,000

941,000,000

レンジングサービス費用
物理検層サービス費用-

産業廃棄物処理費用

20,900,000

坑井仕上

合計
総額

10,052,900,000- 244 -

207,300,000

207,300,000

10,052,900,000
10,052,900,000

表 4.1-35

同軸二重管②と同軸二重管③の掘削費用（詳細）単位：円
同軸GEEP
二 重管 ②

同軸 二 重管 ③

DBHX

生産井（1坑）生産井（1坑）坑井敷地工事640,000,000

640,000,000

掘削リグ動復員費用

235,000,000

235,000,000

第1段階掘削：24"坑掘削62,700,000

62,700,000

掘削費用

46,500,000

46,500,000

泥水サービス費用

1,500,000

1,500,000

泥水検層サービス費用

4,000,000

4,000,000

セメンチング・ポンピングサービス費用

6,300,000

6,300,000

産業廃棄物処理費用

4,400,000

4,400,000

第2段階掘削：17-1/2"坑掘削279,500,000

掘削費用

384,300,000

181,600,000

258,500,000

泥水サービス費用

2,100,000

2,900,000

泥水検層サービス費用

7,100,000

9,800,000

物理検層サービス費用

60,200,000

65,600,000

セメンチング・ポンピングサービス費用

4,200,000

5,500,000

産業廃棄物処理費用

24,300,000

42,000,000

第3段階掘削：12-1/4"坑掘削435,200,000

掘削費用

657,600,000

355,700,000

539,000,000

泥水サービス費用

4,600,000

6,900,000

泥水検層サービス費用

15,300,000

23,200,000

物理検層サービス費用

32,000,000

44,000,000

セメンチング・ポンピングサービス費用

8,100,000

11,800,000

傾斜掘サービス費用-

産業廃棄物処理費用

19,500,000

第4段階掘削：8-1/2"坑掘削434,900,000

掘削費用

32,700,000
232,800,000

308,200,000

131,800,000

泥水サービス費用

4,900,000

2,000,000

泥水検層サービス費用

16,500,000

6,500,000

ポンピングサービス費用

7,800,000

3,200,000

傾斜掘サービス費用--

レンジングサービス費用--

物理検層サービス費用

88,000,000

産業廃棄物処理費用

9,500,000

坑井仕上

676,000,000

掘削費用

83,900,000
5,400,000
445,400,000

644,800,000

410,300,000

泥水サービス費用

2,100,000

2,100,000

泥水検層サービス費用

5,600,000

5,600,000

ポンピングサービス費用

6,800,000

6,800,000

産業廃棄物処理費用

16,700,000

20,600,000

合計
総額

2,763,300,000
2,763,300,000- 245 -

2,657,800,000
2,657,800,000

4.2 発電可能量
発電量と発電設備費用の詳細な見積り（ 5.3）の条件設定の目安として、ここでは発電可能量の概略を把握することとする。3.3 のシミュレーションによる回収熱量（生産温度、流量）をもとに、各方式の発電可能量を計算した。
4.2.1

発電量計算の経験式

ここでの発電量の計算には NEDO 59 により提示された式を用いた（図 4.2-1）。発電量
は流量 Q と温度 T の関数として表され、Q（熱源流量）はクローズド方式における作動
流体の循環流量、T（熱源温度）は生産井坑口での温度と考えることができる。この式は、
図 4.2-2 に示す熱水温度と発電量の関係から求められた経験式である。カリーナサイク
ルとランキンサイクルのそれぞれについて式が示されている。

図 4.2-1

図 4.2-2

発電量計算のための経験式 5 9

経験式のもととなった熱水温度・発電出力のデータ 5 9

ラ ン キ ン サ イ ク ル （ 図 中 の 「 炭 化 水 素 ガ ス ・ 代 替 フ ロ ン 」） と カ リ ー ナ サ イ ク ル （ ア ン
モニア水）の実績・設計値から求めた単位流量当たりの発電出力が示されている。図中の黒線（カリーナサイクル）の式の係数は記載ミスとみられ、前図の式を用いる。

59 NEDO（2013）：平成 24 年度成果報告書 地熱発電システムの小型化・高効率化および温泉熱エネルギーを用いたバイナリー発電に係る技術要件の検討，地熱技術開発株
式会社.
- 246 -

図 4.2-2 に示されるように、この式のもととなっているのは約 70～180℃のデータであり、この範囲を超える温度域での関係は確認されていないことに注意が必要である。しかし本検討では、同様の簡易式が他に得られていないことから、この範囲をやや超える高温域についても同式を適用して試算することとした。
4.2.2

発電可能量の計算

発電量の計算結果を表 4.2-1～表 4.2-2 に示す。熱回収シミュレーションで算出された方式・流量・解析ツールごとの 15 年時点の生産温度をもとに、発電量（カリーナサイク
ル、ランキンサイクル）を計算した。
結果を方式ごとに比較すると、U ループ② が全体に発電量は最も大きく、流量が100t/h のときに発電量が 1500kW を超えるケースもある。U ループ①では流量 100～
200t/h で 1,000kW 程度となっている。同軸二重管③は流量 18～20t/h の場合に 700～
800kW となっており、火山岩のケースでは堆積岩よりやや発電量は大きい。同軸二重管①と同軸二重管②の発電量は多くのケースで 100kW 以下と小さく、特に同軸二重管①は小さい。
流量と発電量の関係を見ると、同軸二重管③では今回実施したケースでは流量が多いほど発電量は大きくなっているが、同軸二重管①・同軸二重管②ではこの傾向は不明瞭である。U ループ①では、カリーナサイクルでは流量が 100t/h 以上になると流量が増えても発電量が増大する傾向は見られず（100t/h と 200t/h で同程度の発電量）、ランキンサ
イクルでは流量が 200t/h になるとそれ以下の場合より発電量は小さくなっている。 U ループ②では、カリーナサイクルでは発電量は流量 100t/h において最も大きく、ランキン
サイクルでは流量が増えるほど発電量は低下する傾向となっている。
これらの発電量は、上記のように経験式の温度範囲を超えたケースもあることから（特に U ループ②の 50t/h では 200℃以上の生産温度である）、結果の扱いに注意が必要
であるが、この計算結果を見る限り、方式ごとに発電量を最大にする適正な流量があることがわかる。後述の発電量・発電所建設費の詳細な試算（ 4.3）では、各方式において発電量が大きくなる下記の流量ケースでの検討を行うこととする。
U ループ①：流量 100t/h における生産温度・発電量
U ループ②：流量 100t/h における生産温度・発電量
同軸二重管②：流量 20t/h における生産温度・発電量。ただし解析手法による差が大きいため、岩盤内の対流を考慮した STARS の結果を用いる（前述のとおり）。
同軸二重管③：第四紀火山岩での流量 18～20t/h における生産温度・発電量- 247 -

表 4.2-3 には高温条件での追加解析（3.3.2）の結果をもとに計算した発電量を示す。
最大の発電量は、U ループ②では 2,761kW（最深部地温 500℃、カリーナサイクル）である。同軸二重管③の最大発電量はランキンサイクルで 4,511kW（最深部地温 450℃）となっているが、カリーナサイクルの 2,676kW と大きな差があり、推定式における温度
T の指数が大きいために温度の違いにより変化しやすいことや、 180℃を大幅に超える温度での推定値であるため不確実性が大きいことから、過大な値の可能性がある。発電コストの計算では、同軸二重管③についてもカリーナサイクルの値を用いることとした。
同軸二重管③でアニュラスから地上流出した熱水を利用した発電量（ 表 4.2-4）は、二重管内の循環流量が増えるほど小さくなるため、これと二重管内の循環水を合わせた発電量は最大でもカリーナサイクルで 794kW（第四紀火山岩の 20t/h のケース： 26kW＋768kW）であり、あまり大きくならない。

- 248 -

表 4.2-1

経験式を用いた発電量の計算結果（1）

CRIEPI Prog.：電中研のプログラム

Analytical Model：解析解＊ 4.3.7 で示した解析結果のうち、 新第三紀堆積岩を対象とし たケース（ 同軸二重管③は第四紀火山岩のケースも）を示す。二重管方式では 循環向きが外→内のケースを示している。

- 249 -

表 4.2-2

経験式を用いた発電量の計算結果（2）- 250 -

表 4.2-3

高温条件のシミュレーション結果に基づく発電量

U ループ②Eavor-Loop
2.0

最深部
の地温
（℃）

350

400

450

500

発電量（kW）

流量
（t/h）

生産温度
（15年後）
（℃）

カリーナ
サイクル

ランキン
サイクル

200
500
1000
200
500
1000
200
500
1000
200
500
1000

133
99
85
146
105
88
158
110
91
170
116
94

1409
1535
2008
1798
1791
2208
2248
2073
2420
2761
2380
2645

999
854
985
1371
1042
1114
1830
1258
1254
2387
1505
1407

新第三紀堆積岩

DBHX同軸二重管③
最深部
の地温
（℃）

350

400

450

上昇熱水 上昇熱水
循環流量
の流量
の温度
（t/h）
（t/h）
（℃）

19

322

2

322

19

368

2

368

19

414

2

414

表 4.2-4
二重管内の
循環流量
（t/h）

5
10
15
20

CRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.
CRIEPI Prog.

カリーナ
サイクル

ランキン
サイクル

285
165
115
86
76
71
337
193
129
92
78
73
386
272
170
109
85
76

1155
638
470
42
74
125
1834
973
640
50
80
130
2676
2543
1378
81
102
147

1521
539
296
21
33
53
2767
931
441
26
37
56
4511
3225
1191
49
50
66

新第三紀堆積岩
循環向き外→内同軸二重管③の上昇熱水を地上で利用した場合の発電量

解析ツール
CRIEPI Prog.

20
50
100
20
50
100
20
50
100
20
50
100
20
50
100
20
50
100

発電量（kW）

生産温度（15年後）（℃）

発電量（kW）

生産温度（15年後）
（℃）

カリーナ
サイクル

ランキン
サイクル

ケース、解析条件など

204
154
105
74

434
199
69
26

436
159
40
11

・深度2,500mから276℃の熱水が19t/hで坑内を上昇
・地温勾配9.5℃/100m
・第四紀火山岩 （熱伝導率1.3W/mK）・二重管の外側から注入※「生産温度」は地上流出した熱水の温度．

- 251 -

4.3 発電所建設費用
4.3.1

生産温度・流量の設定と調査方法(1)生産温度・流量の設定
発電量と発電所建設費用は、表 4.3-1 のように設定した 5 つのケースについて試算する。
これらのケースは、U ループ①、U ループ②、同軸二重管③に関する熱回収シミュレー
ション結果を参考に流量と生産温度を設定したものである（ 表 4.3-2）。より大きな熱回収量を想定したケース（ケース 4、5）も含んでいる。発電量の少ない同軸二重管①と同軸二重管②は対象としていない。
(2)調査方法
表 4.3-1 に示す熱水の流量と温度の条件に基づき、ペンタン（ORC）、代替フロン（ORC）、アンモニア-水（カリーナ）を媒体に用いたバイナリー地熱発電機の導入を前提に発電可能量を試算した。表中の想定発電量は過去の実績に基づく経験式により算出した発電量であり、本試算の目安とする。発電可能量の試算においては、パッケージ型の小型バイナリー発電機については流量と温度に応じて複数の発電機を並列に設置する 方式により検討を行った。
こうして求めた温度・流量・発電可能量をもとに、地熱発電所の規模、必要な設備等を設定し、地熱発電所の建設費用を算出した。発電所建設のための土地購入費用、敷地造
成費用は費用算出の対象外とした。
表 4.3-1

発電所建設費用試算の設定条件

試算
ケース

流量
（t/h）

生産温度
（℃）

1

18

252

想定発電量
（kW）
750

2

100

154

1,000

3

100

175

1,500

4

250

175

3,700

5

500

175

7,500

条件設定の参考とした解析結果等
同軸二重管③の上昇熱水流量 19t/hに お け る 解 析 結 果 の 平 均 的 な 生 産温度
U ループ①の解析結果の平均の生産
温度
U ループ②の解析結果の平均の生産
温度
U ル ー プ ② の 高 温 条 件 (500 ℃ )で の仮想の流量と生産温度
U ル ー プ ② の 高 温 条 件 (500 ℃ )で の仮想の流量と生産温度※本表の発電量は経験式に基づく想定であり、本節では再度詳細に試算する。

- 252 -

表 4.3-2発電所建設費用試算の参考とした解析結果※本表の発電量は経験式による仮の値であり、本節では詳細に試算する。

- 253 -

4.3.2

各バイナリー発電方式における発電可能量試算(1)発電機効率を一定とした場合の各方式で期待できる発電出力試算
本節では、各バイナリー発電方式における発電出力の特性を横並びで見るため、タービン発電機の効率を一定と仮定したサイクル計算を実施し、各媒体の特性（利用できる温度幅等）による発電出力を試算した。
1) 検討した媒体
検 討 し た 媒体 は 、 ORC と して は ペ ン タ ン お よ び 代 替 フロ ン （ HCFO1224yd(Z) ）、 カ
リ ー ナ サ イ ク ル と し て は ア ン モ ニ ア - 水 で あ る （ 表 4.3-3 ）。 な お 、 代 替 フ ロ ン は 現 在
HFC245fa が採用されているが、今後のフロン規制の中で使用が困難になることから、代替品として検討されているオレフィン系媒体（ HCFO1233zd 、HCFO1224yd 等）をもとに試算を行った（表 4.3-4）。
2) 各バイナリー発電設備の概要
ペンタン等の炭化水素系、代替フロン系、アンモニア-水混合物系の 各バイナリー発電機を出力規模別に整理した図を図 4.3-1 に示す。この内、ペンタン、アンモニア-水を使用するバイナリー発電機については基本的には熱源量に応じて設計がなされるのに対し、代替フロンについては熱源量による設計に加え、小型のパッケージ型発電機が普及していることから、これらを並列につないで出力を得る方法がとられており、本検討でも代替フロン系については並列による費用を積算した。
表 4.3-3

バイナリーサイクルに使用する代表的作動流体と特性- 254 -

表 4.3-4

HFC245fa に代わる作動流体

新媒体の出典：冷媒情報発信サイト https://w refrigerant.com/

梶原鉄工所
250kW 級

図 4.3-1

バイナリー発電機の動向

3) 発電出力の試算条件
ここでは、ペンタン、代替フロン、アンモニア-水媒体における発電 可能量をそれぞれのサイクル計算を行うことで推定した。以下に試算にあたり設定した条件を示す。
● タービン効率、発電機効率
タービン効率：75%
発電機効率 ：95%
● 媒体の使用条件
代替フロン（HFC245fa）は、メーカーの仕様では 149℃の熱源まで対応するとされ- 255 -

ている。メーカーに確認したところ、ケース 2 の 154℃、ケース 3～5 の 175℃については対応可能だが、ケース 1 の 252℃は困難との回答であったため、本試算ではケース 2～5 を対象とした。
● カリーナサイクルでの適用サイクル
カリーナサイクルには熱源温度によりいくつかのバイナリーサイクル構成がある（図4.3-2 ）。 一般 的に バイ ナリ ー発 電で はア ンモ ニア -水が 熱せ られ た際 にア ンモ ニア 蒸
気と温水の二相になるためセパレータを有する KCS34g サイクルが使用されるが、
熱 源 温 度 が 200 ℃ 以 上 の 場 合 に は 全 て 蒸 気 に な る た め 、 セ パ レ ー タ を 有 し な い
KCS11 サイクルが適用される。本試算では、ケース 1 は KCS11、ケース 2～5 につ
いては KCS34g を適用した。
● 想定した熱落差
各ケースにおいて想定した蒸発器での熱落差（熱源温度－熱交換後の温度）を 表
4.3-5にまとめ る。な お 、熱落差 は各媒体 に おける過去 の実績を ベ ースに想定し たものである。
4) 発電出力の試算結果
各ケースの熱源条件に対し、各媒体における発電端出力の試算結果を
表 4.3-6 に示す。また、各ケースのサイクル試算結果(PFD)を図 4.3-3～図 4.3-16 に示す。本試算では代替フロンと比較してペンタン・アンモニア-水の 発電出力が高く 、すべてのケースにて有利となる結果となった。

図 4.3-2

カリーナサイクルでの発電サイクル- 256 -

ケース

表 4.3-5

各ケースにおいて想定した蒸発器での熱落差

熱源温度

ORC

℃

ケース１

252

ケース２

154

ケース３

175

ケース４

175

ケース５

175

ペンタン

カリーナ
代替フロン

252⇒150℃-

Δt=102℃

アンモニア-水252⇒105℃
Δt=147℃

154⇒100℃

154⇒130℃

154⇒70℃

Δt=54℃

Δt=24℃

Δt=84℃

175⇒125℃

175⇒145℃

175⇒80℃

Δt=50℃

Δt=30℃

Δt=95℃

175⇒125℃

175⇒145℃

175⇒80℃

Δt=50℃

Δt=30℃

Δt=95℃

175⇒125℃

175⇒145℃

175⇒80℃

Δt=50℃

Δt=30℃

Δt=95℃

表 4.3-6

発電端出力試算結果- 257 -

図 4.3-3

サイクル試算結果（ケース 1，ORC ペンタン）

図 4.3-4

サイクル試算結果（ケース 2，ORC ペンタン）- 258 -

図 4.3-5

サイクル試算結果（ケース 3，ORC ペンタン）

図 4.3-6

サイクル試算結果（ケース 4，ORC ペンタン）- 259 -

図 4.3-7

サイクル試算結果（ケース 5，ORC ペンタン）

図 4.3-8サイクル試算結果（ケース 2，ORC 代替フロン）- 260 -

図 4.3-9サイクル試算結果（ケース 3，ORC 代替フロン）

図 4.3-10

サイクル試算結果（ケース 4，ORC 代替フロン）- 261 -

図 4.3-11

図 4.3-12

サイクル試算結果（ケース 5，ORC 代替フロン）

サイクル試算結果（ケース 1，カリーナサイクル- 262 -

アンモニア-水）

図 4.3-13

サイクル試算結果（ケース 2，カリーナサイクル

アンモニア-水）

図 4.3-14

サイクル試算結果（ケース 3，カリーナサイクル

アンモニア-水）- 263 -

図 4.3-15

サイクル試算結果（ケース 4，カリーナサイクル

アンモニア-水）

図 4.3-16

サイクル試算結果（ケース 5，カリーナサイクル

アンモニア-水）- 264 -

(2)各メーカーへの発電端出力ヒアリング結果
上記(1)ではパラメータ を推定の上、タービン 発電機の効率を一律と して試算を行った。
しかし実際には各メーカーにて最適化を行っているため、発電出力は異なってくると考えられる。ここではバイナリー発電機を製作・販売している各メーカーに対して熱源条件を提示の上、可能な範囲で発電出力のヒアリングを実施した。
各メーカーで算出した発電端出力を表 4.3-7 にまとめる。なお、各出力の横に併記した基数は、ユニット型のバイナリー発電機を並列に設置する際の台数を示す。この結果、
低温（ケース 2）ではアンモニア-水媒体の出力が上回るものの、ペンタンでの発電出力が総じて高い結果となった。
表 4.3-7
熱源
ケー ス

