スケールモデルによる都市キャノピーのエネルギー交換過程に関する野外

スケールモデルによる都市キャノピーのエネルギー交換過程に関する野外実験
武藤順※
Field experiments on energy exchange process in urban canopy layer using scale model
Jun MUTOU
N
1.研究目的市街地では建物による凹凸で気流性状が複雑
August
NNW 30%
NW
に変化し、また太陽高度により日向･日陰の分布も時々刻々
部空間に形成される温熱環境を把握するためには、このよ
ESE
SSE
S
建物表面から大気への乱流熱輸送の評価手法としては、
くなるという欠点がある。そこで、乱流 flux を精度よく測
SE
SSW
体の熱環境を考える上でも重要な課題である。
評価における誤差が集積する結果となるため、誤差が大き
E
WSW
SW
層)内での熱輸送メカニズムの解明が不可欠であり、都市全
方法が一般的であるが、正味放射量(Rn)及び伝導 flux(G)の
ENE
0%
うな複雑な場であるキャノピー層(屋根の頂点から下の気
乱流熱flux(H)を地表面熱収支の残差 H=Rn‐G として導く
NE
10%
W
北緯：36.017°
東経：139.719°
NNE
20%
WNW
変化する。われわれの生活空間として重要な都市の建築外
N
S=1／50
大きさは 12m×12m で、
卓越風向と平行に設計さ
れている。15cm の立方体
コンクリート桝をグロス
建蔽率 25％となるように
1600 個を幅員 15cm に等
間隔に配置。
December
NNW 30%
NW
20%
WNW
N
NNE
NE
ENE
10%
E
0%
W
WSW
ESE
SE
SW
SSW
SSE
S
Fig.1 Observation site and wind rose.
Wind
定する方法として熱伝達と物質伝達のアナロジーを利用す
るアプローチがあり、すでに風洞実験に適用されてきた 1)。
しかしながら、風洞実験では乱流スケールも自然風とは異
濾紙試料設置場所
なるし、風向変動を作り出すこともできないため、実現象
長短波放射計位置
への適用には限界がある。またアナロジーの妥当性につい
ても、これまで単純な流れ場でしか検証されていない。
熱流板設置位置
本研究では、本学キャンパスの拡張地に「戦略的創造研
究推進事業(CREST)」として完成した観測サイト(Fig.1)の
スケール 1／50 のモデル街区(実寸法 7.5m コンクリート構
造建物街区と想定)を作製し、アナロジー利用の実験手法(濾
紙面蒸発法)を用いて乱流 flux の野外実験を行い、自然風下
での輸送速度のふるまいを構成面別に評価を行った。
超音波風速温度計
熱電対設置位置
2.実験概要街区の日射量等を測定するため、高さ 70cm
に長短波放射計を設置して常時測定。都市キャノピー構成
面である 4 方向の鉛直壁面、屋上面、床の建物間面、交差
点面の計 8 面の伝導 flux(G)と表面温度(Ts)を測定するため、
熱流板を各面に貼り付けた。風下側(季節により設置位置を
変更)に熱電対を鉛直方向に設置(Fig.3)。また超音波風速温
度計を高さ 30cm に設置した(設置高さの決定理由は後述す
る)。濾紙面蒸発法に用いる試料は、アクリル板に 1mm 厚
の濾紙を貼り付けたものを使用した(Fig.4)。この試料は側
Fig.2 Model setting and the position of measuring instruments.
5H
Temp15
4H
Temp14
Temp13
Temp10
Temp8
Temp6
Temp4
る。濾紙を十分湿らせた後、濾紙表面直下に表面温度を測
Temp2
Temp0
た。測定対象位置に試料を夏季 20 分間、秋季 30 分間、数
Temp17
Temp16
面にコーティングを施し、表面以外からの蒸発を防いでい
定するためサーミスタ温度センサ(1／100℃精度)を挿入し
6H Temp19
Temp18
Temp12
Height　（mm）
900
Temp18
825
Temp17
750
Temp16
675
Temp15
600
Temp14
550
Temp13
500
Temp12
450
Temp11 412.5
Temp10
375
Temp9
337.5
Temp8
300
Temp7
262.5
Temp6
225
Temp5
187.5
Temp4
150
Temp3
125
Temp2
75
Temp1
25
Temp0
0.5
Temp19
Temp11
Temp9
Temp7
Temp5
Temp3
Temp1
3H
2H
1H
Fig.3 Thermo-couple installation for vertical profile.
