学術論文

日本ヒートアイランド学会論文集 Vol.10 (2015)
Journal of Heat Island Institute International Vol.10 (2015)

親水・吸水性塗膜を施した表面濡れ性が高いパッシブクーリング
ルーバーシステムの開発と屋外実験による基本性能の把握
Development of a Surface Wetting Passive Cooling Louver System with Hydrophilic and Water
Absorbing Coating Film and an Evaluation of its Fundamental Performance by Outdoor Experiment
平山 由佳理*1

太田 勇*1

梅干野 晁*2

Yukari Hirayama

Isamu Ohta

Akira Hoyano*1 ㈱ミサワホーム総合研究所 Misawa Homes Institute of Research and Development Co., Ltd.
*2 放送大学 The Open University of Japan
Corresponding author: Yukari HIRAYAMA，Yukari_Kezuka@home.misawa.co.jp
ABSTRACTA Passive cooling louver system (PC louver) coated with hydrophilic and water absorbing film is developed inorder to form cool microclimate in outdoor and semi-outdoor spaces. The PC louver was designed to shade direct solar
radiation, provide radiation cooling and cool airflow. The results from the PC louver’s outdoor experiment show thatwhen more than 1 kg/h of water evaporated per vertical surface area (m2) during the day, PC louver’s surface temperature
was kept approximately to the ambient wet bulb temperature throughout the day, and air temperature passing through the
PC louver decreased by -3 °C at most when enough water was supplied to wet the whole PC louver’s surface.
キーワード: 蒸発冷却，ルーバーパーティション，アルミ，多孔質材，光触媒
Key Words : Evaporative cooling，Louver partition，Alumina，Porous medium，Photocatalyst

１.はじめにと微気候形成の観点から，面構成の設計自由度が高く，日射遮蔽と通風性を有するルーバーパーティションに着目して研究開発を行う。
本研究では，上記ルーバーに潅水するシステムを含めて「パッシブクーリングルーバーシステム」（Passive Cooling
Louver System，以下 PC ルーバー）と呼び，PC ルーバーの開発および PC ルーバーを適用した空間における微気候を予測・評価する手法を構築することを目的に，以下の項目について検討を行っていく。①PC ルーバーの基本構成の提案と基本性能の把握，②PC ルーバーにより形成される微気候の予測・評価手法の構築，③実在空間における PC ルー

夏季日中の暑さが深刻化する中，空調機器等に頼らずに涼を得る方法として，屋外におけるクールスポットの形成とその利用が注目されている(1)～(3)。建築外部空間にクールスポットを形成する手法の一つとして，近年では蒸発冷却手法を壁体や壁面にも適用させる技術が開発されている。
白井らによる透水性・保水性孔あきレンガ(4)や梅干野らによる高揚水性セラミックパイプ(5)を用いた蒸発冷却壁体シ
ステム（Passive Cooling Wall，以下 PCW）は，吸水した壁
体から水が蒸発する際に奪う気化熱によって壁体が冷却され，壁体からの冷放射と，壁体を通過する空気の冷却による冷気の生成が期待できる。しかしこれら PCW は吸水・保水性に優れたセラミックスを用いており，保水性を有す
日射
水の滴下と
遮蔽
表面濡れ
るが故に構造的に弱い等の課題がある。このため実用化に
冷放射向けて，構造強度および設計自由度を高めた蒸発冷却壁体システムの開発が求められていると言える。
市街地で暖められた風
表面の濡れ性状が冷却性能を規定する蒸発冷却手法においては，部材の表面を濡らすことができれば表面と基材のPCﾙｰﾊﾞｰ
素材を分けることができる。そして基材には，強度があり
により冷却
された風
（冷気流）
加工性や耐久性が良い材料を選ぶことができるようになる。
そこで本研究では，基材には近年外構部材に汎用的に用い
図 1 PC ルーバーの適用空間とクールスポット形成のイメージられているアルミ材を用い，部品としては，構造上の観点- 24 -