温度

発電 端 出力 （k W）

熱源
流量

クロ ー ズド
方式

℃

t /h

ケー ス １252

18

同軸 二 重管 ③

ケー ス ２

154

100

U ル ー プ①

ケー ス ３

175

100

U ル ー プ②

ケー ス ４175

250

ケー ス ５

175

500

4.3.3

各メーカー算出の発電端出力

ペン タ ン

代替 フ ロン （ HF C 245f a ）国内 A 社

国内 B 社700

250 ( 1 基 )( 2 5 2 ℃⇒ 44℃ )( 252℃⇒ 184℃ )国内 C 社-

アン モ ニア - 水
国内 D 社494( 252℃⇒ 105℃ )

745

267 ( 2 基 )

250 ( 2 基 )797( 1 5 4 ℃⇒ 83℃ )( 154℃⇒ 137℃ )( 154℃⇒ 120℃ )( 154℃⇒ 70℃ )

1,150

567 ( 3 基 )

375 ( 3 基 )1,037( 1 7 5 ℃⇒ 85℃ )( 175℃⇒ 145℃ )( 175℃⇒ 120℃ )( 175℃⇒ 80℃ )高地 温 仮想

2,900

1,412 ( 5 基 )1,000 ( 8 基 )2,591

ケー ス Ⅰ( 1 7 5 ℃⇒ 85℃ )( 175℃⇒ 145℃ )( 175℃⇒ 120℃ )( 175℃⇒ 80℃ )高地 温 仮想

5,900

2,824 ( 12 基 )

2,125 ( 17 基 )

5,183

ケー ス Ⅱ( 1 7 5 ℃⇒ 85℃ )( 175℃⇒ 145℃ )( 175℃⇒ 120℃ )( 175℃⇒ 80℃ )地熱発電所の建設費用の算出

前項で求めた発電端出力をもとに、地熱発電所の規模、必要な設備等を設定し、地熱発電所の建設費用を検討した。なお、生産井と注入井は発電所の建設用地内に設置する想定とし、発電に使用した熱水はそのまま注入井に圧入するものとした。注入圧力は6MPa を想定 する 。発 電所建 設のた めの土 地 購入費用 、敷 地造成 費 用は費用 算出 の対象外とした。
(1)試算方法
発電設備費については、前述の発電出力試算結果をもとに各メーカーにて概算費用を検討した。
1) 想定する設備
本検討において設備については以下の項目を設定した（ 表 4.3-8）。熱源は単相を想定しているためセパレータの設置は考慮していない。
2) 発電出力の違いによる費用推定方法
補器類等の設備費- 265 -

補器類関係の設備費等については 0.6 乗則（設備投資額がプラント能力の 0.6 乗に比例するという法則）を適用して概算費用を推定した。
基礎工事費
基礎工事費については ペンタン、アンモニア -水の個別設計を伴うも のについては
0.6 乗則を適用し、代替フロンにおけるパッケージ型発電設備を複数台設置するケースでは、その専有面積の増加分に対して 15、000 円/m 2 を乗じることで算出した。
3) 基準とする価格
発電設備本体（蒸発器－発電機－凝縮器）以外の費用については、 250kW 級のバイナ
リー発電機導入に係る過去の情報をベースに各出力での費用を 2)に 基づき概算した。基準とした参考価格を表 4.3-9 に示す。
4) 還元ポンプ仕様による 6MPaG の圧力で当該流量を還元するとの条件に対し、現状得られる情報として National 8-P-80 Triplex Pump の適用により費用の概算を行った。本ポンプは16MPaG で約 123 t/h の能力があることから、ケース 1～3 は 1 台、ケース 4 は 2 台、ケース 5 は 4 台にて費用積算を行った。なお、1 台の費用は 20,000 千円として概算した。
表 4.3-8
発電設備関係

試算にて想定した設備等項目
工事関係

設計・試運転・管理費

発電設備本体基礎工事

設計費

一次プレート熱交換器

配管・保温工事

試運転調整費

一次循環ポンプ

電気・計測工事

完成検査ドキュメント

冷却塔・冷却水ポンプ

仮設・機器据え付け工事

共通仮設費

現場計測器

現場管理費

受変電盤

一般管理費

動力盤・監視盤- 266 -

表 4.3-9250kW ケースでの参考価格

項目

試算方法

250kWケースでの参考価格（千円）

一次プレート熱交換器

出力の0.6乗比

5,000

一次循環ポンプ

出力の0.6乗比

8,272

冷却塔・冷却水ポンプ

出力の0.6乗比

8,000

現場計測器

出力の0.6乗比

5,000

受変電盤

出力に無関係に一律

18,750

動力盤・監視盤

出力に無関係に一律

10,000基礎工事

出力の0.6乗比/面積比9,400

配管・保温工事

出力の0.6乗比

15,000電気・計測工事

出力の0.6乗比

12,500

仮設・機器据え付け工事

出力の0.6乗比

6,300

設計費

出力の0.6乗比

3,000

試運転調整費

出力の0.6乗比

2,000

完成検査ドキュメント

出力の0.6乗比

2,000

共通仮設費

出力の0.6乗比

2,000

現場管理費

出力の0.6乗比

8,500

一般管理費

出力の0.6乗比

9,000(2)建設費用の試算結果設定した試算条件をもとに発電方式に対して各ケースにおける発電所建設費用を試算した結果を表 4.3-10～表 4.3-13 に示す。
発電端出力および発電設備費についての試算結果を 表 4.3-14 にまとめる。同表では参考として 10MW 以上の既設発電所の費用も示した。
図 4.3-17 には、表 4.3-14 に基づいて発電端出力と発電設備費用の関係をグラフに示す。グラフでも 10MW 以上の既設発電所のデータを併記した。全体的には発電端出力の低下とともに 1kW あたりの発電設備費用は上昇しており、また、出力が低くなるにつれて方式による差が大きくなる傾向にある。今回の試算結果と 10MW 以上の既設発電所の発電設備費用とは整合的につながっており、本試算は概ね妥当であると考えられる。これ
らの全データを用いて回帰式を求めることもできる（図 4.3-18）。
発電出力が低い範囲では代替フロン１社の設備費用が安価であり有意であるが、数MW を越える規模の場 合、ペンタン・アンモニア－水による発電方式が費用的に同程度となる。数 MW 規模の場合、基本的にユニットを並列する代替フロン系に対して専用設計となるペンタン・アンモニア－水の方が必要となる敷地面積的にもコスト的にも選択としては有利になるものと考えられる。

- 267 -

表 4.3-10

建設費用試算結果

試算条件

基準想定価格媒体：ペンタン
設備容量（kW）

媒体：ペンタン
発電設備本体

700

745

1,150

675,000

715,000

2,900

5,900

910,000

1,620,000

2,650,000

一次プレート熱交換器

出力の0.6乗比

5,000

9,274

9,627

12,492

21,75933,321

一次循環ポンプ

出力の0.6乗比

8,272

15,343

15,927

20,66635,99955,126

冷却塔・冷却水ポンプ

出力の0.6乗比

8,000

14,83815,404

19,987

34,81553,313

還元ポンプ

台数にて計上20,00020,00020,00020,00040,00080,000

現場計測器

出力の0.6乗比

5,000

9,274

9,627

12,492

21,75933,321

受変電盤

出力に無関係に一律

18,75018,75018,75018,75018,75018,750

動力盤・監視盤

出力に無関係に一律

10,00010,00010,00010,00010,00010,00075,022772,479

814,335

1,024,387

1,803,082

2,933,832

小計

基礎工事

出力の0.6乗比

9,400

17,43518,09923,48540,90762,643

配管・保温工事

出力の0.6乗比

15,00027,822

28,88237,47565,27899,963

電気・計測工事

出力の0.6乗比

12,50023,18524,06831,22954,39883,302

仮設・機器据え付け工事

出力の0.6乗比

6,300

11,685

12,13015,74027,417

41,984

43,20080,127

83,179107,929

188,000

287,893小計

設計費

出力の0.6乗比

3,000

5,564

5,776

7,495

13,05619,993試運転調整費

出力の0.6乗比

2,000

3,710

3,851

4,997

8,704

13,328

完成検査ドキュメント

出力の0.6乗比

2,000

3,710

3,851

4,997

8,704

13,328

共通仮設費

出力の0.6乗比

2,000

3,710

3,851

4,997

8,704

13,328

現場管理費

出力の0.6乗比

8,500

15,766

16,366

21,23636,991

56,646

一般管理費

出力の0.6乗比

9,000

16,693

17,32922,485

39,16759,97826,50049,15251,024

66,206

115,324

176,601

901,758

948,538

1,198,522

2,106,407

3,398,325

700

745

1,150

2,900

5,900

1,288

1,273

1,042

726

576

小計

合計
発電出力

kW

発電単価

千円/kW

- 268 -

表 4.3-11

建設費用試算結果

媒体：代替フロン①
設備容量（kW）

代替フロン①

試算条件

基準想定価格

250

500

750

1,250

3,000

1基

2基

3基

5基

12基

110,000

160,000

260,000

610,000

1,180,000

発電設備本体

×台数

一次プレート熱交換器

出力の0.6乗比

5,000

5,000

7,579

9,666

13,133

22,206

一次循環ポンプ

出力の0.6乗比

8,272

8,272

12,53815,991

21,72736,738

冷却塔・冷却水ポンプ

出力の0.6乗比

8,000

8,000

12,126

15,46521,01235,530還元ポンプ

台数にて計上20,00020,00020,00020,00020,00040,000

現場計測器

出力の0.6乗比

5,000

5,000

7,579

9,666

13,133

22,206

受変電盤

出力に無関係に一律

18,75018,75018,75018,75018,75018,750

動力盤・監視盤

出力に無関係に一律

10,00010,00010,00010,00010,00010,00075,022

185,022

248,571359,539

727,754

1,365,431

小計

基礎工事

面積にて調整

9,400

9,400

10,765

12,13014,86024,415

配管・保温工事

出力の0.6乗比

15,00015,00022,73628,99839,39866,619電気・計測工事

出力の0.6乗比

12,50012,50018,94624,16532,83255,516

仮設・機器据え付け工事

出力の0.6乗比

6,300

6,300

9,549

12,17916,54727,98043,20043,20061,99677,472

103,637

174,530小計

設計費

出力の0.6乗比

3,000

3,000

4,547

5,800

7,880

13,324

試運転調整費

出力の0.6乗比

2,000

2,000

3,031

3,866

5,253

8,883

完成検査ドキュメント

出力の0.6乗比

2,000

2,000

3,031

3,866

5,253

8,883

共通仮設費

出力の0.6乗比

2,000

2,000

3,031

3,866

5,253

8,883

現場管理費

出力の0.6乗比

8,500

8,500

12,884

16,432

22,32537,751

一般管理費

出力の0.6乗比

9,000

9,000

13,641

17,39923,63939,972

26,50026,50040,166

51,22969,603

117,694

254,722350,734

488,239

900,994

1,657,656

250

267

567

1,412

2,824

1,019

1,314

861

638

587

小計

合計
発電出力

kW

発電単価

千円/kW

- 269 -

表 4.3-12

建設費用試算結果

媒体：代替フロン②
設備容量（kW）

代替フロン②

試算条件

基準想定価格

250

375

1,000

2,125

2基

3基

8基

17基

発電設備本体×台数

95,000190,000

285,000

760,000

1,615,000

一次プレート熱交換器

出力の0.6乗比

5,000

7,579

9,666

17,411

27,368

一次循環ポンプ

出力の0.6乗比

8,272

12,53815,99128,80545,277

冷却塔・冷却水ポンプ

出力の0.6乗比

8,000

12,126

15,46527,85843,788還元ポンプ

台数にて計上20,00020,00020,00020,00040,000

現場計測器

出力の0.6乗比

5,000

7,579

9,666

17,411

27,368

受変電盤

出力に無関係に一律

18,75018,75018,75018,75018,750

動力盤・監視盤

出力に無関係に一律

10,00010,00010,00010,00010,000170,022

278,571384,539

900,234

1,827,551

小計

基礎工事

面積にて調整9,400

10,765

12,13018,95531,240配管・保温工事

出力の0.6乗比

15,00022,73628,99852,233

82,103

電気・計測工事

出力の0.6乗比

12,50018,94624,165

43,52868,419

仮設・機器据え付け工事

出力の0.6乗比

6,300

9,549

12,17921,93834,483

43,20061,99677,472

136,653

216,246小計

設計費

出力の0.6乗比

3,000

4,547

5,800

10,447

16,421

試運転調整費

出力の0.6乗比

2,000

3,031

3,866

6,964

10,947

完成検査ドキュメント

出力の0.6乗比

2,000

3,031

3,866

6,964

10,947

共通仮設費

出力の0.6乗比

2,000

3,031

3,866

6,964

10,947

現場管理費

出力の0.6乗比

8,500

12,884

16,432

29,59946,525

一般管理費

出力の0.6乗比

9,000

13,641

17,39931,34049,262

26,50040,166

51,22992,278145,049

380,734

513,239

1,129,166

2,188,846

250

375

1,000

2,125

1,523

1,369

1,129

1,030

小計

合計
発電出力

kW

発電単価

千円/kW

- 270 -

表 4.3-13

建設費用試算結果

媒体：アンモニア－水
設備容量（kW）

アンモニア－水試算条件

基準想定価格

494

830

1,100

2,750

5,500

kcs11

kcs34gkcs34gkcs34gkcs34g

発電設備本体685,000

960,000

1,220,000

2,130,000

3,380,000

一次プレート熱交換器

出力の0.6乗比

5,000

7,524

10,272

12,16321,077

31,947

一次循環ポンプ

出力の0.6乗比

8,272

12,44816,994

20,12334,87052,852

冷却塔・冷却水ポンプ

出力の0.6乗比

8,000

12,03816,435

19,46133,723

51,114還元ポンプ

台数にて計上20,00020,00020,00020,00040,00080,000

現場計測器

出力の0.6乗比

5,000

7,524

10,272

12,16321,077

31,947

受変電盤

出力に無関係に一律

18,75018,75018,75018,75018,75018,750

動力盤・監視盤

出力に無関係に一律

10,00010,00010,00010,00010,00010,00075,022773,284

1,062,723

1,332,659

2,309,496

3,656,610

小計

基礎工事

出力の0.6乗比

9,400

14,145

19,311

22,866

39,62460,059

配管・保温工事

出力の0.6乗比

15,00022,57230,81636,48963,231

95,840電気・計測工事

出力の0.6乗比

12,50018,81025,68030,40852,692

79,866

仮設・機器据え付け工事

出力の0.6乗比

6,300

9,480

12,943

15,32526,55740,253

43,20065,00688,750105,089

182,104

276,018小計

設計費

出力の0.6乗比

3,000

4,514

6,163

7,298

12,646

19,168試運転調整費

出力の0.6乗比

2,000

3,010

4,109

4,865

8,431

12,779

完成検査ドキュメント

出力の0.6乗比

2,000

3,010

4,109

4,865

8,431

12,779共通仮設費

出力の0.6乗比

2,000

3,010

4,109

4,865

8,431

12,779

現場管理費

出力の0.6乗比

8,500

12,791

17,462

20,67735,83154,309一般管理費

出力の0.6乗比

9,000

13,543

18,49021,89337,93857,50426,50039,87754,44164,464

111,707

169,317878,166

1,205,914

1,502,212

2,603,307

4,101,944

494

830

1,100

2,750

5,500

1,778

1,453

1,366

947

746

小計

合計
発電出力（kW）
発電単価（千円/kW）- 271 -

表 4.3-14発電端出力および発電設備費のまとめ

発電所名10MW 以上の既設発電所（2012 年 3
月 19 日第 3回調達価格等算定委員会より抜粋）

国内 A 社

国内 B 社

国内 C 社

国内 D 社

発電端出力

発電設備費

（kW）

（千円/kW）

葛根田第 150,000160

森

50,000206

上の岱27,500325

澄川

50,000329

山川

30,000335

柳津西山

65,000347

葛根田第 230,000497

大霧

30,000371

同軸二重管③700

1,288

U ループ①745

1,273

U ループ②

1150

1,042

最大地温 500℃想定ケースⅠ

2,900

726

最大地温 500℃想定ケースⅡ

5,900

576

同軸二重管③250

1,019

U ループ①267

1,314

U ループ②567

861

最大地温 500℃想定ケースⅠ

1,412

638

最大地温 500℃想定ケースⅡ

2,824

587

同軸二重管③－－

U ループ①250

1,523

U ループ②375

1,369

最大地温 500℃想定ケースⅠ

1,000

1,129

最大地温 500℃想定ケースⅡ

2,125

1030

同軸二重管③494

1,778

U ループ①830

1,453

U ループ②

1100

1,366

最大地温 500℃想定ケースⅠ

2,750

947

最大地温 500℃想定ケースⅡ

5,500

746

- 272 -

図 4.3-17

図 4.3-18

発電端出力と発電設備費用の関係

発電端出力と発電設備費用の関係の回帰式- 273 -

4.4 発電コスト
4.4.1

発電コストの計算方法

現在の日本において、利用可能な既存技術を活用してクローズド方式を導入して発電を行った場合の発電コストを試算した。発電コストは、坑井や発電設備の建設費・運転維持等の経費と総発電量をもとに、これに減価償却・固定資産税や金利などの要素も考慮し、対象期間の発電量当たりのコスト（円/kWh）として計算される（図 4.4-1）。
コスト計算には、内閣官房国家戦略室コスト等検証委員会により作成された「発電コスト計算シート」を用いた。これはマイクロソフトエクセルを用いた各種発電方式（火力、原子力、太陽光、風力、地熱など）に対応した汎用の発電コスト計算ツールであり、内閣
官房のホームページで公開されている 60 。「地熱」を選択すると、それに応じた様式の計算シートが表示される。
発電コスト計算シートの入出力画面の例を図 4.4-2 に示す。入力項目には、発電量（=
出力：kW）、設備利用率、稼働年数、資本費（建設費単価、所内率、固定資産税率、設備廃棄費用）、運転維持費（人件費、修繕費等）、政策経費、割引率（金利）がある。出力
項目は、全体の発電コストのほか、その内訳が資本費（さらにその細目）、運転維持費などとして表示される。年度ごとの資本費や運転維持費も表示される。稼働期間や割引率を考慮した計算はシート内で自動的に行われる。
シートの利用にあたり一部に改良を加えた。オリジナルのシートでは建設費単価の入力は発電量当たりの金額（円/kW）となっているが、本検討では坑井建設費を発電量とは別に見積もっていることから（4.1、4.3）、発電量当たりの建設費ではなく、建設費の額（円）で入力することとした。また、建設費の中でも坑井建設費と発電所建設費等は別々に見積もっていることから（4.1、4.3）、内訳を明確にするために、坑井建設費、発電所
建設費、系統連系費を分けて入力することとした。これらの項目の入力のために、入力用シートを追加で作成した（図 4.4-3）。

坑井建設費

発電所建設費

設備廃棄費

固定資産税

割引率など

発電コスト （円/kWh）など

稼働期間（ 30 年間）における運転維持費（資本費＋運転維持費等）／発電量

熱回収解析

発電量

図 4.4-1

発電コスト計算の概要

60 https://www.cas.go.jp/jp/seisaku/npu/policy09/archive02_shisan_sheet.html- 274 -