※建築学専攻
148mm
1mm
1mm
Filter Paper
150mm
日射量等を測定。さらに水分蒸発量を電子天秤(1mg 精度)
で秤量した。試料の運搬および秤量中は水分蒸発を防ぐた
150mm
1mm
1mm
150mm
面ずつ同時に設置し(Fig.5)、その間の気温、湿度、風速、
め密閉袋を用いた。屋上面は基準面として常に測定した。
150mm
Filter paper
3.風洞実験と野外実験における輸送速度の比較検討
Fig.4 Sample for water evaporation method.
3－1．自然風の把握自然風の特性を把握するため、濾紙
面蒸発実験中の風向を 0.1 秒毎に求め、その標準偏差と頻
Roof
度分布、および風速との関係をプロットした(Fig.6)。風速
Wall
の増加に伴い、風向の振れ幅が小さくなる傾向が見られ、
Gap B
Intersection
Gap A
Wind
強風時ほど風向が安定している。平均的には主風向に対し
±30°程度の振れ幅で変化していることがわかる。
3－2. 野外での濾紙面蒸発法の妥当性 Fig.7 は、取得でき
たデータの条件範囲を示すため、壁面、屋上面、建物間面、
交差点面の 4 グループについて、風速と風向についてプロ
ットしたものである。横軸の風向は、図中に示す各測定面
Fig.5 Position of sampling surface.
3.5
SD20～40°
3.0
SD40°以上
35%
次に、秤量による蒸発量(E)と表面温度、気温・湿度から、
30%
次式を用いて物質輸送速度 WT(=CEU)を算出した。輸送速
2.5
25%
2.0
20%
Regression line
1.5
15%
度 WT(m/s)を風速 U(m/s)で除して無次元化したものは、ス
カラー輸送のバルク係数 CE と呼ばれる。
E = WT ( ρs − ρa ) = C E U ( ρs − ρa )　［g/m 2 ⋅ s］
1.0
10%
0.5
5%
WT : 輸送速度　［m/s］
ρs : 表面の飽和絶対湿度　［g/m 3］　0.0
0%
C E : バルク係数　［無次元］
ρa : 空気の絶対湿度　［g/m 3］　0
15
30
45
60
75
90
U : 風速　［m/s］
105 120 135
(1)日射影響の検討日射のある条件で濾紙面蒸発法にお
Wind Direction SD　（DEGREE）
Fig.6 Standard deviation frequency of wind direction
and its relation to wind speed.
ける表面温度測定に誤差が生じていないかを確認するため、
日射とバルク係数の関係を検討した(Fig.8)。日射量の増加
：SD20°以下　：SD20～40°　：SD40°以上　：1m/s以下
0°
Wind
Wind
180°
3
2
1
0
Wall
3
ク係数がほぼ一定となっている。すなわち、1m/s 以上の
2
風速条件では建物による形状が流れ場を決める支配的要
1
因となっており、十分乱れた乱流条件とみなせることを意
0
0°
90°
2
1
0
30
45
60
75
Gap Wind Direction　（degree）
30
Wind
3
15
15
90
45
Wind Direction　（degree）
Roof
4
0
した(CH については後述する)。風速 1m/s 以上ではバル
0
0°
45°
SD20°以下：　Ｎ＝ 2
SD20～40°：　Ｎ＝23
SD40°以上：　Ｎ＝ 4
Wind Velocity　（m/s）
Wind Velocity　（m/s）
SD20°以下：　Ｎ＝ 4
SD20～40°：　Ｎ＝49
SD40°以上：　Ｎ＝ 9
Wind
面について、
風速とバルク係数 CE との関係を Fig.9 に示
4
30 60 90 120 150 180
Wind Direction　（degree）
(2)バルク係数の風速依存性最もデータ数が多い屋上
3
2
1
0
15
(3)大気安定度の影響物質輸送が浮力による影響を受け
ているかを確認するため、
風の効果(慣性力)に対する浮力の
：SD20°以下　：SD20～40°　：SD40°以上　：1m/s以下
4
0
味している。
Bulk Transfer Coefficient
4
0
45°
SD20°以下：　Ｎ＝15
SD20～40°：　Ｎ＝99
SD40°以上：　Ｎ＝25
Wind Velocity　（m/s）
Wind Velocity　（m/s）
SD20°以下：　Ｎ＝ 6
SD20～40°：　Ｎ＝23
SD40°以上：　Ｎ＝ 8
に伴う系統的なズレは認められなかった。
0°
30
Intersection Wind Direction　（degree）
Fig.7 Acquired samples for each type of surface.