バーの適用空間の提案とその微気候の予測・評価。
本報では１つ目の項目として，PC ルーバーの基本構成の提案と基本性能の把握を行う。蒸発冷却性能を有する部材の基本性能として，まずルーバー全面に水が濡れ拡がる塗膜の開発と，日射遮蔽機能を有し，かつルーバー部材各段に水を受け渡すのに最適な断面形状について検討する。そして PC ルーバーの実証モデルを作製し，屋外実験によりその熱的特性を明らかにする。

表 1 多孔質材の粒度分布
粒径[μm]＜-300

300～500

500～1000

1000～2800

割合 [%]

7.3

23.0

63.6

6.1

光触媒
多孔質体 約0.5 mm
樹脂塗材 約 0.5 mm
アルミ基材 1.2 mm

図 2 アルミ材表層断面

２. 親水性・吸水性塗膜の開発
2.1 既往の蒸発面形成技術
建材の表面を濡らすには，前述したように吸水性のある

主成分

SiO2 66.7%

多孔質セラミック材等による毛細管力を利用した方法の他

嵩比重

0.40

に，化学的に表面組成を変えることによって親水性を高め

真比重

0.86

吸水率

55.8% (24h 浸水)

る方法がある。親水化技術のうち最も普及している手法の1 つに光触媒があり，その多くは防汚性を目的としている

1000
多孔質材

ものの(6)，近年では光触媒を外壁等に適用した場合の蒸発

樹脂塗材

100
[μm]

図 3 多孔質材の仕様と SEM 画像

冷却効果に関する報告も見られる (7)(8)。しかし既往の手法ではある大きな面を対象とする場合が多く，角材のように試験体は長さ 10cm のアルミ角材を用いた。まず全試験体

複雑な形状を対象に光触媒を塗布した例は見られない。

について，水滴下時の水の拡がり具合の観察を目視により行
2.2 親水性・吸水性塗膜試験体の作成った。水の滴下は実使用を想定して水道水とし，水平およびPC ルーバーでは，ルーバー部材の 4 面全てを濡らすことを目的として，基材のアルミ材に直接塗布可能なアクリル

3°の傾斜（詳細後述）を付けた試験体の 5cm 上方からスポ
イトで 1 g の水を滴下した。

性親水性樹脂塗料をベースに，光触媒もしくは多孔質材，続いて水拡散性の評価には，ケース A と B は液適法によ

さらにその両方を組合せた塗膜を検討した。そこで，A. 親り，水と試験体表面との間の接触角の測定（Dropmaster

水性樹脂塗材のみ，B. 親水性樹脂塗材＋光触媒，C. 親水

DM-301, 協和界面科学）を行った。一方，ケース C と D

性樹脂塗材＋多孔質材，D. 親水性樹脂塗材＋多孔質材＋光については，多孔質材に水が吸収されてしまうため接触角触媒の 4 ケースについて試験体を作成した。

の測定が不可能であることから，水滴下試験時の水の拡が光触媒は TiO2 を主成分とする現場吹付けも可能な常温りが良好であったケース D について吸水試験を行った。吸乾燥型を用いた。多孔質材は，毛細管力により水が孔隙内

水量は，吸水前後の重量差(ma)によって求めた。試験体は 2に吸水される径として，数～数十μm が好適であることか

体用い，まず 50℃で 2 時間乾燥させ重量を測定した後(m1)，

ら(9)，上記細孔径を有する多孔質材を選定した。またアル室温にならした 1L の水に浸水させた（図 3）。任意の時間

ミ材に接着する多孔質材として，平板の場合薄いと割れや浸水後，取り出してすぐに濡らした布で余分な水滴を拭い

すく，厚いと重量が嵩み構造設計上の問題が出てくることてから吸水時の重量(mi)を測定した。吸水量はルーバー部

から，薄い樹脂塗材を介して，粒状の多孔質材を付着させ材表面 1 m2 あたりの吸水量として下式の通り算出した。試ることとした。その際，粒状の多孔質材は樹脂塗材に混練