図 4.4-2

発電コスト計算シートの入出力画面の例

図はオリジナルのシートを今回の試算用に一部改良したもの。

- 275 -

Eavor-Loop 2.0

諸元 方式
出力電力

ケース1
ケース2

備 考
③
④

1150 kW
2900 kW
kW

ケース3

設備利用率
稼動年数
費用 資本費

80 %
30 年
建設費

坑井建設費

地熱調査･探査費
掘削費
設計費ほか

発電施設建設費 ケース1
ケース2

万円
2011000 万円
万円
119900 万円
210600 万円

接続費（系統連係費用）
その他

万円
万円
建設費計 ケース1
ケース32130900 万円
2221600
2011000

ケース1
ケース2
ケース3

10 ％
1.4 ％
106545 万円
111080 万円
100550 万円

ケース2

所内率
固定資産税率
設備の廃棄費用

運転維持費 ケース1
ケース2
ケース3
ケース1
ケース2
ケース3

社会的経費 トラブル対応費
政策経費

直接入力
資料の事例では15億円

事例をもとに1.4％とする
建設費の5％とする

9.1 万円/kW/年 出力電力に応じた一定の費用を9.1 万円/kW/年 設定
11.9 万円/kW/年
同上 単位変換
10465 万円/年26390 万円/年
0 万円/年
万円
円/kWh

図 4.4-3

直接入力
直接入力

ケース3

4.4.2

ケースごとに出力を入力

運転維持費に含む
資料4の事例では6.5円/kWh

追加した入力シートの例

発電コストの計算(1)基本ケース
1) 発電コスト計算のケース
発電コスト計算は、表 4.4-1 に示す 5 つのケースについて行った。これらは前項で示した発電量と発電所建設費用の試算ケース 1～4 に、同軸二重管②に相当するケースを加えたものである。
ケース①、②、③はそれぞれ、 同軸二重管③、U ループ①、U ループ②に相当し、ケース④は U ループ②において回収熱量が増大した場合（ 500℃の高温環境）を想定したものである。ケース①～④の発電量と発電所建設費（発電設備費用）は、4.3 節で算出した各方式の発電量・発電設備費用を用いる。
ケース⓪の同軸二重管②については、発電量と発電所建設費の検討を行っていないた
め、熱回収シミュレーションで算出された生産温度と流量に基づき、発電量を求める経験式（図 4.2-1 ）と発 電 量-発電設 備費用 の回帰 式（ 図 4.2-2 ）を用 い て、コス ト計算 に必
要な発電量と発電所建設費を設定した。

- 276 -

表 4.4-1

各クローズド方式に対応した発電コストの試算ケース

試算
ケース

方 式

⓪

同軸二重管②①

同軸二重管③②

U ループ①③

U ループ②④

U ループ②設定条件
流量 100t/h での生産温度（STARS の解析結果）と経験式による発電量。発電所建設費は回帰式による。
流量 18 ～ 20t/h で の発 電 量と 発 電所 建 設費 （ 4.3 節 の検討結果）
流量 100t/h での発電量と発電所建設費（4.3 節の検討結果）
流量 100t/h での発電量と発電所建設費（4.3 節の検討
結果）
流量 500t/h での発電量と発電所建設費（4.3 節の検討結果）。最大地温 500℃での仮想の流量・温度条件。

2) 各方式における建設費等の入力値
コスト計算における坑井建設費、発電所建設費、運転維持費、発電量は、 各ケース
（クローズド方式）についてそれぞれ設定した。
● 発電量
ケース①～④の発電量は、4.3 で見積もった各方式の発電量（表 4.3-14）のうち、発電量の最も大きくなる国内 A 社（ORC、N-ペンタン）による発電量を用いた。
ケース⓪同軸二重管②の発電量は、熱回収シミュレーションで算出された生産温度と流量をもとに発電量の経験式（図 4.2-1 のカリーナサイクルの式）によって計算される発電量を用いた。ここで生産温度は、STARS の解析結果（坑井周囲の岩盤での対流を考慮した解析が行われていることから、最も実現象を反映しているとみられる）である
146℃を使用した。
● 坑井建設費
坑井建設費には 4.1 で見積もった各方式の坑井掘削費を用いた。同軸二重管②が 27.6
億円、同軸二重管③が 26.6 億円、U ループ①が 187.9 億円、U ループ②が 201.1 億円である。
● 発電所建設費
発電所建設費は、ケース①～④では 4.3 で見積もった発電設備費用のうち、 発電機メーカー国内 A 社によるケース 1～4 の建設費を用いた（上記の発電量の設定に同じ）。
ケース⓪同軸二重管②の発電所建設費には、熱回収シミュレーションでの生産温度と流量に基づく発電量をもとに発電量-発電設備費用の回帰式（図 4.3-18）によって計算した発電設備費用を用いた。
● 運転維持費
運転維持費は個別の条件での見積りを行っていないため、国内の地熱発電の統計資料に基づく概算の単価を用いることとした。調達価格等算定委員会 61 では、国内の既存の地
熱 発 電 所 の デ ー タ を も と に 、 運 転 維 持 費 の 発 電 量 当 た り の 単 価 （ 万 円 /kW/ 年 ） が 図
61 資源エネルギー庁（2022）：地熱発電について，第 81 回調達価格等算定委員会資料.

- 277 -

4.4-4 のように整理されている。これに従い、出力 100ｋW 未満で 9.1 万円/kW/年、100～1,000ｋW で 11.9 万円/kW/年、1,000ｋW 以上で 9.1 万円/kW/年と設定した。この単価に発電量と稼働年数を乗じたものが総額の運転維持費になる。

図 4.4-4

国内地熱発電所のデータによる運転維持費

調達価格等算定委員会資料 6 1 より。
3) その他の入力パラメータ
そ の 他 の パ ラ メ ー タ は 各 方 式 に 共 通 で あ り 、 既 存 の 事 例 に 基 づ き 次 の よ う に 設 定 し た。
参考としたのは調達価格等算定委員会資料 62 および発電コストワーキンググループ資料 63である（表 4.4-2）。
・割引率（金利）は表 4.4-2 (上表) にある 3％を用いた。
・設備利用率は表の記載（80％、83％）に従い 80％とした。
・稼働年数は表(下) に示された年数の１つである 30 年を用いた。
・所内率は表の記載（10％、11％）に従い 10％とした。
・固定資産税率は表(上) の記載に従い 1.4％とした。
・設備の廃棄費用は、表(下) に示された IEA/OECD NEA で用いられている一般値
である「建設費の 5％」とした。
・系統連系費は考慮しない（0 とする）。
・政策経費は考慮しない（0 とする）。

62 日本地熱開発企業協議会（安達正畝）：地熱発電の買取価格についての要望， 2012 年

3 月 19 日第 3 回調達価格等算定委員会資料．
63 各電源の諸元一覧：総合資源エネルギー調査会 発電コスト検証ワーキンググループ（第 8 回会合）資料 3.
https://www.enecho.meti.go.jp/committee/council/basic_policy_subcommittee/
mitoshi/cost_wg/pdf/cost_wg_20210908_02.pdf- 278 -

表 4.4-2

割引率・設備利用率・所内率・固定資産税率・設備廃棄費用に関する資料

上：調達価格等算定委員会資料 6 1

下：発電コスト検証ワーキンググループ資料 6 3- 279 -

4) 発電コストの計算結果
1)で述べた各方式の発電コスト計算の条件を表 4.4-3 に整理し、計算結果を表 4.4-4に示す。
発電コストは、同軸二重管②が 151.0 円/kWh、同軸二重管③が 58.3 円/kWh 、U
ループ①が 224.4 円/kWh、U ループ②が 158.2 円/kWh、となった。U ループ②の仮想のケース④では 73.9 円/kWh である。なお、重ねての説明となるが、本発電コスト
は 2023 年現在の日本で活用可能な技術とコスト情報に基づいて試算した結果である。
同軸二重管②は発電量が小さい（つまり回収熱量が小さい）ことによりコストが増大したものとみられる。建設費や運転維持費が同軸二重管②に近い同軸二重管③でコストが最も安くなったのは、発電量が同軸二重管②よりも大きいことによるもので、同軸二重管②のコスト内訳で資本費が大きいのは発電量が小さいことを反映している（運転維持費は発電量当たりで計算しているため違いが生じない）。
マルチラテラル方式の U ループ①および U ループ②において二重管方式の同軸二重管②や同軸二重管③よりも高い発電コストとなったのは、発電量が二重管方式より大きいものの坑井建設費が 7～8 倍かかるためといえる。これは、U ループのコストの中で資本費が大きいことにも現れている。U ループ①の発電コストは U ループ②の約 1.4 倍となっているが、これは発電量の違いによるものであり、対象深度と温度条件が異 なることを反映している。計算結果より、発電コストが最も安いのは 同軸二重管③であり、同軸二重管②と U ループ②が同程度でこれに次ぐ値となった。
表 4.4-3

各ケースのコスト試算の条件

坑井
建設費
（億円）

発電所
建設費
（億円）

⓪同軸二重管②27.6①同軸二重管③

運転
維持費

備考

（万 円/ kW/ 年）

発電量
（kW）

3.2

11.9

181

経験式による発電量と回帰式による発電所建設費

26.6

9.0

11.9

700

②U ループ①

187.9

9.5

11.9

745

③U ループ②

201.1

12.0

9.1

1,150

④最大地温 500℃

201.1

21.0

9.1

2,900

- 280 -

4.3 節 の 検 討 結 果 に よ る
発電量と発電所建設費

表 4.4-4
発電コスト（円/kWh）

発電コストの試算結果
コスト内訳

資本費
（円/kWh）

運転維持費（円/kWh）⓪同軸二重管②

151.0

132.1

18.9

①同軸二重管③

58.3

39.4

18.9

②U ループ①

224.4

205.5

18.9

③U ループ②

158.2

143.8

14.4

④最大地温 500℃

73.9

59.5

14.4

備考

資本費のコストが大きい

資本費のコストが最も大
きい
資本費のコストが大きい(2)他のクローズド方式発電コスト試算事例との比較検討
クローズド方式のコスト試算の事例として、Beckers ら 64 による U ループの熱回収解
析・発電コスト計算があり、最深部が 7,500m に達する 12 本のラテラル坑を想定した熱回収解析とそれに基づく発電コストの感度分析が行われている。ここでは Beckers らの設定した条件の中の代 表的なケースに従い、 その他の条件は前述 (1) の本試算と同様にして、発電コスト計算シートを用いて発電コストを再計算した。その結果、低地温勾配ケース（3.0℃/100m）で 30.1 円/kW、高地温勾配ケース（6.0℃/100m）で 9.7 円/kW とい
うコストとなった（図 4.4-5）。
表 4.4-5 には、この Beckers らの条件と本検討での試算条件とを比較して示す。最も大きな違いはラテラル坑の掘削費であり、本試算での掘削費は 160 億円と大きく、掘削
単価は約 4 倍の 33 万円/m である。このほか、運転維持費に約 30 億円の差が見られる（Beckers らは建設費の 1.5％と小さく設定している）。発電量は、Beckers らの高地温
勾配のケースと比べて 7 分の 1 と小さく、これは坑底深度・地温とラテラル坑の長さの違いによるも のである 。このように 、 U ルー プの発電コス トの違い には複数の要 因が あることがわかる。 Beckers らの示 すような低 コストを実現する には 、これら複数の要 因をクリアしなければならないことになる。
表 4.4-6 では二重管方 式（同軸二重管②、同軸二重管③）の坑井掘削費を国内の地熱発電の掘削事例と比較している。本試算の掘削単価は約 3 倍、発電量当たりの掘削費は11～45 倍となっており、これが発電コストを押し上げたといえる。
また、表 4.4-7 に示すように、日本の発電量当たりの掘削費は諸外国の 1.3～3 倍、発電設備費は 2 倍以上の水準にあり、日本の発電建設コストは従来型の地熱発電でも 海外と比較して割高となっている。

64 Beckers, K.F., Johnston, H.E. (2022) ：Techno-Economic Performance ofEavor-Loop 2.0, PROCEEDINGS, 47th Workshop on Geothermal Reservoir
Engineering, SGP-TR-223.
- 281 -

Beckers らの設定条件
・12 本のラテラル坑、各々の片道長さ約 3.4km、最大深さ 7,500m⇒ 発電量 2,2 00kW （低地温勾配）

・地温勾配の異なる 2 ケース
低地温勾配 3.0℃/100m、高地温勾配 6.0℃/100m

8,600kW （高地温勾配）

・坑井建設費 83.8 億円 (1US$=139.8 円として)鉛直坑$500 万×2＋ラテ ラル坑$606/m×82.4km ＝$5993 万 （掘進率 180m/day ）・発電所建設費 7.7 億円（低地温勾配）、30.1 億円（高地温勾配）$550 万（低地温勾配）、$2150 万（高地温勾配）
・運転維持費は建設費の 1.5％ （小さめの設定．根拠の記述なし .）(感度分析結果の範囲)
低地温： 15.8 ～44.9 円/kWh
高地温： 6.4～14 .7 円/kWh

その他の条件（本試算と同じ）
設備利用率 80％、稼働期間 30 年、固定資産税率 1.4％、割引率 3％発電コスト計算シートによ り計算
コスト内訳

発電コスト

資本費

運転維持費

（円/kWh）（円/kWh）

32.6

32.3

0.3

10.4

10.3

0.1

ケース

（円/kWh）

低地温勾配
高地温勾配

図 4.4-5

Beckers らによる U ループ②のコスト計算条件とそれに基づく再計算結果
表 4.4-5
ラテラル 12 坑
の掘削費

本試算

本試算と Beckers らの条件の比較

発電所
建設費

160 億円
12.0 億円（33 万円/m）

運転維持費
9.1 万円/kW/年( 30 年で 31.4 億円 )温度環境，
ラテラル坑長さ
坑底 300℃
1,150kW (深度 3,232m)
ラテラル坑 2.0km
発電量

70 億円
坑底 235 ～ 460℃
建設費の 1.5%
Beckers
7.7～30.1
2,200～（$606/m=( 30 年で 1.4～1.7 億(深度 7,500m)
らの条件
億円
8,600kW円)
ラテラル坑 3.4 km
8.5 万円/m）
表 4.4-6

同軸二重管方式の掘削費

掘削費（二重管設置費を含む）- 282 -

発電量

発電量当たり
掘削費

本試算 同軸二重管②27.6 億円（92 万円/m）

181kW

1524 万円/kW

同軸二重管③26.6 億円（89 万円/m）

700kW

380 万円/kW

国内地熱発電の事例

表 4.4-7

33.8 万円/kW 66（30 万円/m） 6 5

諸外国と日本の掘削費・発電設備費の違い 6 6

33.8
26.0
10.5
18.2 万円/kW

49.8
23.4
22.5
19.5 万円/kW(3)感度分析
建設費や発電量により発電コストがどの程度変化するかの感度分析を行った。
1) 建設費削減によるコストの変化
建設費削減の発電コストへの影響を見るため、表 4.4-3 に示した坑 井建設費（基本ケース）が 80％～10％に減じた場合の発電コストを計算した。計算は、坑井建設費のみを変化させてそれ以外の条件は変えずに行った。結果を表 4.4-8 に示す。
2) 既存坑井が利用できる場合の同軸二重管③の発電コスト
同軸二重管方式は鉛直の単一の坑井を使用するため、坑径や深度などの条件（同軸二重管③では熱水の流出も）が整っていれば既存の坑井を利用できる可能性がある。 表
4.1-32 に示したように、同軸二重管③の坑井建設費は新規掘削すると 26.6 億円かかるが、既存坑井が存在し敷地工事のみを行う場合は 13.2 億円、敷地工事も不要な場合は 6.8 億円に抑制される。
これらの条件で計算した発電コストを表 4.4-9 に示す。既存坑井が あり敷地工事を行う場合の発電コストは 43.5 円/kWh、敷地工事を行わない場合は 36.4 円/kWh となる。

65 日本地熱協会（2018）：わが国の地熱発電－現状と課題－．
66 トーマツ（2014）：諸外国の地熱発電普及促進制度調査報告.

- 283 -

表 4.4-8⓪同軸二重管②①同軸二重管③②U ループ①③U ループ②

坑井建設費削減による発電コストの変化

基本
ケース

建設費
80％

建設費
60％

建設費
40％

建設費
20％

建設費
10％

27.6

21.1

16.6

11.0

5.5

2.8

151.0

127.4

103.8

79.8

56.3

44.5

26.6

21.3

16.0

10.6

5.3

2.7

58.3

52.4

46.6

40.6

34.7

31.8

187.9

150.3

112.7

75.2

37.6

18.8

224.4

185.3

146.1

107.1

67.9

48.3

201.1

160.8

120.6

80.4

40.2

20.1

158.2

131.1

103.9

76.8

49.6

36.1

上段：坑井建設費（億円）
下 段 ： 発 電 コ ス ト （ 円 /kWh ）基本ケースは 表 4.4-4 の結果。

表 4.4-9

既存坑井が利用可能な場合の同軸二重管③の発電コスト
基本ケース（新規掘削）

敷地工事あり敷地工事なし

26.6
58.3

13.2
43.5

6.8
36.4

坑井掘削費 （億円）
発電コスト （円/kWh）

既存坑井を利用

3) 掘進率向上に伴うコストの変化
掘進率が向上すると、掘削日数の短縮により坑井建設費が低減し、発電コストが低下することが期待される。ここでは掘進率が基本ケースの 5 倍および 10 倍となった場合の坑井建設費と発電コストを計算した。表 4.4-3 に示した坑井建設費の計算過程において、掘進率向上に伴い掘削日数が短縮することで削減される一部のコスト（リグ損料、掘削人
件費、泥水サービス費、傾斜掘費用、レンジング費用など）を見直し、坑井建設費の総額を再計算した。
結果を表 4.4-10 に示す。掘進率が 10 倍になると坑井建設費は基本ケースと比べて、同軸二重管②・同軸二重管③で 1～2 割、U ループ①, ②で約 4 割の低減となった。これによる発電コストの低下は、同軸二重管②・同軸二重管③で 1 割程度、U ループ①, ②でも 3 割程度であり、あまり大きなコスト低減にはなら ない結果となった。これは、敷地造成や産廃費、掘削ビットなどの物品費、物理検層 などの固定費の割合が大きく、掘進率の向上だけでは坑井建設費の低減効果は小さいことを表している。