45
0.04
Wall
0.03
0.02
0.01
0.00
0
200
400
600
800 1000
2
Shortwave Radiation　（W/m ）
Bulk Transfer Coefficient
Wind Velocity （m/s）
ごとに定義した角度に変換した風向を表している。
40%
SD20°以下
Frequency （％）
4.0
0.04
Roof
0.03
0.02
0.01
0.00
0
200
400
600
800 1000
2
Shortwave Radiation　（W/m ）
Fig.8 Relation between bulk transfer coefficient and
shortwave radiation (left: wall, right: roof).
CE
E
0.03
0.02
0.01
0.00
0
1
2
3
4
Bulk Transfer Coefficient
：SD20°以下　：SD20～40°　：SD40°以上　：1m/s以下
CH
H
Bulk Transfer Coefficient
Bulk Transfer Coefficient
0.04
0.04
Wall
0.03
0.02
0.01
0.00
-0.2 0.0
5
0.2
0.4
0.6
0.8
0.04
Roof
0.03
0.02
0.01
0.00
1.0
-0.2 0.0
0.2
Rb
Wind Velocity　（m/s）
0.4
0.6
0.8
1.0
Rb
Fig.10
Relation between bulk transfer coefficient and bulk
Richardson number (left: wall, right: roof).
Fig.9 Wind speed dependency of the roof bulk transfer .
野外実験値【　：SD20°以下　：SD20～40°　：SD40°以上　：1m/s以下】　：風洞実験値
1.0
0.8
0.6
1.4
0.4
1.4
Gap
1.2
WT / WTs
Wall
1.2
WT / WTs
WT / WTs
1.4
1.0
0.8
0.6
0.4
0
30
60
90 120 150 180
Intersection
1.2
1.0
0.8
0.6
0.4
0
Wind Direction　（degree）
15
30
45
60
75
90
0
15
Wind Direction　（degree）
30
45
Wind Direction　（degree）
2
H【Rn-G】　（W/m ）
(C E )
野外実験（CE）
0.012
0.009
Wall NW
-2
0.006
-1
0
1
2
3
100
80
60
40
20
0
-20
4
Wall NE
-2
-1
Ts-Ta　（℃）
30
60
90
120
150
180
Wind Direction　（degree）
Fig.12 Comparison of wind direction dependency of the
bulk transfer coefficient.