験片は重量測定後すぐにまた新しい水に浸水し，吸水量がしてから塗布すると樹脂が孔隙を塞いでしまうため，樹脂安定するまで繰返し測定を行った。

塗材を塗布した後，乾燥する前に多孔質材を吹付けて付着

ma = ( mi – m1 ) / A

させた。この手法では，原理的には接着層が部材表面のみ… (1)となり 1 層分しか多孔質材が付着しない（図 2）。このため

ma :吸水量[g/m2], m1 :乾燥重量[g], mi :浸水から i 時間後の重粒径は小さい方が高密度に付着できるため望ましいと言え

量[g], A :ルーバー部材表面積[m2]るが，①小さすぎると吹付けの際に舞ってしまう，②接着できるだけの吹付け圧が得られない，などの製造上の問題

2.4 評価結果が生じたため，粒子径の分布範囲が 300～1000μm である発

(1)水滴下後の水の拡がり

泡ガラスビーズを用いた（表 1）。選定した多孔質材の特徴

面に対しては良い拡がりが見られたが，ルーバー部材の 3°および多孔質材を塗布した試験体（ケース D）表面の SEMの傾斜で上方側面には水が拡がらない結果となった。ケー

（走査型電子顕微鏡）画像を図 3 に示す。

ス C は全方位に対して水が拡がったものの，ケース A,B よケース A,B は水平状態の上り水が拡がらない結果となった。一方，ケース D は多孔質
2.3 評価手法

材に吸水され，かつ多孔質材間を縫うように水が拡がる様- 25 -

子が見られ，表面から水（液面）が見えなくなるほどであった（図 4）。
(2)水の接触角 ケース A, B の試験体に対する水の接触
角は，ケース A は 43.2°と親水性を示したものの，ケース
B では 6.2°まで低下し，TiO2 による親水化の効果が顕著に現れた（図 5）。
(3)吸水試験① 親水性樹脂塗材② 親水性樹脂塗材+光触媒③ 親水性樹脂塗材+多孔質材④ 親水性樹脂塗材+多孔質材+光触媒

光触媒と多孔質材を両方組み合わせたケース D を浸水させた結果，最初の 1 時間で 170g/m2 吸水し，その後も吸水量は増加し続け，最大 450g/m2 まで増加した（図 6,7）。毛細管力による吸水は数～数十 μm の細孔が好適であるが，吸水量が安定するまでに数百時間を要したのは，図 3 の SEM 画像でも見られたように数～数十 μm より小さな細孔径の分布と細孔の構造に因ると推察される。こ

図 4 水滴下後の拡散性の観察(水平状態)のため水滴下直後の拡がりに対して全ての細孔が寄与して①親水性樹脂塗材② 親水性樹脂塗材+光触媒

1回目

43.0

7.8

2回目

44.5

4.7

3回目

42.2

6.0

性，多孔質材間の適当な距離（数～数十 μm），多孔質材の吸

平均値

43.2

6.2

水性，が合わさったケース D の仕様において，本研究で要

水滴と
接触角

いるわけではないが，相対的に径が大きい細孔から順次吸水していくものと思われる。
よって，光触媒による多孔質材および樹脂塗材表面の親水

求する角材の 4 面に対して水が濡れ拡がる性能が得られた。

ﾉｽﾞﾙ
接触角

水滴
試験体

３. パッシブクーリングルーバーの構成
図 5 PC ルーバー表面上の水の接触角

3.1 水の流れを考慮したルーバー部材の断面設計

600

具体の設計を行う上で，人の滞在空間としてテラス空間を
吸水量 [g/m2]