- 284 -

表 4.4-10⓪同軸二重管②①同軸二重管③②U ループ①③U ループ②

掘進率向上による発電コストの変化

基本ケース

掘進率 5 倍掘進率 10 倍

50～70

250～350500～700

27.6

24.0

23.5

151.0

135.5

133.4

250～350250～350500～700

26.6

22.9

22.5

58.3

54.2

53.8

V: 50～70
L: 57～80

V: 250～350
L: 287～402

V: 50～700
L: 574～805

187.9

126.5

118.8

224.4

160.5

152.4

V: 50～70
L: 57～80

V: 250～350
L: 287～402

V: 500～700
L: 574～804

201.1

134.8

126.8

158.2

113.4

108.0

上段：掘進率（ m/day）
V：鉛直坑 L：ラテラル坑
中段：坑井建設費（億円）
下段：発電コスト（円/kWh）4) 発電量増大によるコストの変化
4.2 で は高温環境を想 定した熱回収シミュレ ーションの結果（ 3.3.2 ）に基づいて発電量を計算した。ここではその発電量を用いて発電コストを試算する。対象としたのは 同軸二重管③と U ループ②である。発電量のみを変化させ、坑井建設費は一定として計算した。
結果を表 4.4-11 に表 4.4-11 示す。同軸二重管③では、最深部の地温が 350℃の場合に、上昇熱水流量 19t/h、循環流量 20t/h のケースで 39.9 円/kWh となっている。上昇
熱水流量が 2t/h のケースでは発電量が小さい。
U ループ②では、地温 500℃、流量 200t/h のときに発電量が最大の 2,761kW となるが、この場合も発電コストは 76.7 円/kWh となる。

- 285 -

表 4.4-11

DBHX

高温環境を想定した発電コスト
Eavor-Loop 2.0

最深部 上昇熱水 循環の地温 の流量
流量
（℃）
（t/h）
（t/h）

生産
温度
（℃）

発電量
（kW）

発電コスト
（円/kWh）

300
350

252
285
165
115
86
76
71
337
193
129
92
78
73
386
272
170
109
85
76

700
1155
638
470
42
74
125
1834
973
640
50
80
130
2676
2543
1378
81
102
147

58.3
39.9
60.4
73.0
527.8
311.7
199.5
32.3
48.1
60.3
448.0
290.3
193.0
28.0
28.5
36.6
287.0
237.8
174.0

19
19

2

400

19

2

450

19

2

18
20
50
100
20
50
100
20
50
100
20
50
100
20
50
100
20
50
100

- 286 -

最深部
流量
の地温
（t/h）
（℃）

生産
温度
（℃）

発電量
（kW）

発電コスト
（円/kWh）

300
350

175
133
99
85
146
105
88
158
110
91
170
116
94

1150
1409
1535
2008
1798
1791
2208
2248
2073
2420
2761
2380
2645

158.2
132.3
123.0
98.5
107.8
108.2
91.3
90.0
96.0
84.9
76.7
86.0
79.3

400

450

500

100
200
500
1000
200
500
1000
200
500
1000
200
500
1000

・最深部の地温 300℃は前述の基本ケース。
350℃以上のケースは電中研プログラムで計算。
・発電量はいずれもカリーナサイクルによる計算値。

5. まとめ5.1 熱回収シミュレーション結果（再掲）
本調査において得られた熱回収シミュレーション結果を以下に再掲する。
・クローズド方式間で生産温度を比較すると、U ループ②は U ループ①に比べて、同じ流量で比較すると全体に 20℃程度高く、U ループ②の流量 50t/h では 200℃以上のケースもある。
・二重管方式では、同軸二重管①の生産温度は低く、100℃以下のケースが多い。同軸二重管③は最も高い生産温度を示し、250℃を超えるケースもある。同軸二重管②の生産温度は比較的低いが、解析ツールによる生産温度の違いもあり、STARS では他の手法よりも高い温度が算出されている。
・解析手法による違いの中で、同軸二重管②における STARS の高い生産温度は、他の解析法では考慮していない岩盤中の熱水対流による熱回収促進を表していると考えられる。COMSOL と電中プログラムでは同軸二重管②と同軸二重管③の生産温度が低くなっている。これは COMSOL のパイプ流れモジュールと電中プログラムでは裸坑区間の熱水の出入りをモデル化できないことによるものである。
・全体に生産温度は時間とともに低下するが、同軸二重管③では時間とともに上昇し、坑内を流動する熱水による岩盤の加熱を表すとみられる。
・いずれの方式においても、循環流量が少ないほど生産温度は高い。
・岩盤条件による違いを見ると、新第三紀堆積岩のほうが第四紀火山岩よりも生産温度が数℃ ～20 ℃程 度高 くな って おり 、こ れは 熱伝 導率 の違 いに よる と考 えら れる 。た だし 、同軸二重管③では第四紀火山岩のほうが高く、熱伝導率の低い第四紀火山岩のほうが上昇する坑内熱水から岩盤へ逃げる熱が少ないためと考えられる。
・二重管方式における循環の向きについては、二重管外側から注入したほうが内側から注入した場合よりも生産温度は高くなる。

5.2 発電コストの試算結果
現在の日本において利用可能な技術と費用に基づいて、クローズド方式による地熱発電を日本に導入した場合の発電コスト計算の基本ケースおよび感度分析の結果 を以下に記す。
・二重管方式では同軸二重管②の発電コストが約 150 円/kWh と他の方式と比較して高い。これは、回収可能熱量が少ないことによる。
・二重管方式の同軸二重管③は厳密なクローズド方式ではないが、発電コストは約 60 円
/kWh となり、今回の試算対象の中では最も安い。一定以上の温度と流量を有する熱水が 湧 出 す る 既 存 坑 井 が 利 用 で き る 場 合 に は 、 更 に 低 コ ス ト で 発 電 で き る 可 能 性 が あ る。
・U ループ方式の U ループ①の発電コストは約 220 円/kWh、U ループ② は約 160 円/kWh となった。坑井掘削費が占める割合が高いことが要因である。
・U ループ①は U ループ②の約 1.4 倍の発電コストとなる。これは、マルチラテラル坑
井の設置深度と地温の違いによる。

- 287 -

- 288 -Appeendix-1

Appendix-1 特許調査
1. 対象技術分野と調査方法
クローズド等方式の地熱発電に関する類似特許を確認するため、以下の①～③の技術分
野を対象とした特許調査を実施した。
①クローズド等方式の全体システム
・坑井本数：単一坑井式、複数坑井式
・流体循環方式：注入井と生産井が別、注入井と生産井が 2 重管で構成され外管と内管における順循環（内管から圧入して外管から取り出す）および逆循環など
・断熱管の効果など②坑井の掘削技術
・掘削先端部の位置計測技術
・コントロール掘削技術
・既存坑井の位置確認技術
・既存坑井への貫入接続技術③坑壁の保護対策
調査は、特許データベースのサイバーパテントデスク

1 を用い、国際出願特許（日本および米欧中の特許・実用新案）を検索により抽出する方法で行った。対象期間は 1978 年～最新発行分である。
国際出願特許は、コードとキーワードを付して分類されている（国際特許分類：IPC）。
そのうち「（F24T）地熱集熱器；地熱システム」はクローズド等方式の包括的なキーワー
ドと考え、これと上記の各技術分野に相当する他の分類コードとの掛け合わせの検索によって対象とすべき特許を抽出した。各技術分野に相当するコードとキーワードは表 2 に示す。
また、分野別コードによる検索では掘削技術（コントロール掘削技術、既存坑井への接続技術）や一部の方式に関する特許がほとんど得られない結果となったことから、文献に示されている個別技術の担当会社名・グループ名をキーワードとした検索を追加し、関連特許を収集した（表 3）。

2. 特許検索の結果
検索により、各分野について以下の特許が抽出された（表 2、表 3）。
・クローズド等方式の全体システム「①全体システム

閉ループ方式（closed loop クローズドループ方式）」の特許を収集した。まず、
［F24T

×

F03G

4/00

］の掛け合わせた特許検索を行い、日本国

内出願では 34 件、海外出願では 84 件の特許を見出した。
・クローズド等方式の全体システム「坑井本数：単一坑井式、複数坑井式」
1

https://www.patent.ne.jp/service/patent/search.html- 289 -

Appeendix-1「坑井本数：単一坑井式、複数坑井式」に関連する、［F24T 10/13：地面のボアホールへの挿入に適した管組み立て体，例．地熱プローブを用いるもの］の特許検索を行
い、日本国内出願では 47 件、海外出願では 375 件の特許が抽出された。
・クローズド等方式の全体システム「流体循環方式」「 流 体 循 環 方 式 」 に 関 連 す る 、［F24T

10/20

作動流体としての地下水を用いるもの；地下に直接注入される作動流体を用いるもの，例．注入井および回収井を用いる
もの］の特許検索を行い、日本国内出願では 23 件、海外出願では 743 件の特許を見出した。
・クローズド等方式の全体システム「断熱管の効果など」「断熱管の効果など」に関連する、［F24T×

F03G-007/04］の掛け合わせた検索を行い、日本国内出願では 1 件、海外出願では 70 件の特許を見出した。
・坑井の掘削技術②坑井の掘削技術の小項目「掘削先端部の位置計測技術など」に細分化する IPC が見つからず、「F24T 10/15：曲げ管を用いるもの；コネクタまたはリターンヘッダを用いて組み立てられた管を用いるもの」を用いて特許を収集した。日本国内出願では 32
件、海外出願では 462 件の特許を見出した。
・コントロール掘削技術：傾斜掘削・水平掘削
地熱 F24T× E21B 7（削孔用のための特殊な方法または装置）の検索式で検索し、

海 外 出 願 74 件 が 得 ら れ た 。 Eavor Technologies Inc.の 出 願 が 3 件 、 Geothermic
Solution, LLC の出願が 3 件であり、他の出願人は中国系の企業・大学が多い。
・坑壁の保護対策「坑壁の保護対策」に関連する、
［F24T

×

C09K-008 さく井または坑井用組成物；

坑井または井戸を処理するための組成物，例．完成作業または修繕作業用のもの］の特許検索を行い、日本国内出願では 0 件、海外出願では 17 件の特許を見出した。海
外出願 17 件のうち 4 件が Eavor Technologies Inc.のもの（そのうち 3 件は同じ内容）であった。
・その他の技術（会社名による検索結果）
上記以外の、会社名・グループ名で検索した結果は次のようになった。
Scientific Drilling 社

日本国内 0 件、海外出願 181 件

NABORS INDUSTRIES 社

日本国内 0 件、海外出願 45 件

Baker Hughes 社

日本国内 118 件、海外出願 762 件

PERF DRILL 社

日本国内 0 件、海外出願 8 件

GTherm日本国内 0 件、海外出願 15 件抽出された特許事例を表 1～表 14 に示す。

- 290 -

Appeendix-1

表 1

地熱システム（F42T）に関連する海外出願数
国際出願分類（IPC）

国際出願 件数(F24T） 地熱集熱器；地熱システム

表 2

2,982

調査対象技術分野対応の IPC と国内外の出願数の一覧

技術分野

IPC（コード）

説明（キーワード）

国内
出願

海外
出願

①クローズ
ド等方式の
全体システ
ム

F03G

4/00

地熱エネルギーから機械的動力を生み出す装
置

34

84

F24T

10/13

地面のボアホールへの挿入に適した管組み立て体，例．地熱プローブ，を用いるもの

47

375

流体循環方
式

F24T

10/20

作動流体としての地下水を用いるもの；地下に直接注入される作動流体を用いるもの，例．
注入井および回収井を用いるもの

23

743

断熱管の効
果など

F03G-007/04

自然現象における圧力の差異または温度の差異を用いるもの（Ｆ０３Ｇ７／０６が優先）

1

70

②坑井の掘
削技術

F24T

10/15

曲げ管を用いるもの；コネクタまたはリター
ンヘッダを用いて組み立てられた管を用いる
もの

32

462

E21B

7

削孔用のための特殊な方法または装置

074

さく井または坑井用組成物；坑井または井戸を処理するための組成物，例．完成作業または修繕作業用のもの

0

17

国内
出願

海外
出願

118

1,011

0

15

坑井本数：
単 一 坑 井式、複数坑井式

F24T ｘF24T ｘ③坑壁の保護対策

F24T ｘC09K-008

表 3

追加検索の対象分野とキーワード

分野

検索キーワード

坑井掘削技術（コントロール掘削技術、 Scientific Drilling, NABORS INDUSTRIES,
既存坑井への接続技術）
Baker Hughes, PERF DRILL
GTherm SWEGS

GTherm- 291 -

※着色欄は本調査で対象としたクローズド技術の開発者（Eavor 社など）による特許．

表 4 閉ループ方式の国内出願（全 34 件）

Appendix-1- 292 -

＊以下省略

表 5 閉ループ方式の海外出願（全 84 件）

Appendix-1- 293 -

＊以下省略表 6 坑井孔の国内出願（全 47 件）

Appendix-1- 294 -

＊以下省略表 7 坑井孔の海外出願（全 375 件）

Appendix-1- 295 -

表 8 流体循環方式の国内出願（全 23 件）

Appendix-1- 296 -

＊以下省略

表 9 流体循環方式の海外出願（全 743 件）

Appendix-1- 297 -

表 10 坑井掘削技術の国内出願（全 32 件）

Appendix-1- 298 -

＊以下省略表 11 坑井掘削技術の海外出願（全 462 件）

Appendix-1- 299 -

表 12 孔壁保護技術の海外出願（全 17 件）

Appendix-1- 300 -

表 13 削孔用のための特殊な装置の海外出願（74 件）

Appendix-1- 301 -

EP3004541B1
EP3004541A4
EP3004541A1

公報番号EP0916101B1
EP0916101A4
EP0916101A2- 302 -

＊以下省略

13 WO2014/210146A3
WO2014/210146A2

12 WO2018/031998A3
WO2018/031998A2

11 EP3497303A4
EP3497303A2

10 EP3563037A4
EP3563037A1

9 EP3640428B1
EP3640428A1

5

EP0615573B1
EP0615573A1
EP0615573A4
EP3455652B1
6 EP3455652A4
EP3455652A1
EP3221557B1
7 EP3221557A4
EP3221557A1
EP3186471B1
8 EP3186471A4
EP3186471A1

4

EP2895888B1
3
EP2895888A4
EP2895888A1

EP2906782A2

EP2906782B1
2 EP2906782A4

1

No.

-

-

発明の名称（ 日本語）
チャネル衝撃反応認識および補償

SCIENTIFIC DRILLING INT 、
Scientific Drilling International, Inc.

SCIENTIFIC DRILLING INT 、
Scientific Drilling International, Inc.

出願人・ 権利者
SCIENTIFIC DRILLING INT 、
Scientific Drilling International, Inc.

CA 2884456 A1 CA 2884456 C EP 2895888

PF公報番号
CA 2913256 A1
CA 2913256 C
EP 3004541 A1
EP 3004541 A4
CA 2887530 A1 CA 2887530 C CN 10496888

Combined electric-field telemetry and 深井戸掘削パイプ管内の要素上下筐体を採 SCIENTIFIC DRILLING INTERNATIONAL
formation evaluation apparatus
用した電界遠隔通信用機器と方法

AU 2076800 A
AU 3808897 A
AU 723778 B2
AU 769681 B2
Method and apparatus for determining 磁気測量装置に対するドリル棒干渉の補正 SCIENTIFIC DRILLING INTERNATIONAL
AU 1687692 A
the orientation of the axis of a
における誤差の減少
CA 2105564 A1
borehole.
EP 0615573 A1
EP 0615573 A4
Magnetic ranging from behind a
SCIENTIFIC DRILLING INT 、
CA 3021562 A1
magnetic shield
Scientific Drilling International, Inc. 、CA 3021562 C
SCIENT DRILLING INT INC
EP 3455652 A1
Tumble gyro surveyor
SCIENTIFIC DRILLING INT 、
CA 2967388 A1
Scientific Drilling International, Inc. 、CA 2967388 C
SCIENT DRILLING INT INC
EP 3221557 A1
Method and apparatus for throughSCIENTIFIC DRILLING INT 、
EP 3186471 A1
Scientific Drilling International, Inc. 、tubular sensor deployment
EP 3186471 A4
SCIENT DRILLING INT INC
EP 3186471 B1
Tumble gyro surveyor
SCIENTIFIC DRILLING INT 、
CA 2967388 A1
Scientific Drilling International, Inc.
CA 2967388 C
EP 3221557 A1
Logging-while-drilling spectral and
SCIENTIFIC DRILLING INT 、
CA 3045690 A1
azimuthal gamma ray apparatus andScientific Drilling International, Inc.
CA 3045690 C
methods
EP 3563037 A1
Coherent measurement method for SCIENTIFIC DRILLING INT 、
CA 3031043 A1
downhole applications
Scientific Drilling International, Inc.
CA 3031043 C
EP 3497303 A2
Coherent measurement method for SCIENTIFIC DRILLING INT 、
CA 3031043 A1
downhole applications
SCIENTIFIC DRILLING INTERNATIONAL,
CA 3031043 C
INC.
EP 3497303 A2
Telemetry antenna arrangement
SCIENTIFIC DRILLING INTERNATIONAL 、 CA 2916616 A1
SCIENTIFIC DRILLING INTERNATIONAL,
CA 2916616 C
INC.
US 2015002307 A1

Determining local variations of theearth's magnetic field

Attitude reference fortieback/overlap processing

発明の名称
Channel impulse response
identification and compensation

表 14 企業名の検索による海外出願（Scientific Drilling 社の例、181 件）

Appendix-1

Appendix-2

Appendix-2 深部岩盤の力学特性や応力場等に関する主要文献の概要- 303 -

Appendix-2
文献番号

石油技術協会誌-01

タイトル「石油開発における坑壁不安定に関する取り組み」

著者

山本晃司

掲載誌

石油技術協会誌

年・巻・号・

2000 年

第 65 卷

分野☐地熱

石油・ガス

対象

水平坑井

分類 1

事例

分類 2

原位置

掲載ページ

第5号

☐CCS・メタンハイドレート

☐鉛直坑井

理論

pp.417～429☐空洞・トンネル☐計測・試験

☐室内

☐机上

☐土木

☐その他

☐その他

☐解析・シミュレーション

☐その他

☐その他
概要

坑壁不安定に伴う掘削障害対策のために生じる Nonproductive time(NPT)の低減が石油産業
における重要な課題となっている。また，傾斜掘り・水平掘り・マルチラテラル坑井などの坑
井ジオメトリーの複雑化により坑井まわりの応力状態が複雑な事例が増えており,従来の経験論的な手法が適用できない場合が生じている。それに対して理論面と実用面の双方から精的な研究が行われ，具体的な成果が現れ始めている。ここでは次の点について述べる。
・坑壁不安定問題のインパクトと解決策
・坑壁不安定のメカニズムと岩石挙動モデル
・地下の力学環境モデルの重要性
・国内における坑壁不安定による掘削障害事例

破壊開始後の坑壁の挙動
結論・知見(1)多孔質弾性体力学挙動モデル：岩石の破壊，特に頁岩のように浸透率の低い岩石の変形と破壊には間隙水圧の影響が大きい。石の変形と破壊には間隙水圧の影響が大きい。そのため，- 304 -

Appendix-2
坑壁不安定の問題は岩盤内の流動と変形を一体として扱う多孔質弾性モデルの適用分野と考えられ，解析解を用いた手法や数値解析手法の開発が進められている。
(2)不連続体の挙動とモデル化：天然き裂の存在する場合や，弱面が発達した岩石，あるいは一定の破壊が進んだ状態を扱う場合には岩石は不連続体，あるいは強異方性体とて挙動 し，連続体の力学の適用範囲外となる。
(3)頁岩の分析手法と崩壊防止：環境問題からオイルベースマッドの使用には制限があり，今後も頁岩の膨潤，崩壊を押さえるウォータベースマッドやインヒビターの開発が必要である。
そのため，頁岩のタイプごとの挙動評価，水和による強度低下や膨潤圧の数値モデル化，インヒビターの効果評価などが依然重要な課題として残されている。