100
50
0
-50
-2
効果の比を表すバルク･リチャードソン数 Rb を次式に
gZ Ta －Ts
×
Rb =
T
U2
g : 重力加速度　［m/s2］　Ts : 表面温度　［K］ Z : 温度測定高さ　［m］　Ta : 気温　［K］ T : 平均温度　［K］ Rb が負になるほど浮力による自然対流が卓越することを
意味するが、そのような系統的な傾向は見られなかった。
めた。既に得られている風洞実験値との比較を Fig.11 に示
す。風向の振れ幅に関係なく、風速 1m/s 以下を除くと、壁
面は風洞実験値と全体傾向が概ね一致することがわかった。
しかし、交差点面や建物間面ではバラつきがまだ大きく、
風向変化の確認までには至らなかった。
4．物質輸送速度と熱輸送速度のアナロジーの検証
4
6
8
100
50
0
-50
-2
0
2
4
-2
60
40
20
0
-20
-40
-60
6
Gap B
0
-20
-40
1
2
3
3
0
2
4
6
8
3
4
Gap A
-1
0
1
2
Ts-Ta　（℃）
40
0
2
Wall SW
Ts-Ta　（℃）
20
1
Ts-Ta　（℃）
Roof
150
-4
2
H【Rn-G】　（W/m ）
上面の物質輸送速度(WTs)から輸送速度比(WT／WTs)を求
2
200
3－3．風洞内と自然風下の輸送速度の比較壁面、建物間
面、交差点面の物質輸送速度(WT)と同時に測定していた屋
0
250
200
150
100
50
0
-50
Ts-Ta　（℃）
2
H【Rn-G】　（W/m ）
より算出し、バルク係数との関係を検討した(Fig.10)。
Wall SE
150
2
H【Rn-G】　（W/m ）
0
200
2
H【Rn-G】　（W/m ）
0.000
0
Ts-Ta　（℃）
2
H【Rn-G】　（W/m ）
0.003
2
H【Rn-G】　（W/m ）
Bulk Transfer Coefficient
0.015
100
80
60
40
20
0
-20
2
H【Rn-G】　（W/m ）
Fig.11 Change of the normalized transfer velocity due to wind direction.
(C H )
野外実験（CH）
風洞実験
4
5
60
40
20
0
-20
Intersection
-40
-1
Ts-Ta　（℃）
0
1
2
3
4
Ts-Ta　（℃）
Fig.13 Relation between the sensible heat flux and the
surface-air temperature difference.
4－1．スカラー輸送のバルク係数と熱輸送のバルク係数の成面から輸送される顕熱 flux(H)を算出した。次に、この構
比較各構成面について熱流板で測定している伝導成面別の H と構成面の表面温度(Ts)および気温(Ta)から、
flux(G)と、多重反射を考慮した放射モデル計算から求めた
正味放射量(Rn)より、熱収支式の残差 H=Rn‐G として構
面別の熱輸送のバルク係数 CH を算出した (バルク法)。
H = c p ρC H U (Ts − Ta )　［W/m 2］
c p ρ : 空気の体積熱容量　［J/m 3 ⋅ K］
C H : バルク係数　［無次元］
1000
ることがわかる。
ルク係数 CE、およびバルク法より算出した熱輸送のバル
分の flux への寄
ク係数 CH、と風向との関係を Fig.12 に示す。CH につい
与が、渦相関法で
ては、やはり CE に比べバラつきが大きく、風向による関
は十分評価でき
係は検討できなかった。次に、二つのバルク係数の風速
ていないためと
に対する変化を比較するため、屋上面についての CH と風
思われる。
速との関係を CE 同様 Fig.9 にプロットした。両者の変化
5－3．構成面別
はほぼ一致することから、風速依存性に関してはアナロ
の顕熱 flux 寄
ジーが検証できた。
与率
4－2．熱収支法における誤差要因について CH の誤差が
面からの顕熱 flux
200
何によるものかを調べるため、各構成面について顕熱
がどのような割合
160
flux と温度差(Ts－Ta)の関係をプロットした(Fig.13)。壁
かを見るために、屋
面については相関関係が見られるものの、床面について
上面、壁面、床面に
顕熱 flux と温度差に関係が見られない。従って、特に床
ついて分け、その時
40
面に関しては、flux の推定精度に問題があることがわか
間変化を示した
0
った。
(Fig.16)。太陽高度
-40
5．建物表面から輸送される顕熱量積算値と上空通過顕熱
の低い冬季では、鉛
flux の比較検討
直壁面の寄与が大
5－1．渦相関法の測定高さの検討渦相関法とは、超音
きく、床面の比率は
波風速温度計で測定される風速の鉛直変動成分と温度変
小さくなっている。
に示す。高さ 150mm 以下の温度は、高さ 150mm(=H：
36
38
40
42
Temperature （℃）
Fig.14 Vertical profile of air temperature.
y = 0.737 x - 1.483
R2 = 0.995
1
Heddy （W/m2）
240
120
80
-40
0
40
80
120 160 200 240
Rn-G （W/m2）
Fig.15 Comparison of the sensible
heat flux by eddy correlation
method and the accumulated
heat release from all surfaces.