想定し，パーゴラに PC ルーバーを取り付けた場合の水の流れを図 8 に示す。ルーバー部材の断面は，蒸発冷却面として表面積をできるだけ大きく取るため，外構用アルミ材の中から奥行き 75mm，厚み 20mm の比較的薄い形状を選定した。

400

200
No.1
No.2

0

またルーバー部材を 3°テラス側に傾け，さらにテラス側側

0200

面を 45°切り込んだ菱形とした。これにより，パーゴラ梁から滴下した水のうち多孔質材に吸水されなかった水がテ

図 6 吸水試験の様子

ラス側側面をつたって下段の中央付近に滴下するよう誘導
し，水の拡がり易さや強風時の周囲への飛散防止に配慮した。
3.2 ルーバー部材の間隔
ルーバー部材の間隔は通過する空気の力学的抵抗，ルーバー表面と空気との対流熱伝達量，そして蒸発量にも影響

600

800

図 7 浸漬時間と吸水量

上段からの滴下

冷放射

10 mm
20 mm
クールルーバーに

3°

水の滴下と
保水性舗装
浸透濡れ

日射遮蔽

θ蒸散量が
< 13°

より冷やされた風

余剰水の流れ20
下段への滴下蔽を考慮して間隔を決定した。ルーバー部材間を直達日射

日射

クールルーバー

5.3 mm・親水性
・吸水性（毛管力）
・重力
による水の拡がりを与えるが，ここではエネルギー量が大きい直達日射の遮が透過し始める太陽高度を表 2 に示す。

400

浸水時間 [h]

テラス側

外部側

テラス側

55
75

市街地の
多い樹木
温められた風
散水
の生垣
ｼｽﾃﾑ

[mm]
潅水チューブ外部側

PC ルーバーに入射する日射の方位は，PC ルーバーに対

図 8 PC ルーバー表面の水の流れ 図 9 ルーバー部材の間隔と太陽高度（②開口幅 10mm）

して法線方向から入射する場合にルーバー部材間を通過す

表 2 ルーバー部材間を直達日射が透過し始める太陽高度

る距離が最短となり，日射遮蔽に対して不利になる。この

①

②

③

5

10

15

ため法線方向から入射する場合を想定して計算すると，①

実開口幅 [mm]

実開口幅を 5mm にした場合には，実開口率は 20%，直達

実開口率 [%]

20

33

43

日射が透過し始める太陽高度は 8°以下に抑えられる。し見付け開口幅 [mm]

0.3

5.3

10.3

かしルーバーに 3°の傾斜を付けているため，垂直投影面

ルーバー部材間を直達日射が透過し始める太陽高度 [˚ ]

8

13

18

上の開口幅（以下，見付け開口幅）は 0.3mm となり，正面から見た時に視線が抜けず閉塞感が生じる（表 2）。設置空- 26 -*

ルーバー材幅は 20mm

重要であるため，②実開口幅を 10mm に拡大すると見付け
開口幅は 5.3mm となり，視線が抜けるようになる（図 9）。

日射量 [W/m2]間において閉塞感を感じないためには視線が抜けることが

600
600

600

600

600

400

400

400

200
200

200

200

200

②実開口幅を 10mm とした場合には，法線方向から直達は PC ルーバーの設置方位および季節によって異なる。そこで南，南西，西面に PC ルーバーを設置することを想定

00
600
60012

日射量 [W/m2]

日射が透過し始める太陽高度は 13°となるが，透過日射量。図 10 より，南面に設置した場合には日射の透過は見られない。これは PC ルーバ
ーに入射する時間帯の太陽高度が高いことによる。一方，