文献番号

石油技術協会誌-02

タイトル「応力・地層圧力・泥水比重―坑壁不安定の現象とメカニズム」

著者

山本晃司

掲載誌

石油技術協会誌

年・巻・号・

2004 年

第 69 卷

分野☐地熱

石油・ガス

対象

水平坑井

分類 1

事例

分類 2

原位置

掲載ページ

第5号

pp.491～500☐CCS・メタンハイドレート

鉛直坑井 ☐空洞・トンネル

理論

☐土木

☐その他

☐計測・試験 ☐解析・シミュレーション

☐室内

☐その他

☐その他

☐机上 ☐その他
概要

坑井掘削とは，地殻の一部を取り除き，泥水で置き換えることにより，このつりあい状態をいったん崩すことに他ならない。地殻に含まれる固体と流体は，再度つりあいを回復するために，地層と坑内の流体の交換および固体の変形を生じさせる。新たなつりあい状態が静的に確立されれば、坑井は安定しているといえるが，流体の継続的な移動や,固体の破壊が生じれば，それは何らかの不安定現象として掘削作業に影響を与える。したがって，坑井のコントロール
は地層と坑内のつりあいを適正に保つ作業と言い換えることも可能である。

- 305 -

Appendix-2（垂直井）水平井近傍の応力状態

・掘削と力のつりあい；
・水平応力の異方性と坑壁安定性；・地層破壊圧と地殻の応力；・応力の計測手法と深度による変動；
結論・知見
坑井の不安定現象の原因は，掘削泥水の圧力が，地層が掘削以前に保持していた応力と圧力を完全に置き換えることができないことであり，特に応力に関しては，それがもつ異方性が重要である。すなわち，等方的な泥水の圧力では異方性のある応力を全方向に対してつりあわせることができないため，異方性が大きい応力状態の場合は，坑井の円周方向に大きな応力集中が生じる。また，地層破壊圧もほぼ最小主応力であると解釈できる。
また，岩石の破壊に大きな役割を果たすのは，固体部分に働く有効応力であり，これは全応力と間隙流体圧力の差から得られる。坑井周辺の間隙流体圧 は，地層圧力(初期の間隙流体圧力)と掘削泥水の圧力が関係し，掘削後時間を追って変化する。したがって，坑井安定性評価には，地層圧力と，泥水圧力の地層への移動による間隙圧力の変化についても考えなければならない。
このように，地下の応力状態は掘削時の坑井の安定性に大きな影響を与えるが，その応力を地下の状態で直接測定・評価することは難く，何らかの間接的な情報から推定する場合が多い。
したがって，多くの情報を総合化して，その地層に最も合理的と思える応力の描像を作り上げる必要がある。

- 306 -

Appendix-2
文献番号

石油技術協会誌-03

タイトル「HPHT フィールド探鉱・開発の現状と技術課題」

著者

北村龍太・宮田和明・伊藤

掲載誌

石油技術協会誌

年・巻・号・

2011 年

第 76 巻

分野☐地熱

石油・ガス

対象

水平坑井

分類 1

☐事例

分類 2

原位置

掲載ページ

第 5 号 pp.415～424

鉛直坑井

理論

義治・正田伸次☐CCS・メタンハイドレート☐空洞・トンネル☐室内計測・試験
☐机上

☐土木

☐その他

☐その他

☐解析・シミュレーション

☐その他

☐その他
概要

近年ますます増加する HPHT（高圧高温）環境下での掘削・仕上げ作業においては，克服すべき技術的課題も多く，各社の注目度も高いことから，技術動向調査のテーマとして取り上げ，最新動向を調査している。主な内容は以下の通り。
・HPHT フィールド探鉱・開発の現状
・掘削泥水・仕上げ流体
・坑井設計の最適化についての認識
また、生産井の掘削に当たっては，掘削過程で発生するフラクチャーによる逸泥を減らすため，
さらには坑跡の計画と油層に損傷を与えない生産量の確認のため，重要なパラメーターである「水平応力」を精度良く計算する重要性が認識されている。
結論・知見
HPHT フィールド開発に関わるエンジニアには，これらの適用限界を考慮した上で，適切なセメンチング計画，仕上げデザインを含む坑井設計を行うこと，および高仕様なリグ，坑口装置，掘削機器，仕上げ機器などのアベイラビリティに留意が必要となるといったロジスティッ
クに関する事項に加え，長納期資材の確保も加味した実際的なスケジュールを立案することが求められる。本調査を通じて，HPHT フィールド開発はいまだ技術的な課題が多く，費用が在来型の資源開発に比べ高価になるが，事前に地質情報や周辺の開発実績などを可能な限り収集し検討することで開発リスクは低減可能であることが確認された。

- 307 -

Appendix-2
文献番号

石油技術協会誌-04

タイトル「勇払油ガス田におけるジオメカニクスによる生産性フラクチャーの評価」

著者

熊野裕介・玉川哲也・手塚和彦

掲載誌

石油技術協会誌

年・巻・号・

2012 年

第 77 卷

分野☐地熱

石油・ガス

対象

水平坑井

分類 1

事例

分類 2

原位置

掲載ページ

第1号

pp.50～60☐CCS・メタンハイドレート

鉛直坑井 ☐空洞・トンネル

☐土木

☐その他

☐計測・試験 解析・シミュレーション

☐理論
☐室内

☐その他

☐その他

☐机上 ☐その他
概要

本論文では，油ガス田におけるこれまでの探鉱・開発を通じて蓄積されてきた天然フラクチャーデータと地殻応力情報を取りまとめ，フラクチャーの応力状態と各坑井での生産能力の相関性を議論することで，臨界応力説の妥当性を検証した結果について述べる。
地下岩盤内部のフラクチャーの初生・発達は，主にせん断破壊・せん断滑りによって引き起
こされ，また，せん断滑りに伴うシェアダイレーションによってフラクチャーが開口することで，その浸透性が向上されると考えられている。フラクチャーにおいてせん断滑りが起こり得るか否かは，ジオメカニクスの理論に基づいて推定することが可能である。すなわち，地殻応
力場とフラクチャーの走向傾斜からフラクチャー面に働く垂直応力およびせん断応力の向きと強度を知ることで，現在おかれている応力環境を評価することができる。そして，せん断滑りの臨界応力状態に近い，あるいはそれに達しているフラクチャーほど，高い浸透性が期待される。また，水圧刺激などによって応力状態が変化し，臨界応力状態に達したと評価されるフラクチャーにおいて浸透性の向上の効果が期待される。このような考えは「臨界応力説」と呼ばれ，地熱開発やシェールガス開発などでの水圧刺激による人工フラクチャー形成・浸透性向上のメカニズムを解釈する上で，理論的裏づけとなっている。天然フラクチャーの初生・発達の要因としては，風化や地殻変動，地質構造の形成に伴う応力場の変化， 孔隙圧の変化などさまざまな要因が考え得るが，地下でのフラクチャー発達の主要な “力学的なメカニズム” が，せん断型の破壊・滑りであると考えると，先に述べた「臨界応力説」に基づいて，その発達メカ
ニズム・過程を説明することが可能なはずである。本報告では以下の点について論じる。
・「臨界応力説」の概念
・フラクチャーの応力状態の評価方法
・勇払油ガス田における地殻応力場の変遷とフラクチャーシステム発達の概念モデル
・勇払油ガス田におけるフラクチャーの検出
・フラクチャーの応力状態；
・ある生産井におけるフラクチャーの検出方法・検出結果・分類；
また、地殻応力場の強度と坑井の生産能力の関係についての検討結果も述べる。

- 308 -

Appendix-2
結論・知見
坑井 A においては，多数の開口型の坑壁破壊（drilling induced tensile fracture）が検出されたことと，せん断型の坑壁破壊（borehole breakout）がほとんど見られないことを根拠として，最大水平応力値が低く見積もられており，主応力値の強度比は小さい。そのため Mohr の応力
円が小さくなり，せん断滑りの臨界応力に達しているフラクチャーが理論上存在しない状態となっていることが分かる。

孔壁の応力状態の例- 309 -

Appendix-2
文献番号

石油技術協会誌-05

タイトル「シェールガス・オイル開発におけるジオメカニクス」

著者

手塚和彦 ・玉川哲也

掲載誌

石油技術協会誌

年・巻・号・

2013 年

第 78 卷

分野☐地熱

石油・ガス

対象

水平坑井

分類 1

事例

分類 2

原位置

掲載ページ

第1号

pp.35～46☐CCS・メタンハイドレート

鉛直坑井 ☐空洞・トンネル

理論

☐土木

☐その他

☐計測・試験 ☐解析・シミュレーション

☐室内

☐その他

☐その他

☐机上 ☐その他
概要

水平井掘削と水圧破砕といったシェール開発のための主要技術にはジオメカニクスが深く関与している。1,000 m を超える水平井の掘削のためには，坑壁安定性への配慮が重要である。
ジオメカニクスにおける要素技術の多くは，トンネル掘削やダム建設のための岩盤力学として発展し，土木分野では長い歴史がある。
本論文では，シェール開発においてジオメカニクスがどのように使われているかを解説する。
まず，シェールの力学特性についてレビューする。そして力学特性が水圧破砕を設計する際にどのように利用されるのかを説明する｡次にシェールガスフィールドでの水圧破砕によって形成・刺激されるフラクチャーの形態を AE モニタリングの事例を引いて紹介する。最後に今後取り組むべき課題について意見を述べる。なお，水平坑井掘削における坑壁安定性の問題もジ
オメカニクスの関与する重要なテーマであるが，本稿ではあまり触れず，水圧破砕技術に焦点を当てている。次の点について論じる。
・シェールの力学特性
・水圧破砕フラクチャー形成における力学的パラメーターの影響（役割）・ジオメカニカルモデル（地質情報、力学層序、力学特性、間隙圧力・応力）
・ＡＥ/マイクロサイスミックによるフラックモニタリング
坑井内の間隙圧力と応力場については、応力場の推定も難しい課題である。特に最大主応力値の推定が困難で，応カテンソルを得ることを難しくしている。ただし，水圧破砕の設計という観点からは，少なくとも最小主応力に関する情報があれば事足りる場面も多い。最小主応力の向きはボアホールブレークアウトなどの坑壁イメージから推定できる（Zobak da,2003）。また，大きさは掘削時の LOT（Leak off test），Ｆ値（Formation integrity test）などからフラク
チャー開囗圧力として推定できる。密度検層データがあれば垂直応力はこれを積分することで求められ，水平最小応力は（テクトニック応力を無視すれば）垂直応力とポアソン比を用いて計算することができる。これらのデータが全くない場合は, world stress map の活用も１つの手段である。また，近隣坑井で応力情報が求められていれば,検層データ（GR など）を対比・参照して推定することもできる。最大主応力の推定については，いまだ信頼性の高い実用的な手法が確立されていない。

- 310 -

Appendix-2
結論・知見
現在の技術では天然フラクチャーの影響を定量的に評価すること，つまり，天然フラクチャ
ーと水圧破砕フラクチャーの相互作用によって形成される刺激領域を定量的に評価することは難しい。天然フラクチャーが存在する場合，天然フラクチャーを含む地層のジオメカニクスを理解する必要がある。
シェール開発の興隆によって石油業界におけるジオメカニクスの重要性が増し，注目を集めるようになったことは技術革新の観点からも好ましいことである。ジオメカニクスは比較的新しい技術分野であり，未成熟である反面，利用方法については多くの可能性を秘めている。探鉱開発の最適化といった視点だけでなく，安定した操業の維持，管理といった側面からもジオ
メカニクスの活用が求められている。

- 311 -

Appendix-2
文献番号

石油技術協会誌-06

タイトル「フラクチャリング関連技術動向調査」

著者

石油技術協会生産技術委員会

掲載誌

石油技術協会誌

年・巻・号・

1995 年

第 60 卷

分野☐地熱

石油・ガス

対象

水平坑井

分類 1

事例

分類 2

☐原位置

掲載ページ

第3号

鉛直坑井

理論

pp.228～241☐CCS・メタンハイドレート☐空洞・トンネル☐計測・試験

☐室内

机上

☐土木

☐その他

☐その他

☐解析・シミュレーション

☐その他

☐その他
概要

石油技術協会の探鉱・作井・生産の 3 技術委員会は「低浸透率油層の開発」をテーマに掲げ,
その関連技術としてフラクチャリング, 水平掘り, 油層キャラクタリゼーション, 坑井障害の除去などを調査対象候補に挙げて検討を始めたが，本分科会では「低浸透率油層の開発」をテーマに掲げ,その関連技術としてフラクチャリング, 水平掘り, 油層キャラクタリゼーション,
坑井障害の除去などを調査対象候補に挙げて検討した。本稿はフラクチャリング関連文献を調査したものである。
1949～1993 年の間に SPE (Society of Petroleum Engineers) に投稿, または同協会誌に掲載されたフラクチャリング関連文献を検索し，以下の 7 項目別に分類した。
・デザイン：解析的二次元フラクチャーモデルやフラクチャリング圧力解析など。
・評価/観測：フラクチャー形状の圧力解析等による評価/検層, AE などによる観測。
・効果：フラクチャリングにより期待される効果。生産指数の評価や二三次回収での影響など。
・要素技術：フラクチャリングに関する要素技術。プロパゲーションに係わる岩石力学, フラク
チャリング流体挙動に係わる流体力学, 並びにプロパント関連技術の 3 つに大別される。
・数値モデル：フラクチャリングの数値シミュレーション。フラクチャー形状によって 4 種類に分けられる。
・適用例：実フィールドへの適用例。適用のあの予備スタディーやデザインなども含む。
・その他：水圧以外の破砕法, オペレーション, 高傾斜井からの適用, オンサイトモニタリング
など。
結論・知見
評価の一例として，フラクチャリングを施した坑井の非定常圧力挙動にフラクチャーの長さとコンダクティビティーがどのように影響するかをアナログモデルによって 1958 年に Dyeset
al. が 初 め て考察したのに続き, 1964 年 Russell and Truitt は, 排油半径に比べてフラクチャーの長さが十分短い場合, 通常のセミログ圧力解析が適用できることを数値計算から示した。フラクチャーの長さ (xf) とスキンファクター(s) を関連付けた次式は, 半径 γω の坑井を中心とした放射状流の概念をフラクチャー形状に適用したものである。
放射状流の概念から抜け出し, フラクチャーへの線形流の概念を導入したのは 1968 年の- 312 -

Appendix-2
Millheim and Cichowicz（文献 142）と Clark（文献 36）であり, Pvs.√t が直線になることを示した。Raney（文献 174）は, 両対数プロットにより線形流から疑似放射状流への遷移が確認できることを報告している。
また、Soliman et al.（文献 208）は, 水平坑井からのフラクチャリングに言及し, 坑跡が最小
水平応力方向に直交する場合は坑井に平行な単一フラクチャーが, 逆に, 坑跡が応力方向に平行な場合は坑井に直交する複数フラクチャーがそれぞれ形成されることを明示し, フラクチャ
リングの最適化に必要な要素について考察している。

文献番号

石油技術協会誌-07

タイトル「新潟地域における深部探鉱」

著者

今村哲己・岩田尊夫

掲載誌

石油技術協会誌

年・巻・号・

2004 年

第 69 卷

分野☐地熱

石油・ガス

対象

☐水平坑井

分類 1

事例

分類 2

原位置

掲載ページ

第2号

pp.155～166☐CCS・メタンハイドレート鉛直坑井☐空洞・トンネル

☐土木

☐その他

計測・試験 ☐解析・シミュレーション

☐理論
☐室内

☐机上

☐その他

☐その他

☐その他
概要

本稿では，主な基礎試錐にて得られた知見と，広域的なシール評価，深部地質構造解釈，および火山岩類でのフラクチャー発達状況について，運動像と岩石物性の観点から考察を加え，新潟地域での深部探鉱についての私見が述べられている。以下の事項を論じている。
・基礎試錐で蓄積された知見と考察
・基礎試錐「新潟平野」(掘削深度 6,000m)
・基礎試錐「三島」(掘削深度 6,300m)
・基礎試錐「東山」(掘削深度 6,100m)
・基礎試錐「新津」(掘削深度 5,000m)
・シール評価(地域コンパイルからのアプローチ)・深部地質構造解釈
・火山岩類に発達するフラクチャー
また、平野試錐では，計 16 回のコア採取により，さまざまな岩石について三軸圧縮試験が実施され，深度方向の岩石物性変化と変形挙動が明らかになった。ほぼ標準静岩圧の状態にある
この坑井でのデータは，構造シミュレーションなどを行う上で基礎となる物性パラメーターを定める有益な情報となった(今村，2000)。
新津試錐では，周辺坑井の掘削前の検討で，圧密からみて新津背斜軸部が平野部に比較して
約 1,000m の隆起・削剥を受けており，この要因を背斜軸部深部の突き上げによる運動と考えられていた。深度を異にする位置で，各種の地下応力測定を行えば，造構運動と応力配置の変- 313 -

Appendix-2化を探ることが，探鉱対象とした基盤岩類中でのフラクチャーの発達様式を探る一助となると
考えた。
結論・知見
試掘段階で得られる情報のほか，既存フィールドでの水圧破砕法などの実施により副次的に地下の応力状態や岩石物性についての知見も集積され，岩石物性や力学的側面を地質解釈に応用できる機会が増えてきた。深部探鉱にあたっては，構造形態に加えて，その発達史を考察する際，運動像と力学像(岩石物性)からの側面を加えることで，次元を上げることができ，総合的な解釈や事後検証，さらには次への探鉱指針の策定に役立つものと考えられる。

地下応力の予測例- 314 -

Appendix-2
文献番号

石油技術協会誌-08

タイトル「地下の圧力構造の把握と石油地質学的解釈」

著者

高畑伸一

掲載誌

石油技術協会誌

年・巻・号・

2004 年

第 69 卷

分野☐地熱

石油・ガス

対象

水平坑井

分類 1

事例

分類 2

原位置

掲載ページ

第2号

pp.167～180☐CCS・メタンハイドレート

鉛直坑井 ☐空洞・トンネル

理論

☐土木

☐その他

☐計測・試験 ☐解析・シミュレーション

☐室内

☐その他

☐その他

☐机上 ☐その他
概要

近年の探鉱対象の大深度化に伴って，坑井掘削時に異常高圧に遭遇する機会が非常に多くなっている。本論では，地層圧力の予測技術を利用して広域的かつ連続的な地下の圧力構造を把握し，それを異常高圧発生メカニズムの理論的考察に基づいて石油地質学的に解釈することで，石油流体の移動・集積やシールリスクの評価を行う概念について議論する。また，この概念を実際の堆積盆に適用した例を併せて紹介している。
・異常高圧のメカニズム
異常高圧の原因となる要素は、1) 応力に関連するもの，2) 孔隙流体の体積増加に関連する
もの，3)地層流体が流動していることに起因する圧力差や油・ガス集積時に発生する浮力などに関連するもの，に大別される。