Jan. 5 , 2005
00
00
8:
00
9:
00
10
:0
11 0
:0
12 0
:0
13 0
:0
14 0
:0
15 0
:0
16 0
:0
17 0
:0
18 0
:0
0
7:
6:
5:
00
00
-40
4:
して気温を測定した。気温の鉛直プロファイルを Fig.14
34
0
00
00
の境界層を明らかにするため、熱電対を鉛直方向に設置
15:00
40
3:
が強くなり、空間代表性が得られなくなる。そこで街区
14:00
400
80
2:
なければならない。一方、低すぎると個々の建物の影響
120
00
00
の高さを捉え、その範囲内に超音波風速温度計を設置し
160
13:00
32
Roof
Wall
Street
eddy
1:
渦相関法では、都市キャノピーの熱影響をうける領域
12:00
600
0
各構成
200
0:
H = c p ρw ' t ' ［W/m 2］　w ' : 鉛直風変動成分　［m/s］
11:00
200
240
Rn-G ＆ Heddy　（W/m2）
t ' : 気温変動成分　［K］
Height （mm）
これは、長周期成
動成分から顕熱 flux を導く方法で、
次式より算出される。
10:00
800
壁面について、濾紙面蒸発法から算出したスカラーのバ
1：
風向による変化がもっとも顕著に現れると考えられる
Local Time
建物高さ)のコンクリート桝によるキャノピー層の温度
Fig.16 Contribution of each type of surface to total
sensible heat flux.
であり、その高さ付近に気温の急変域が存在する。約
6．まとめ平均風速が概ね 1m/s 以上の十分乱流が発達
400mm(=2.5 H)にもう一つの急変域が存在し、それ以上
した条件下では、物質輸送速度は風洞実験と概ね同様の
の高度ではほぼ等温となっている。この高さが地表面の
傾向を示した。熱輸送と物質輸送のアナロジー検証では、
影響を受けている境界層の上端と考えられる。このこと
熱収支法におけるバルク係数の推定誤差が大きく、風向
からスケールモデル街区の渦相関法の測定高さは
依存性については十分な検証には至らなかった。しかし
300mm(=2 H)が適切であると判断した。
ながら、屋上面の風速依存性に関しては概ね一致する傾
5－2．バルク法による顕熱量積算値と渦相関法により算
向が見られた。都市キャノピーを構成する各面から輸送
出した顕熱 flux の比較冬季の晴天時の観測データに
される顕熱量の積算値よりエリア平均 flux を算出し、境
ついて、熱収支の残差から算出した構成面からの顕熱
界層での渦相関法と比較した結果、長周期成分の影響で
flux の積算値(Rn ‐ G)と渦相関法より算出した顕熱
渦相関法が顕熱 flux を過小評価していることがわかった。
flux(Heddy)を算出し、両者の関係をプロットした(Fig.15)。
また、冬季の大気加熱に関しては、鉛直壁面の寄与が大
先の解析で、床面に誤差があったにもかかわらず、非常
きいことが明らかとなった。
に高い相関係数が得られた。ただし、プロットの傾きは 1
1)成田ほか『都市表面における対流物質伝達率に関する風洞実験』-都市域における建
物外表面対流熱伝達率に関する実験的研究(その 2)-日本建築学会計画系論文集
No.527 69-76 2000,1
を下回っており、渦相関法は顕熱 flux を過小評価してい
審査員(主査) 教授
審査員(副査) 教授
審査員(副査) 教授
成田健一
市橋重勝
川村清志

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