0
18600 12150
18600 12018600 12

15

400

400

400

200
200

200

200

200

日射量 [W/m2]算出した結果を図 10 に示す

15
南西面

400
400

した場合の鉛直面直達日射量および透過する直達日射量を
（注 1）

南面

400
400

00
600
60012 西面15018600 12150
18600 12

400

400

400

200
200

200

200

200

00
12
12

0
15
15

18
18

0
12
12

15
15

6月

分～30 分程度の間日射が透過するが，透過率が大きくなる

18
18

18

鉛直面直達
日射量
透過
直達
日射量

0
18600 12

15

400
400

南西面および西面では，太陽高度が低くなる日没前の 15

15

15

18

15
15
9月

18
18

0
12
12

7月

15
15

18
18

12
12

8月

時間帯には鉛直面直達日射量が小さくなっているため，透図 10 PC ルーバーの設置方位ごとの鉛直面直達日射量

過直達日射量は最大でも南西面で 10W/m2，西面で 50W/m2と透過直達日射量程度となった。当計算より，直達日射が透過する時間および量は十分に少ないと考え，②の実開口幅を採用した。

流水による顕熱
輸送量 Hwater

日射吸収量Rabs
長波長放射量 Loe

3.3 PC ルーバーの構成

通過する空気による顕熱輸送量

最終的に決定した PC ルーバーの構成および仕様をまとHc

めると次のようになる。ルーバー部材断面は表面から光触潜熱輸送量 lE

媒，多孔質材，親水性樹脂塗材，アルミ材となる。実開口
幅は 10mm，見付け開口幅は 5.3mm である。また有効蒸発

日射透過量Rt

日射反射量Rr

面積は 5.3m2/m2 である。パーゴラ柱内を立ち上げた潅水チューブにより，梁下の 5cm ピッチの孔からルーバー最上段に水が滴下される（注 2）。ルーバーに滴下した水はルーバー
表面を四方に拡がりながら，余剰水は 3°傾き，かつ中央（外部側）

よりに側面が切り込まれた側を流れて下段へと滴下していく。そして最下段まで達した水は樋により回収され，地面（テラス側）

図 11 PC ルーバー表面の熱収支（下草植栽もしくは砕石層）に排水される。

パーゴラ梁
天面：オーニング

PCルーバー
乾燥ルーバー
濡れルーバー

PCルーバー

1.61

2.60

0.10
0.15

◎

ルーバー間
ルーバー後方 ( )

南西面

1.00

( ) 0.15

◎

外部側

0.43

1.50

テラス側

0.10

N
北西面

1.29

テラス：透水性
樹脂舗装仕上げ2.70
汎例 ： ◎外部乾球・湿球温度
水平面入射日射量

ルーバー近傍気温
鉛直面入射日射量

3次元風向風速
表面温度
鉛直面反射日射量 鉛直面透過日射量( ) 短期的に設置(a) 立面（正面，南西向き）(b) 断面（長手方向，北西面）

図 12 PC ルーバー実証モデルの設置と測定位置- 27 -

単位: m

４. PC ルーバーの実証モデルと熱的特性の把握

以下，各測定項目については，個別に記載がない限り測定高さは地上面から 1.5m であり，PC ルーバーの中央高さ4.1 PC ルーバー表面の熱収支で行っている。

熱的観点から見た PC ルーバーの要求性能は図 1 のイメ(2) 反射日射量と透過日射量

パーゴラ支柱外部側鉛直

ージの通り直達日射が遮蔽されること（日射遮蔽），全面が面にて PC ルーバーに対する入射日射量を，PC ルーバーの濡れて表面温度が低下すること（冷放射面の形成），PC ル

中心から外部，テラス側にそれぞれ 0.1m の位置で，反射日ーバーを通過する空気温度が低下すること（冷気の生成）

射量と透過日射量を測定した。また一定間隔で部材が取り付である。これらの性能を評価するためには，PC ルーバー表

けられている PC ルーバーでは鉛直方向に分布が生じること

面の熱収支を明らかにする必要がある。PC ルーバー表面のが考えられたため，透過日射量測定はルーバー部材高さと部

熱収支は図 11 のように考えられる。PC ルーバー表面の日

材間高さの 2 点で測定を行った。

射吸収量は，顕熱輸送量，正味長波長放射量，潜熱輸送量(3)風向・風速の和と等しくなる。このうち顕熱輸送量は PC ルーバー表

向・風速を 3 次元超音波風速計により測定した。また風上面と外気との対流熱伝達量に加え，水の流下に伴う熱伝達

側風向・風速条件として，PC ルーバーから外部側 1m の地量がある。なお，ルーバー部材は厚み約 2mm の中空材で点にて 3 次元超音波風速計により測定した。さらに図 12