非平衡圧密のメカニズム
・地層圧力の推定
地層圧力の推定法は，坑井掘削時のトラブルを回避するための異常高圧検知の必要性から発- 315 -

Appendix-2
達してきたものであり，掘削時のデータ(各種泥水検層，カッティングス密度，掘進率など)を用いる方法と，物理検層データ(音波，密度，中性子，比抵抗検層など)を用いる方法に大別される。
・地下の圧力構造の石油地質学的解釈
・ケーススタディ
新潟地域の実際の堆積盆において地下の圧力構造を推定し，コンパートメント化の状況の検討と，油・ガス田におけるシールリスクの評価を行った（文献 7）。このような堆積盆のコン
パートメント化を石油の移動と関連付けて議論する場合は，移動が実際に起こった過去の状況に基づいて行わなくてはならない。これを厳密に行うことは非常に困難であるが，大局的には以下のように考えることができる。すなわち，この堆積盆の 12 坑井で作成された地層
圧力プロファイルから，深度 1,700m 付近から異常高圧が発生している状況が認められ，埋没続成に伴い形成される圧力シールはこの程度の埋没深度で形成されると考えられる。地質時代における圧力シールの形成も現在認められる状況と同様に，当時の埋没深度 1,700m 付
近で形成されていたと推測される。
結論・知見
物理検層データによる地層圧力推定法を利用することで，流体である石油の挙動に大きな影響を与えていると考えられる地下の圧力構造を，連続的かつ広域的に把握することができる。
異常高圧発生メカニズムの理論的考察に基づけば，この圧力構造の形成には，流体の移動を妨げる低浸透性の圧力シールの存在が重要であることが導かれる。

文献番号

石油技術協会誌-09

タイトル「超深度・超高温掘削プロジェクトとそれに伴う技術開発の変遷」

著者

長縄成実

掲載誌

石油技術協会誌

年・巻・号・

2017 年

第 82 卷

分野☐地熱

石油・ガス

対象

水平坑井

分類 1

☐事例

分類 2

原位置

掲載ページ

第5号

pp.324～331☐CCS・メタンハイドレート

鉛直坑井 ☐空洞・トンネル

理論

☐土木

☐その他

☐計測・試験 ☐解析・シミュレーション

☐室内

☐その他

☐その他

☐机上 ☐その他
概要

国内でもまさにこれから超臨界地熱開発実証プロジェクトが開始されようとしているところであり，本稿では過酷環境下掘削のための技術開発の変遷をレビューしながら，今後の挑戦的な超臨界地熱掘削プロジェクトの技術開発動向を展望する。
・深海科学掘削の歴史
・陸上掘削の歴史
超深度掘削、大偏距・水平掘削、科学掘削- 316 -

Appendix-2
・日本の超臨界地熱掘削プロジェクト
・超臨界地熱掘削に必要な技術開発等について、述べている。
結論・知見トップドライブシステムや RSS などの傾斜掘削機器，ＭＷＤシステムのように掘削手法を大きく変えるような掘削技術の開発は近年見られず，1980～1990 年代に飛躍的に向上した坑井掘削技術は，現在ではほぼ完成された形となっているという見方がされることも多い。しかし，石油・天然ガス資源の探鉱・開発だけでなく，非在来型の地熱開発や地球科学のための深部地下掘削はこれからも続けられていくことは間違いない。

文献番号

資源・素材学会-01

タイトル「ボアホール周壁の破壊に関する破壊力学的研究（第 1 報）」

著者

西松裕一・松木浩二

掲載誌

日本鉱業会誌

年・巻・号・

1977 年

93 卷

分野

☐地熱

☐石油・ガス

対象

☐水平坑井

分類 1

☐事例

分類 2

☐原位置

掲載ページ

1069 号 pp.185～190☐鉛直坑井☐CCS・メタンハイドレート

理論

空洞・トンネル

☐土木

☐その他

計測・試験 ☐解析・シミュレーション

室内

その他

☐その他

☐机上 ☐その他
概要

ボアホール周壁の破壊状況に関する知見は，同じ円形断面の空間である立坑や水平坑道の壁面の破壊の防止や支保の設計にも利用できるであろう。さらに，このような人工的な円孔だけ
でなく，岩石自体がしばしば円孔状の空隙(pore)を含んでいる。このような pore のモデルとしても，人工的な円孔を用いることができるであろう。
筆者らは，このような観点から，板状試験片に人工的に円孔を作ったものを用いて，その周壁における破壊き裂の発生・伝ぱの状況と，それに伴う応力状態の変化について，実験的，理- 317 -

Appendix-2論的研究を行なつた。主に、以下のことを述べる。
・力-ひずみ線図と破壊き裂の発生・伝播・円孔周辺のひずみの変化と破壊き裂の発生
・円孔周辺の破壊き裂発生の特徴
・破壊き裂の発生・成長の条件
・円孔周辺での引張破壊き裂の発生
・円孔周壁の圧縮応力集中部からの破壊き裂の発生

外部応力とクラックおよびボアホール孔壁に開口したクラック
結論・知見
ボアホールと Griffith クラックとの相互干渉が起こったときのクラック先端の応力集中を線形破壊力学の立場から考察すると，従来の考え方では説明が困難であつた種々の現象がすべて説明できることが分かった。もちろん，たとえば細粒大理石において，引張破壊き裂発生に要する外部応力と引張強度の比較から推定された Griffith クラックの長さ 2.9mm が，その構成鉱物粒子の平均直径 0.05mm よりずっと大きいことなど，定量的にはなお多くの問題がある。

文献番号

資源・素材学会-02

タイトル「ボアホール周壁の破壊に関する破壊力学的研究（第 2 報）」

著者

西松裕一・大久保誠介・松木浩二・小泉昇三

掲載誌

日本鉱業会誌

年・巻・号・

1977 年

96 卷

分野

☐地熱

☐石油・ガス

対象

☐水平坑井

分類 1

☐事例

分類 2

☐原位置

掲載ページ

1074 号 pp.561～566☐鉛直坑井☐CCS・メタンハイドレート

理論

空洞・トンネル

☐土木

☐その他

計測・試験 ☐解析・シミュレーション

室内☐机上 ☐その他- 318 -

その他

☐その他

Appendix-2
概要
本報では，文献 10 の手法と考え方とを地圧測定用ボアホールの周壁に時折観察される破壊現象に適用して，従来の知見を説明することを試みた。またさらに，ボアホール周壁に静水圧が加わったときの壁面の破壊について理論的に考察し，その結果を従来採油技術あるいは地圧測症技術の一つとして行なわれている水圧破砕(hydrofracturing)に応用して，2，3 の考察を行う。主に以下のことを述べる。
・ボアホール周壁の破壊と地圧・二軸圧縮下のボアホール周壁の破壊
・内圧を受けるボアホール周壁の破壊
・Hydrofracturing 法による地圧測定の理論
結論・知見

二軸圧縮下の円孔と先在クラックとの干渉
本報では，現場の岩盤に削孔されたボアホール周壁の破壊現象について考察した。まず，ボ
アホール周壁の破壊はボアホールとその周壁付近に存在する先在クラックとの相互干渉によって起こるという立場から，地圧の大きい区域でしばしば観察されるボアホール周壁のせん断破壊現象を説明した。
このように岩石の破壊現象を先在クラックの存在を考慮に入れて線形破壊力学の立場から考察する場合には，破壊じん性値 Kc と先在クラックの代表長さ 2λo とを知ることが要求される。先在クラック長とボアホール径との比 λo/R が十分に小さいときは，従来の理論と本報で述べたような考え方による計算結果との差は小さくなる。

- 319 -

Appendix-2
文献番号

資源・素材学会-03

タイトル「大規模空洞掘削時の岩盤挙動と地下空洞利用の展望」

著者

日比野敏

掲載誌

資源と素材

年・巻・号・

2001 年

Vol.117,

分野☐地熱☐石油・ガス

対象

☐水平坑井

分類 1

☐事例

分類 2

☐原位置

掲載ページ

No.3 p.167-175

☐鉛直坑井

理論

土木

☐CCS・メタンハイドレート
空洞・トンネル☐その他

計測・試験 ☐解析・シミュレーション

☐室内

その他
☐その他

机上 ☐その他
概要

本論文においては，岩盤のスケールと節理の影響を中心にして，岩盤構造物の設計で基本となる(1)材料としての岩盤力学特性の二，三の問題点，(2)外力としての地圧分布の特徴を述べ，ついで(3)大規模空洞掘削時の岩盤挙動における節理等の影響について触れ，最後に(4)今後の地下空間利用について述べる。主に次の点について論じている。
・材料としての岩盤の力学特性
岩盤試験のスケールと力学特性値との関係
巨視的な岩盤の異方性(節理の卓越度による異方性)・外力としての地圧特性
地圧の水平成分と鉛直成分の比率
岩盤の堅さと地圧の関係
・大規模空洞掘削時の岩盤挙動
岩盤の変形と不連続面との関係
アーチコンクリートライニングの応力の発生原因
解放面の大きさとゆるみ領域の関係
結論・知見
空洞スケールが大きくなると，節理等の岩盤不連続面による岩盤挙動への影響がより顕著となる。本論では，断面積が約 1,000m2 の地下発電所空洞掘削時の計測結果を中心に検討して，岩盤の特性，掘削時の岩盤挙動特性として以下の結論を示した。
① 平板載荷試験の弾性係数は過小評価である。
② 節理の卓越度が約 10％を超すと異方性が現れる。
③ 日本では地圧の水平成分が鉛直成分よりも卓越する。
④ 地圧は岩盤の硬軟により局在する。
⑤ 岩盤の変形は「ひずみ変位」と「開口変位」からなる。
⑥ 節理性岩盤の方が非節理性岩盤よりも変形が大きい。
⑦ 開口変位率は岩盤の種類と空洞のスケールにより異なる。

- 320 -

Appendix-2⑧ 構造物への荷重は岩盤の変形によって生ずる。
⑨ 緩み領域の深さは，地圧解放面の面積の大きさに比例する以上に深くなる。
ただし，計測事例の数が少なく仮説と考えるべきものもある。

- 321 -

Appendix-2
文献番号

資源・素材学会-04

タイトル「ボアホールブレイクアウトに対する中間主応力の影響の実験検討」

著者

青柳和平・他

掲載誌

Journal of MMIJ

年・巻・号・

2013 年

Vol.129,

分野☐地熱

石油・ガス

対象

☐水平坑井

分類 1

事例

分類 2

☐原位置

掲載ページ

No.4 p.107-115☐CCS・メタンハイドレート

鉛直坑井 ☐空洞・トンネル☐その他

計測・試験 ☐解析・シミュレーション

☐理論
室内

その他

☐土木

☐その他

☐机上 ☐その他
概要

孔井掘削時に生じる現象の一つとして，掘削時の応力再配分による応力集中により，孔壁周
辺が圧縮せん断破壊を起こすボアホールブレイクアウトが挙げられる｡
EWY（文献 13）は，中間主応力の影響を考慮していない Mohl-Coulomb 規準に代わる規準として，中間主応力の影響を考慮した Modilied-Lade 規準を定式化し，石油井の孔壁安定性の評価に利用することを提案している。
本研究では，立方体の岩石供試体に円孔を削孔し，３方向から異なる大きさの圧力を載荷して孔壁面にブレイクアウトを発生させた。実験中に，ボアホールカメラによる孔壁面の観察，
孔壁面の接線ひずみ測定，剥離して崩落する岩片の質量測定を行った。これらの測定や観察により，ブレイクアウトの進展を段階的に把握して，そのときの応力状態の比較を行い，ブレイ
クアウト発生と進展に対する中間主応力の影響を比較した。さらに，ブレイクアウト発生応力条件を評価するための破壊規準の検討も行い，従来の Mohl-Coulomb の規準によるブレイクア
ウト発生の予測は破壊時の応力を低く見積もっており，現実にはかなりの余裕が見込めるとの結果を得た。
結論・知見
ブレイクアウト発生応力条件の評価について： 実際にボーリングを行うときは掘削泥水圧が作用するが，本実験では泥水圧を再現しておらず，孔壁は自由表面であるので，法線方向応力 σr は常にゼロ(σr=0)である。そこに，圧縮の垂直応力 Sv が加われば，本実験では σA＞
Sv となる載荷条件で実験を行うため，その応力が中間主応力 σ2 となり(Sv =σ2)，点 A における主応力３成分は(σ1，σ2，σ3)＝(σA ， Sv，0)となる。

ブレイクアウトはこの(σ1，σ2，σ3) で示される孔壁における応力が岩石の強度を超えることによって生じるせん断破壊であり，通常最大と最小の主応力差が最大となる点 A 及び A'の位置で発生し，孔壁に楔形のせん断帯を形成し，その部分が剥離・脱落する。本研究では，ブレイクアウト発生時の最大主応力 σA に中間主応力 Sv が及ぼす影響を検討した。

- 322 -

Appendix-2

ブレイクアウト発生および進展に対する中間主応力の影響について：中間主応力 Sv 増大に伴う σA（ブレイクアウト発生時の最大主応力）の増大傾向が少しずつ異なるものの，中間主応力の増大によりブレイクアウト発生応力値が増大する傾向は，大谷石においても CS(人工供試体の一種）と同様に概ね確認することができたといえる。
(1)いずれの供試体においても，中間主応力に対応する孔軸方向圧力 Sv の増大に伴い，ブレイクアウト発生時の鏝大主応力(σA の値が増大する傾向が概ね見られた。
(2)ブレイクアウト開始に着目した破壊現象と，進展に着目した破壊現象とでは，Sv の増大に伴う σA の増大の傾向が異なっていた。
(3)中間主応力の影響を定量的に評価するために，Modified-Lade、Drucker-Prager、および茂木の 3 つの破壊規準を実験結果と比較した。その結果，一軸および三軸圧縮試験の結果から得た強度物性値をこれらの規準に単純に適用しても，ブレイクアウトの発生を適切に予測できないことがわかった。

- 323 -

Appendix-2
文献番号

資源・素材学会-05

タイトル「メタンハイドレート堆積層および坑井の詳細モデル化に基づく坑井周り変形・
応力解析」

著者

覚本真代・他

掲載誌

Journal of MMIJ

年・巻・号・

2018 年

Vol.134,

分野☐地熱☐石油・ガス

対象

☐水平坑井

分類 1

事例

分類 2

原位置

掲載ページ

No.1 p.1-12
CCS・メタンハイドレート

鉛直坑井 ☐空洞・トンネル

☐土木

☐その他

計測・試験 ☐解析・シミュレーション

☐理論
☐室内

☐その他

☐その他

☐机上 ☐その他
概要

一般的に，石油，天然ガス開発において坑井が安全かつ安定であることは極めて重要なことであり，そのような坑井を設計するためには，ケーシングやセメント等の材料の特性や坑井の形状，地層との相互作用さらには生産条件を考慮した坑井の健全性評価が重要である。
本報では，まず，室内実験を通じて，1) 坑井のケーシング－セメンチング部間，2) 出砂対策に設置されたスクリーン－グラベルパック間の接触面における有効摩擦角および有効粘着力を取得し，COTHMA（地層変形シミュレータ）への導入を図った。その上で，第 1 回海洋産出試験が実施された東部南海トラフの地層構造および坑井のケーシング，セメンチング部および仕上げ区間 (減圧区間) の詳細モデル化に基づき，接触面に生じるせん断応力を指標とした
坑井周りの変形・応力解析を実施し，減圧法適用時に坑井に生じる応力およびひずみを定量的に評価した。さらに，坑底圧および減圧区間長をパラメーターとして変化させ，坑井に生じる変形および応力分布への影響を検討した。
主な内容以下のようである。
・東部南海トラフを対象とした COTHMA による数値解析
・坑井の詳細モデル化と異種材料間の接触面の取り扱い
・室内押し抜き試験による異種材料間の接触面パラメーターの実験・減圧法適用時の坑井周りの変形および応力分布の解析
・ケーシング，セメンチング部の応力分布に及ぼすケーシング－セメンチング部間接触面での摩擦の影響
・坑井の変形や応力分布に及ぼす坑井- 地層間接触面パラメーターの影響
・坑井に生じる応力，ひずみ分布に及ぼす各パラメーターの影響
結論・知見
本報では，地層変形シミュレータ (COTHMA) を用い，東部南海トラフの地層構造および第1 回 MH 海洋産出試験での坑井の構造や，室内試験により取得された坑井各部の接触面パラメーターに基づくフィールドスケールでの解析を実施した。減圧法適用時の坑井周りの変形や応力分布の定量的評価を図った。結果は以下の通りである。
(1)減圧区間のベースパイプでは圧縮応力が生じる。その時のミーゼス応力は降伏応力に達- 324 -

Appendix-2
し，塑性変形が進行する。しかし，生じる塑性ひずみは破壊規準より著しく小さく，ベースパ
イプの形状は維持されているものと推察される。また，スクリーンの表面が粗くなるにつれて若干ではあるが塑性変形がより進行する傾向にあった。
(2)減圧区間上層の各ケーシング，また各セメンチング部では初期段階では引張り応力が生じ，その後，3 段目ケーシング下端付近において，鉛直応力が引張りから圧縮へと転じる挙動が示された。また，生じる応力分布は深度方向にほぼ等しく，ケーシング－セメンチング部間の接触面への摩擦の影響は小さい。一方，坑井－地層間の接触面にある程度のせん断力が生じる場合には，坑井の変形が地層の圧密沈下に追随する。ゆえに，坑井－地層間の接触面パラメーターが，坑井の各部で生じる応力分布に対して支配的であることが示唆された。
(3)坑底圧に依らず，減圧操作をする限りは，ベースパイプは降伏状態に達する。また，坑底圧が低い場合に，坑井の変形に対する地層沈下の影響が大きく，3 段目ケーシングに関しては，
降伏応力を超過した範囲が深度方向に広範に及ぶことが判明した。一方，減圧区間長の違いにより，地層の圧密沈下量や坑井に生じる応力分布に有意な差は認められなかった。

- 325 -

Appendix-2
文献番号

土木学会論文集-01

タイトル「内圧を受ける岩盤空洞の変形破壊挙動に関する検討」

著者

大西豪昭・他

掲載誌

第 33 回岩盤力学に関するシンポジウム講演論文集 土木学会

年・巻・号・
掲載ページ

2004 年 1 月 pp.139～144

分野

☐地熱

対象

☐水平坑井

分類 1

☐事例

分類 2

原位置

☐石油・ガス
☐鉛直坑井

理論
室内

土木

☐CCS・メタンハイドレート
空洞・トンネル

☐その他

☐その他

計測・試験 ☐解析・シミュレーション☐その他☐机上 ☐その他
概要

圧縮空気貯槽は掘削によって周辺に塑性域発生する条件下建設されたため､塑性域の囲まれた空洞に内圧を載荷･除荷する場合の岩盤挙動関する貴重な計測データが得られた。そこで、この岩盤挙動の特徴 に基づき彈塑性解析を行うと共に、２種類の室内模型実験を行い、内圧を受ける岩盤空洞の変形･破壊挙動に関する検討を行った。
結論・知見まとめとして、実証試験で観察された変位やひずみの挙動は，掘削時に発生したゆるみ域でも内圧に対して岩盤が弾性的に挙動し，この部分が直交異方性弾性体としてモデル化できるとした応力履歴を考慮した弾塑性解析モデルの解析結果とほぼ一致した。また室内模型実験でも、これを裏つけるような掘削時のゆるみ域内の岩盤の変形・破壊特性に関する知見が得られた。

空洞岩盤が受ける応力履歴(a1),(b1)は空洞掘削時、(a2),(b2)は内圧載荷時- 326 -

Appendix-2
文献番号

日本地熱学会誌-01

タイトル「NEDO 肘折実験場の地質構造と高温岩体貯留層のフラクチャ系」

著者

木谷清一・手塚和彦

掲載誌

日本地熱学会誌

年・巻・号・

2002 年

第 24 卷

分野

地熱☐石油・ガス

対象

☐水平坑井

分類 1

事例

分類 2

原位置

掲載ページ

第3号

p.283～297☐CCS・メタンハイドレート鉛直坑井☐空洞・トンネル

☐土木

☐その他

計測・試験 ☐解析・シミュレーション

☐理論
☐室内

☐机上

☐その他

☐その他

☐その他
概要

本報告では，肘折カルデラ周辺と坑井の地質，及び坑井での定方位コア解析，BHTV(音響坑壁画像)や PTS(圧力・温度・流量)計測データによるフラクチャデータを記載する。また，水圧破砕時や循環試験時の AE 観測データを加味し，肘折の高温岩体貯留層におけるフラクチャ系と応力場との関係を論ずる。以下の事項について述べる。
・肘折の地形、地質概要
・高温岩体貯留層のフラクチャ系
・肘折の高温岩体貯留層のフラクチャ系と応力場との関係
結論・知見
定方位コア，BHTV 検層，及び PTS 検層の結果を組み合わせ，肘折の地質構造と高温岩体貯留層の基盤花崗閃緑岩フラクチャ系の特徴を明らかにした。
肘折周辺の新第三系は北北西走向の同斜構造を呈しており，第四紀完新世の約 1 万年前に肘折火山の噴火が起き陥没カルデラを生じた。肘折カルデラの中央部をほぼ東西性の F-1 断層が，苦水川に沿って分布する。さらに航空写真リニアメントや地形から推定される断層が，肘折カルデラを取囲む多角形の形状を示す。HDR 実験場の位置する肘折火カルデラ南部の地下に分布する基盤花崗閃緑岩の定方位コア解析では，フラクチャは東一西走向がやや卓越し傾斜は北落ち高角度で南落ちは中角度のものが多かった。中でも循環試験中の熱水の生産に寄与しているフラクチャは，高角度北落ち傾斜に集中していることが BHTV や PTS 検層の解析結果でわかった。
これらのフラクチャ系は,現世応力場において剪断すべりを起こし易い。肘折の高温岩- 327 -

Appendix-2
体貯留層の基盤花崗閃緑岩においては，これらのフラクチャ系の一部が人工的な水圧破砕によって再開口して主要な水みちになり，坑井と交差する位置が導通個所になっていると考えられる。

- 328 -

Appendix-2
文献番号

日本地熱学会誌-02

タイトル「還元能力に及ぼす還元熱水の温度の影響－熱水還元時における坑内圧力ヒスト
リーマッチング－」

著者

有木和春・秋林

掲載誌

日本地熱学会誌

年・巻・号・

智2002 年

第 24 卷

分野

地熱☐石油・ガス

対象

☐水平坑井

分類 1

事例

分類 2

原位置

掲載ページ

第2号

p.161～175☐CCS・メタンハイドレート

鉛直坑井 ☐空洞・トンネル

☐土木

☐その他

計測・試験 ☐解析・シミュレーション

☐理論
☐室内

☐その他

☐その他

☐机上 ☐その他
概要

本稿では，フィールド実験から推察された低温熱水の注水による還元井 SD-1 の還元能力の増大原因を理論的に解明することを目的に，熱弾性岩体に関する Garg(1984)の関係式ならびに浸透率に関する修正 Kozeny-Carman の関係式を導入した流体および熱の流れに関する鉛直一次元モデルを適用し，還元井 SD-1 坑内圧力データのマッチングを行い，低温熱水の注水に伴う透水性の向上および下降流の効果について考察した。

結論・知見
1)熱弾性岩体に関する Garg(1984)の関係式ならびに浸透率に関する修正 Kozeny-Carman の関係式を導入した流体および熱の流れに関する鉛直一次元モデルを適用することにより，秋田
県澄川地域における還元井 SD-1 坑内圧力の良好なマッチングが得られた。
2)還元井 SD-1 の実測値と良好なマッチングが得られたモデルは，還元熱水がインジェクションゾーンより深部まで流下し，モデル全体の還元流体の温度が還元温度に近い温度となったモデルであった。
3)従って，フィールド実験における低温熱水注水による還元井 SD-1 の還元能力の増大原因
は主に岩石の熱収縮による透水性の向上と低温下降流の発生に起因するとした推察は，おおむ
ね妥当であると言える。
また，実際には浸透率の増大と同様に，"孤立したフラクチャーが岩石の熱収縮によって拡大・- 329 -

Appendix-2
進展し，フラクチャーが連結するなどの変化に対する貯留係数の大幅な増大"も考えられるが，この効果は本シミュレーションでは考慮されていない。この効果をモデル化することも今後の課題である。

文献番号

日本地熱学会誌-03

タイトル「地下水流れの存在する大地結合型ヒートポンプシステムにおける熱交換井仕上
げおよび坑井配置の検討」

著者

藤井

掲載誌

日本地熱学会誌

年・巻・号・

光

2002 年

第 24 卷

分野

地熱☐石油・ガス

対象

☐水平坑井

分類 1

事例

分類 2

原位置

掲載ページ

第2号

p.191～205☐CCS・メタンハイドレート☐鉛直坑井☐空洞・トンネル

☐土木

☐その他

☐計測・試験 解析・シミュレーション

☐理論
☐室内

☐その他

☐その他

☐机上 ☐その他
概要

本研究は地下水の流れがある地層内に掘削きれた垂直熱交換井の温度挙動予測を行なうための数値シミュレーションモデルの開発，およびこれを用いての熱交換井の充填材および坑井配置の検討を目的とする。
本論文第 2 章では 2 次元放射状座標を用いて，充填材の種類によらず GCHP 熱交換井の挙動予測が可能な数値解を用いた熱交換井モデルを開発した。
第 3 章では 2 次元直交座標を用いた，複数坑井を扱うことのできる集合井モデルを作成し，特に地下水流れがある場合の熱交換井間の温度干渉をモデル化する。

- 330 -

Appendix-2
結論・知見
1)地下水の流れがある地層内に掘削された垂直熱交換井の温度挙動予測を行なうための熱交
換井モデルおよび集合井モデルの開発を行ない,これらの妥当性を解析解およびフィールド試
験結果を用いて示した。
2)熱交換井モデルを用いて適正な熱交換井仕上げ方法を検討した。この結果,(i)高地下水流速下においては,坑井内充槇に透水性物を用いることにより熱交換量が増加する,(ii)低地下水流速下においては,坑井内充填材の熱伝導率が熱交換量に大きく影響する,という結果が得られた。
3)集合井モデルと遺伝的アルゴリズムを組み合わせた坑井配置最適化手法を提案し,地下水流動を考慮した熱交換井配置の最適化計算例を示した。最適化計算結果より,坑井配置の変更による熱交換量増加率は地下水流速に大きく依存することが示された。

文献番号

日本地熱学会誌-04

タイトル「周期的流量による圧力遷移試験法を用いたフラクチャー型地熱貯留層の水理特
性評価」

著者

中尾信典・石戸経士

掲載誌

日本地熱学会誌

年・巻・号・

2003 年

第 25 卷 第 1 号

分野

地熱

☐石油・ガス

対象

☐水平坑井

分類 1

事例

分類 2

原位置

掲載ページ

p.1～13☐CCS・メタンハイドレート

鉛直坑井 ☐空洞・トンネル

☐土木

☐その他

計測・試験 解析・シミュレーション

☐理論
☐室内

☐その他

☐その他

☐机上 ☐その他
概要

本稿では，まず，流量制御方式のサイナソイダル法について坑井での圧力応答の解析解を紹介する。次に，3 次元貯留層モデルに基ついたポーラス型媒質と"MINC"タイプ(Pruess andNarasimhan, 1985)のフラクチャー型媒質についての計算結果を考察し，最後に森地域で得られた観測データの解析結果を述べる。なお，観測データの解析では，圧力干渉信号として観測され得る短波長のサイナソイダル的挙動がノイズに乱されて明瞭に抽出できなかったため，サイ
ナソイダル法と同様に流量を周期的に変化させるパルステスト法を応用して解析を実施している。
結論・知見(1)ポーラス型媒質では，媒質全体の大きな貯留係数が反映されるため圧力干渉信号にサイナ
ソイダル的挙動が現れにくく，いくつかのサイナソイダル周期を用いて観測される時間遅れから水理拡散率を求めると一定の値となる。一方，フラクチャー型媒質では，サイナソイダル周期が小さいうちはフラクチャーと岩石マトリクス間の圧力平衡が成り立っていないため，圧力干渉信号にフラクチャーの小さい貯留係数しか反映されずサイナソイダル的挙動が現れやすい。

- 331 -

Appendix-2(2)したがって，サイナソイダル周期をいくつか変えて圧力干渉信号を取得し，サイナソイダ
ル的挙動の時間遅れから水理拡散率を求めれば，ポーラス型かフラクチャー型媒質かの判定が可能で，さらにフラクチャー型媒質の場合にはフラクチャー平均分布間隔の推定も可能と考えられる。
(3)森地域で観測されたサイナソイダル法による圧力干渉信号をパルステスト法として解析し，2 坑井間の媒質がフラクチャー型媒質である可能性を示した。
(4)能動井での流量を周期的に変化させるサイナソイダル法やパルステスト法では，観測井において解析に耐えられる明瞭な圧力干渉信号が取得されることが適用に際しての必要条件とな
る。

文献番号

日本地熱学会誌-05

タイトル「孔井の浅部温度にもとつく深部温度の統計学的推定」

著者

正路徹也

掲載誌

日本地熱学会誌

年・巻・号・

2004 年

第 26 卷 第 1 号

分野

地熱

☐石油・ガス

対象

☐水平坑井

分類 1

事例

分類 2

☐原位置

掲載ページ

p.11～24☐CCS・メタンハイドレート

鉛直坑井 ☐空洞・トンネル

☐理論

☐土木

☐その他

☐計測・試験 ☐解析・シミュレーション

☐室内

☐机上

☐その他

☐その他

☐その他
概要

本論文では，多くの孔井のデータを統計学的に比較することによって，深部温度を推定するのみならず，その誤差の定量化も試みる。本論文のもう 1 つの目的は，地熱の資源量評価に地球統計学を適用するための基礎的知見を得ることである。
また、(1)浅部の温度プロファイルから深部温度を推定することと，(2)地熱地域の一般的温度
分布の傾向を把握するための基礎的知見，ここでは一般的傾向を近似する.回帰式を得ることが本論文の目的で，以下について論じている。
・回帰式とその当てはめ
・回帰式の外挿:深部温度の推定
・深部温度推定の誤差
・統計学的推定法の限界
福島県，柳津一西山地熱地域で掘削された 41 本の孔井の温度データに対し，3 係数冪関数，
4 係数冪関数，3 係数指数関数，3 係数対数関数を当てはめて，回帰式を求めるとともに，浅部温度に対して当てはめた回帰式を深部へ外挿して温度の推定を試みた。
結論・知見
1) 4 種の回帰式では，未定係数の多い 4 係数冪関数の回帰誤差が最も小さかった。
2) 浅部温度に対して当てはめた回帰式を外挿に使って深部温度を推定するとき，4 係数冪関- 332 -

Appendix-2数の推定精度が極端に悪い。一方，他の 3 種の回帰式の問ではあまり差はないが，対数関数が最も推定誤差が小さかった。
3) 深部温度の推定に利用する計測点の深度が 500m を越えると，500m 先までならば 50℃の誤差で，1000m 先までならば 100℃ の誤差で深部温度を推定することができる。
4) 地球統計学を地熱地域の地下温度分布の解析に適用しようとするとき必要な温度の全体的傾向の除去には，上記 1)および 2)より，3 係数冪関数，指数関数，対数関数のいずれかを利用するとよい。

文献番号

日本地熱学会誌-06

タイトル「地下水流動を考慮した地中熱利用ヒートポンプの実証試験」

著者

岩田宜己・小林利文・深谷泣三郎・横原恵一・新堀雄一

掲載誌

日本地熱学会誌

年・巻・号・

2005 年

第 27 卷 第 4 号

分野

地熱

☐石油・ガス

対象

☐水平坑井

分類 1

事例

分類 2

原位置

掲載ページ

p.307～320☐CCS・メタンハイドレート

鉛直坑井 ☐空洞・トンネル

☐土木

☐その他

計測・試験 ☐解析・シミュレーション

☐理論
☐室内

☐その他

☐その他

☐机上 ☐その他
概要

本論文では，地中熱利用ヒートポンプシステムの普及促進のために，地下水流動を考慮した
地中熱利用ヒートポンプの実証試」験を行った。実験は，2001 年から 2003 年に地下水流動が通常より速い長野県大町市の中部電力大町サービスステーション(以下，大町 SS と呼称)に U
チューブ 2 本を挿入した地中採熱井戸を設け，建物の暖冷房熱源として実際に利用しながら，充填材 3 種類(水 1)，硅砂，セメント)を用いて採熱量，採熱管温度，周辺観測井戸等の計測を行った。これらの実証試験の結果を示し，地下水流と採熱量との関係について考察する。
・地盤概要
大町 SS の位置する地盤は，深さ 100m までほぼ一様の砂混じり礫，および砂礫等で，灰～暗灰色の安山岩及び白～黒色の花崗岩質岩が主体である。また，地表より-30m 近辺に地下水面がある。その水位は季節(夏季:約-20m，冬季:約-30m/によって変動するものの，少なくとも採熱
井戸深さ 100 m の 7 割の領域には地下水が常に存在する(地表からの自然湧出はない)。その流速は，近傍に掘削した観測井戸の温度変化(実験を開始してから 2 時間後に地中採熱片戸より1m 離れた後述の観測井戸に温度変化が現れたこと)により，約 1.4×10-4m/sec 程度にあると推定される.Photo2 に掘削時の様子を示す。エア掘りを採用した本サイトでは，掘削中に注入する空気により賦存する水が押し上げられ，多量の地下水が噴出する様子を地表においても確認できる。
以下の点について述べる。
・地中熱交換器と地中温度計測- 333 -

Appendix-2
・冬季強制負荷試験結果
・夏季強制負荷試験結果
結論・知見
本報では，冬 Fr および夏季強制負荷の実証試験の結果を示し，地下水と採熱量との関係についての考察を加えた

冬季・夏季強制負荷の採放熱量(Table4)と地中の温度分布より，充填材

3 種類を総合的に比較すると，水や硅砂の場合はセメントの場合に比較してケーシング下部開口部からの地下水による熱移動を直接利用できるために過渡応答がよく，定常状態でもより大きな採熱が可能であった。水と硅砂では，水の方がやや大きな採熱が期待できる。但し，セメントの場合を含め，大町 SS において得られた採熱量は，既往の文献（濱田ほか, 1996）の採熱
量 30～40W/m から比較すると 5～13 倍の非常に高い採熱量を示した。このことは，大町 SS が立地する地盤では地下水に寄与していることを示している。また，飯山営業所での実験結果より，地下水の流速が大町 SS に比較して 3 桁程度遅い場合においては，数日間を要して熱負荷に追随できることを確認した。
地下水が多く賦存する地盤の場合，地中熱利用ヒートポンプシステムの設計にこれらの寄与を考慮することは，当該システム導入コストの削減となり，我が国における地中熱利用ヒート
ポンプシステムの普及発展につながると考える。

- 334 -

Appendix-2
文献番号

日本地熱学会誌-07

タイトル「濃尾平野を例とした地下水流速の推定」

著者

大谷具幸・石川敬康・内田洋平・小嶋智

掲載誌

日本地熱学会誌

年・巻・号・

2007 年

第 29 卷 第 4 号

分野

地熱

☐石油・ガス

対象

☐水平坑井

分類 1

事例

分類 2

原位置

掲載ページ

p.203～210☐CCS・メタンハイドレート

鉛直坑井 ☐空洞・トンネル

☐土木

☐その他

計測・試験 ☐解析・シミュレーション

☐理論
☐室内

☐その他

☐その他

☐机上 ☐その他
概要

本報告では、既存の地質・地下水情報に基づいて，地下水流速の分布を検討し，経済的・効率的に地中熱利用を実施可能な適地を抽出する試みについて述べる。
研究対象地域の特徴：
地中熱利用の適地選定を行うための研究対象地域として，愛知県西部と岐阜県南部に広がる
濃尾平野を選定した。濃尾平野は 1950 年代から 1970 年代にかけて深刻な地盤沈下を経験していることから，都市域における地質・地下水情報が十分に整備されており，本研究を行うのに適した地域である。
結論・知見
地中熱交換型 GeoHP の適地選定手法を検討するため，濃尾平野における既存の地質・地下
水情報に基づいて主要な帯水層における地下水の流速分布について検討したところ，地下水のダルシー流速が>10-5m/s を示し，速い地下水流動によって地中での有効熱伝導率の向上が期待される地域は見いだされなかった。また，平野北東部と北西部の扇状地地域の広い範囲では，全体に礫層が多く，また帯水層での地下水のダルシー流速が>10-6/s を示し，設計年数を 1 年とすることにより必要とする井戸の長さを節約できる可能性がある。一方，平野南西部では，地下水のダルシー流速が≦6.3×10-7m/s を示し地域が広く分布しており，帯水層以外の地層でも地下水流動が緩慢であることから，季節間蓄熱の可能性が期待される。

- 335 -

Appendix-2
文献番号

日本地熱学会誌-08

タイトル「北海道天北地方幌延地域の新第三系珪藻質泥岩中の続成鉱物の分布」

著者

甲斐邦男・前川恵輔

掲載誌

日本地熱学会誌

年・巻・号・2008 年

第 30 卷 第 3 号

分野

地熱

☐石油・ガス

対象

☐水平坑井

分類 1

事例

分類 2

原位置

掲載ページ

p.205～214☐CCS・メタンハイドレート

鉛直坑井 ☐空洞・トンネル

☐理論

☐土木

☐その他

☐計測・試験 ☐解析・シミュレーション

☐室内

☐その他

☐その他

☐机上 ☐その他
概要

本研究においては幌延地域の調査孔で取得された X 線回折鉱物分析・岩石の薄片観察のモード分析・岩石の化学組成に基づき(山本ほか，2002a，b，2004a，b，c，2005a，b，c)，黄鉄鉱
や炭酸塩鉱物の相対的な量の深度変化の把握を試み，これらの鉱物による地質区分を検討した。
また，深部塩水系地下水でのこれらの鉱物の安定性をもとに，鉱物量と地下水の Cl-濃度の深度変化から淡水系地下水と塩水系地下水の流動に関する検討を，地下水理地質構造のモデル化に関する研究の一環として行った。
・これまでの地質，地球化学的研究の概要(1)地質と続成作用(2)地下水の特徴(3)地下水と変質鉱物の反応
・変質鉱物の相対的な含有量について(1)黄鉄鉱，炭酸塩鉱物の相対的な含有量(2)X 線回折(XRD)鉱物分析(3)薄片観察(モード分析，薄片観察)(4)岩石中の TIC(全無機炭素量)(5)岩石中の硫酸塩(SO42-)含有量(6)岩石中の(Fe2+/全 Fe)比;(Fe 比)・変質鉱物(黄鉄鉱，炭酸塩鉱物)の深度分布(1)黄鉄鉱の相対的な含有量(2)炭酸塩鉱物の相対的な含有量
・地下水と鉱物の深度変化
・地下水流動モデル
結論・知見
XRD 鉱物分析，薄片によるモード分析と観察，岩石中の TIC，Fe 比，SO42-を用いて黄鉄鉱と炭酸塩鉱物の相対的量の深度変化を総合的に評価した結果，黄鉄鉱や炭酸塩鉱物は深部の塩水系地下水領域では浅部の淡水系地下水領域より多く認められた。黄鉄鉱や炭酸塩鉱物の深部
塩水系地下水での安定性をもとにすると，浅部の淡水系地下水領域では溶解により減少してい- 336 -

Appendix-2
ると判断される。また，鉱物分布の深度変化と淡水系地下水と塩水系地下水の深度変化に不一致が見られ，これは淡水系地下水と塩水系地下水の流動を示す可能性がある。

文献番号

日本地熱学会誌-09

タイトル「水素，酸素同位体比からみた上の岱地熱発電所地熱水の特徴と地下での挙動」

著者

松葉谷

掲載誌

日本地熱学会誌

年・巻・号・治・岩田峻・高須一贋・鈴木2009 年

第 31 卷

分野

地熱☐石油・ガス

対象

☐水平坑井

分類 1

事例

分類 2

原位置

掲載ページ

第2号

勝・川原谷

p.95～106☐CCS・メタンハイドレート

鉛直坑井 ☐空洞・トンネル☐理論

浩・石山大三☐土木☐その他☐計測・試験 ☐解析・シミュレーション

☐室内

☐その他

☐その他

☐机上 ☐その他
概要

本論文では，上の岱地熱発電所で発電開始以来連続して観測してきた地熱水の水素，酸素同位体比，塩化物イオン濃度，比エンタルピーなどを詳しく解析し，地表から地下に還元する水の生産井への還流および地熱水の坑井への流入過程を考察し，地熱水の貯留構造や成因・起源を推定する。
・水蒸気の生産および分離熱水や冷却排水の地下還元
・同位体比および化学成分濃度分析用試料の採取法ならびに分析結果
・地下還元水の生産井への還流
・起源地熱水の特徴
結論・知見
上の岱地熱水はδD が-70～-73‰，δ18O が-10.2~-10.8‰で，天水起源の特徴を示す。上の岱の地熱水に乱同位体比の異なる３種類がある。この３種類の地熱水は，坑井毎に流入の割合が異なり，また流入深度も異なると推定される。そのような現象は，これらの地熱水がそれぞれ別個の割れ目を通って坑井内に流入することを示す。上の岱発電所では分離熱水や冷却排水が生産井地域から１ｋｍ以内に位置する還元井から地下に還元される。そのような還元水は特定の生産井に短時間，たとえば数ヶ月以内に，多量に例えば 20t/h も還流する。しかも、その際に地層から還元水 1kg 当たり 2000 kJ を超えるような多量の熱が付加される。

- 337 -

Appendix-2
文献番号

日本地熱学会誌-10

タイトル「地中熱利用適地の選定方法―その１―地下水流動・熱輸送解析と GIS を用いた
地中熱利用適地マップの作成」

著者

内田洋平・典田佑季・藤井

掲載誌

日本地熱学会誌

年・巻・号・

2010 年

第 32 卷 第 4 号

分野

地熱

☐石油・ガス

対象

☐水平坑井

分類 1

事例

分類 2

原位置

掲載ページ

光・宮本重信・吉岡真弓

p.229～239☐CCS・メタンハイドレート

鉛直坑井 ☐空洞・トンネル

☐土木

☐その他

☐計測・試験 解析・シミュレーション

☐理論
☐室内

☐その他

☐その他

☐机上 ☐その他
概要

本研究では福井平野における地中熱利用を想定し，現地調査によって得られたデータを基に三次元地下水流動・熱輸送解析を実施した。そして，地理情報システム（GIS）を用いて，得られた解析結果（地下水流速，地下温度分布），水文地質情報（砂礫層分布，地下水面深度），および地上の情報（人口密度，土地利用区分）をまとめ，地中熱利用における適度を評価するた
めに適地マップの作成を試みた。
・研究対象地域の概要および地下温度構造
・地下水流動・熱輸送解析
・地中熱利用適地の選定等について述べる。
結論・知見
福井平野において,地士回報として土地利用区分を，地下情報として地下水流動・熱輸送解析
により得られ九地下水流速分布および地下温度分布，地表面から地下水面までの距離，地表面
下 50m までの地層に占める砂礫層の割合を用いて，地中熱利用適地マップを作成した。その結果，以下の知見が得られた。
（1）作成された適地マップは平野部において 6 つの階級に区分され，九頭竜川の北域および南域，足羽川の東域および西域において高い適度が示された。反対に，足羽川の北域においては低い適度となった。
（2）本地域における適度の決定要因は，冷暖房利用および融雪利川ともに地下水面の深さと櫟層の割合が影響を及ぼしていると考えられる。
（3）地下水流動・熱輸送解析結果上り，本地域の大部分では地下水流速が 10-5m/s 以下であり，移流の効果による採熱量の増大は見込めない耽季節閧蓄熱の可能性が期待される。

- 338 -

Appendix-2
文献番号

日本地熱学会誌-11

タイトル「地中熱利用適地の選定方法―その２―地下水流動・熱輸送解析を用いた熱交換量マップの作成」

著者

吉岡真弓・内田洋平・奥田佑季・藤井光・宮本重信

掲載誌

日本地熱学会誌

年・巻・号・

2010 年

第 32 卷

分野

地熱☐石油・ガス

対象

☐水平坑井

分類 1

事例

分類 2

原位置

掲載ページ

第4号

p.241～251☐CCS・メタンハイドレート

鉛直坑井 ☐空洞・トンネル

☐土木

☐その他

☐計測・試験 解析・シミュレーション

☐理論
☐室内

☐その他

☐その他

☐机上 ☐その他
概要

日本では，堆積層が発達し，豊富な地下水を有する地域が多い一方，その複雑な地質・水文
環境のため熱交換井の掘削費用が高価であり，設置の際の負担になっているのが現状である。
このような課題に対し，著者らは福井平野を対象に３次元地下水流動・熱輸送解析を行い，GIS（地理情報システム,Geographic information system）を用いて，得られた解析結果と地上の情報をまとめ，地中熱利川適地マップの作成を行った（内田ほか，2005）。本研究では，より具体的に各地の熱交換量を数値シミュレーションにより推定することで熱交換量マップを作成し，内田ほか（2010）による適地マップとの整合性や問題点について検討する。以下の事項について述べる。
・広域地下水流動および熱輸送解析
・熱交換量マップの作成
・熱交換量に影響を及ぼすパラメータ
・地中熱利用適地マップとの比較
結論・知見
福井平野を対象に内田ほか（2010）による広域地下水流動・熱輸送解析の結果を用いて地中
熱交換量マップを作成した。その成果は以下のようにまとめられる。
（1）地中熱交換量マップを作成するため，単一熱交換井モデルを作成し，福井平野全域の広域
地下水流動・熱輸送解析結果で得られた地下水流速，地下温度分布を初期条件，境界条件として与え，地域的な水文環境を考慮した地中熱交換量の試算を行った。
（2）福井市周辺の十数 km 四方の範囲において 13 地点での熱交換量を計算した結果，融雪利用時で最大 1.3 倍，冷暖房利用時で 1.3～1.4 倍の熱交換量の差が生じる結果となった。
（3）得られた熱交換量マップと地盤熱源ポテンシャル地下水面以深の地層に対する砂礫腦の占める割合および平均地下温度の分布を比較した結果，地下水面以深の砂礫層の割合が，熱交換量マップと調和的であることが分かった。
（4）内田ほか（2010）による地中熱利川適地マップと，本研究で作成した熱交換量分布を比較した結果，両者が同様の分布傾向であることが示された。一方，詳細に比較すると，各計算地
点での熱交換量と適度の関係が一致していない地点も存在した。

- 339 -

Appendix-2
最終的には，他の平野や地域においても同様に熱交換量マップと地中熱利用適地マップおよび水文地質環境との比較検討を進めることによりで，より簡便な手法で作成できる地中熱利川
適地マップの高度化に繋げる予定である。

文献番号

日本地熱学会誌-12

タイトル

温泉帯水層と地熱貯留層との水理・熱的関係についての温泉地化学的手法による分類」

著者

安川香澄・野田徹郎

掲載誌

日本地熱学会誌

年・巻・号・

2017 年

第 39 卷

分野

地熱☐石油・ガス

対象

☐水平坑井

分類 1

事例

分類 2

原位置

掲載ページ

第4号

☐CCS・メタンハイドレート

☐鉛直坑井

☐理論

p.203～215☐空洞・トンネル

☐土木

☐その他

☐計測・試験 ☐解析・シミュレーション

☐室内

☐その他

☐その他

☐机上 ☐その他
概要

地熱資源を有効に利用していくための理学・工学的アプローチが必要である。本文ではこの側面に焦点を当て，温泉地化学的手法に基づいた，地熱貯留層周辺の水理環境保全に係る考え方を提案する。
・環境省事業「温泉共生型地熱貯留層管理システムの実証研究」における関連研究
・温泉分類法及び判別フローの改良
・実フィールドへの適用例：大分県九重地域
結論・知見
地熱開発の際は，周辺の水理環境に影響を及ぼさないよう細心の注意が必要である。温泉帯
水層と地熱貯留層との水理的関係は，①同一熱水型，②熱水滲出型，③蒸気加熱型，④伝導加熱型と⑤独立型（無関係型）という五つのタイプの簡易な構造モデルで表すことができ，タイ
プ①が最も地熱開発の影響可能性が高く，タイプ⑤は影響可能性が無い。タイプによって影響の仕方も異なるため，温泉帯水層の保護のために推奨されるモニタリング項目が異なる。特定の地熱貯留層と温泉帯水層との水理的関係がどのタイプに属するかは，温泉水の温度と地化学特性によって，おおよそ判別することができる。

- 340 -

Appendix-2

文献番号

日本地熱学会誌-13

タイトル「トレーサー試験による大霧地区地熱貯留層の水理構造特性評価」

著者

髙山純一・田中俊昭・糸井龍一

掲載誌

日本地熱学会誌

年・巻・号・

2017 年

第 39 卷

分野

地熱☐石油・ガス

対象

☐水平坑井

分類 1

事例

分類 2

原位置

掲載ページ

第3号

p.129～140☐CCS・メタンハイドレート

鉛直坑井 ☐空洞・トンネル

☐土木

☐その他

☐計測・試験 解析・シミュレーション

☐理論
☐室内

☐その他

☐その他

☐机上 ☐その他
概要

本研究は，断裂系の分布が坑井掘削や掘削結果の評価により比較的明らかとなっている大霧地区において繰り返し実施されているトレーサー試験結果を解析し，還元熱水の流動経路と断裂系の分布を併せて検討することにより，貯留層内における還元熱水の流動挙動を解明することを目的とする。
・大霧地区の貯留層構造
・トレーサー試験の概要
・トレーサー試験結果
・複数流路モデルによる解析
・試験・解析の考察
本研究では，2008 年と 2011 年に大霧地区で実施した 2 本の還元井（D3，E6）に対するトレーサー試験結果を検討し，さらに複数流路モデルを用いた解析を行った。
結論・知見
新孔の生産開始に伴い，深部断層群からの生産量が増えたことで No.2 断層群の貯留層圧力が低下し，これにより還元域から生産域への還元熱水の流速を加速したと考えられる。一方，
No.2 断層群の貯留層圧力低下により，銀湯断層との圧力差が縮小し，深部断層群迂回ルートにより銀湯断層へ流入する還元熱水の流路が長くなった可能性がある。

- 341 -

Appendix-2

文献番号

日本地熱学会誌-14

タイトル「長良川扇状地の地下温度分布と地中熱利用の適地評価」

著者

大谷具幸・水野貴仁・香田明彦

掲載誌

日本地熱学会誌

年・巻・号・

2019 年

第 41 卷

分野

地熱☐石油・ガス

対象

☐水平坑井

分類 1

事例

分類 2

原位置

掲載ページ

第4号

p.121～133☐CCS・メタンハイドレート

鉛直坑井 ☐空洞・トンネル

☐土木

☐その他

☐計測・試験 解析・シミュレーション

☐理論
☐室内

☐その他

☐その他

☐机上 ☐その他
概要

本論文では、地下水流動に伴って地下温度が変動する地域で地下温度観測を行い，地下温度
分布とその変化を示すとともに，それらが地中熱利用の効率に与える影響を明らかにすることを目的とする。長良川扇状地の地質学的・水文地質学的特徴、調査手法、観測結果、考察を述べ、以下の点を検討した。
(1)温度プロファイルから推定される地下水の側方流動の分布(2)地下水の側方流動に伴う温水塊・冷水塊の移動(3)地下温度変動が地中熱利用に与える役割
結論・知見
長良川扇状地に設置されている消防用井戸 17 本を対象として，地下温度観測を月 1 回の頻度で 1 年間実施した。その結果，地下水の涵養域に近い地域では深度 10m 以深で地表面の温度変化以外の原因による地下温度の季節変化が見いだされた。これは地下水の側方流動に起因するものと考えられる。地下温度の季節変化は正弦波で近似でき，この正弦波から位相差，年間温度変動幅，年間平均温度を求めた。その結果，各観測井において地下水の側方流動に伴う
地下温度変動が認められる代表深度において，長良川の南側では推定される涵養域から離れるに従って位相差は 0.22 年から 2.26 年，年間温度変動幅は 13.7 ℃から 0.2 ℃，年間平均温度は15.4 ℃から 17.5 ℃に変化するのに対して，北側ではその傾向が不明瞭であることが見いだされた。

- 342 -

Appendix-2
地下水の側方流動は主として完新世の礫層で生じており，温水塊・冷水塊の平均移動速度は
河川南側では 8.5×10-5 m/s であり，最大値は 1.5×10-4 m/s，最小値は 6.8×10-5 m/s と推定される。また扇頂から扇央への移動速度は 1.1×10-4 m/s，扇央から扇端へは 4.0×10-5 m/sと推定される。このように温水塊・冷水塊が帯水層内を移動することにより，いくつかの地点
では外気温と地下温度の変動が約 0.5 年の位相差を生じ，そのうち年間温度変動幅が 5.1 ℃以上の地点でオープンループ方式の地中熱利用システムを利用すれば COP が 7.0 以上の高い値となることが推定される。

文献番号

その他 1

タイトル

「我が国における地下岩盤内の初期地圧状態－応力解放法による実測データに基
づく－」

著者

長 秋雄・国松 直・金川 忠・藤井真希・横山幸也・小川浩司・田仲正弘

掲載誌

地質調査研究報告

年・巻・号・2009 年

第 60 巻

分野☐地熱☐石油・ガス

対象

水平坑井

分類 1

事例

分類 2

☐原位置

掲載ページ

第 7/8 号

p.413-447☐CCS・メタンハイドレート

鉛直坑井 ☐空洞・トンネル

☐理論

☐土木

☐その他

計測・試験 ☐解析・シミュレーション

☐室内

その他

☐その他

机上 ☐その他
概要

国内の初期地圧測定事例集。水平最小主応力σHmin と被り深さ h の関係が示されている。
被り深さ 600m 以浅の水平最小主応力 σHmin は，岩石区分による大きな相違は認められず，
被り圧程度（被り圧の約 0.5 倍～約 1.5 倍）の値となっている。
被り深さ 900m 以深での値（火成岩 1 データ，変成岩 8 データ）は，被り深さ 600m 以浅での傾向を外挿した値より小さい。
結論・知見
被り深さ h との関係を，原点を通る直線で近似すると次のようになる。

- 343 -

Appendix-2

土被り深さと最小主応力比

文献番号

その他 2

タイトル

わが国における安全な地層処分の実現－適切なサイトの選定に向けたセーフティケースの構築－付属書 3-13 検討対象
母岩の設定

著者

NUMO

掲載誌

NUMO 包括的技術報告

年・巻・号・
掲載ページ

2021 年 2 月

分野

☐地熱

対象

☐水平坑井

分類 1

☐事例

分類 2

原位置

☐石油・ガス
☐鉛直坑井

☐理論
室内

土木

☐CCS・メタンハイドレート☐空洞・トンネル

その他

その他

計測・試験 ☐解析・シミュレーション☐その他☐机上 ☐その他
概要

NUMO（2021）では，日本の地質環境情報を収集し，地質の特徴を明確にする観点から区分したいくつかの岩種（新第三紀・先新第三紀堆積岩類，新第三紀・先新第三紀火山岩類，新第三紀・先新第三紀深成岩類 （以下，深成岩類），変成岩類など）における主要な地質環境特性に係る統計量を算出している。
結論・知見
岩種別の熱的特性，水理学的特性，物理的特性および力学的特性に係る統計量を表に示す。

- 344 -

Appendix-2- 345 -

修正箇所一覧
2024 年 1 月
下記の通り修正させていただきます。

該当ページ

修正内容

修正前

（該当行等）

3 桁区切り記号「,」追加 p.81, p.133,

p.178, p.206

修正後

000

,000

15、000 円

15,000 円

3 桁区切り記号修正

p.266

余分な半改行削除

p.44（9 行）

コスト比較結果修正

p.281（11 行）

40 億円以上

約 30 億円

p.281（13 行）

6 分の１

7 分の 1ラ テ ラ ル 坑 井 の 片 側 長 p.282（図 4.4-5 設定条件） 約 3.25km

約 3.4km

さ変更
p.282（表 4.4-5）

3.3km

鉛直坑掘削費の修正、ド p.282（図 4.4-5 設定条件） 76.8 億円
ル円レートの統一

ドル円レートの統一

3.4km
83.8 億円

1US$=130 円

1US$=139.8 円$500 万$500 万×2$5493 万$5993 万7.2 億円

7.7 億円

28.0 億円

30.1 億円

p.282（図 4.4-5 感度分析結 14.7～41.8

15.8～44.9

6.0～13.7

6.4～14.7

果の範囲）

変 更 し た 数 値 に よ る 再 p.282（図 4.4-5 発電コスト 30.1

32.6

9.7

10.4

27.7

32.3

8.9

10.3

0.8

0.3

0.8

0.1

77 億円

70 億円

10.5 億円

12.0 億円

1.3～1.6 億円

1.4～1.7 億円

48 億円

31.4 億円

1,445kW

1,150kW計算

ドル円レートの統一

コスト比較結果修正

計算シートによる計算）

p.282（表 4.4-5）

p.282（表 4.4-5）

以上346