PC ルーバーの中心から前後 0.15m の風あり，熱容量は十分に小さいと考え，ここでは蓄熱量は無視する。

表 3 測定機器

以上を踏まえ，PC ルーバーの実証モデルを作成し，屋外
実環境下における熱的特性の把握から，開発設計時の個々の要求性能に対する評価を行うと共に，PC ルーバー表面の熱収支を明らかにするための基礎的検討を行った。

測定項目

測定器（設置場所）

代表気温

複合気象観測装置(WXT520, Vaisala)（GL +9m）

代表湿度
代表風向

ベーン式
（GL +2.3m）

代表風速

4.2 実証モデルの概要
PC ルーバーの実証モデルは周囲が開放的な住宅の南西（220°）向きテラスに設置した。実験場所の主風向は南であり，ルーバー前面の南西から南よりにかけて風が流入しやすい環境となっている。実証モデルの設置状況を図 12 に示す。(a)は PC ルーバー正面の立面，(b)は長手方向の断面図

外部乾球温度
外部湿球温度

T型熱電対（常時強制通風有筒内）
ネオ日射計（パーゴラ支柱上部）
水平面全天日射量
鉛直面入射日射量 （支柱外部側側面）
鉛直面反射日射量 （ﾙｰﾊﾞｰ外部側0.1m）
鉛直面透過日射量 （ﾙｰﾊﾞｰ内部側0.1m）
風向

3次元超音波風速計（外部側:ﾙｰﾊﾞｰから1m
ﾃﾗｽ側:ﾙｰﾊﾞｰから0.15m）である。実使用上ではクールスポットが形成されやすいよ
うにテラスの 2 面ないし 3 面を PC ルーバーによって囲うことを想定しているが，本実験では PC ルーバーの

風速

T型熱電対
（ﾙｰﾊﾞｰ前後0.1m
常時強制通風有塩ビ管内）
電子式高分子湿度センサ（ﾙｰﾊﾞｰ前後0.1m
常時強制通風有塩ビ管内）

気温

基礎的データを取得するため，住宅の正面にのみ設置して測定を行った。テラスの床面は透水性樹脂舗装，天面は淡色のオーニング（日射透過率 8%）とし，パーゴラに幅 1.29m，
高さ 1.61m の PC ルーバーを 2 面並列に取付けた。これら
2 面のうち，東側の PC ルーバーは潅水あり（以下，濡れルーバー），西側は潅水なし（以下，乾燥ルーバー）とした。

湿度

仕様

測定
間隔

測定範囲:-52～+60℃
測定精度:±0.3℃
測定範囲:0～100%
測定精度:±5%
測定範囲:0.～540°
測定精度:±5°
測定範囲:0.4～70m/s
測定精度:±0.3m/s

1分

線径:0.1㎜

波長域:0.3～2.8μ m
測定精度:±5%
測定範囲:0～360°
測定精度:±2°
測定範囲:0～40m/s
測定精度:±0.1m/s

1秒
/
10秒
/
1分

線径:0.1㎜
測定範囲:5～95%
測定精度:±5%ﾙｰﾊﾞｰ表面温度

T型熱電対

表面温度分布赤外線放射カメラ

線径:0.1㎜
波長域:8～14μ m
測定精度:±2℃
秤量:g

潅水量重量計 （パーゴラ梁下）

排水量

転倒升型雨量計 (φ 20cm) 測定精度:±3%

1時間
切替時

1分/
10分

4.3 測定方法
測定項目およびそれぞれの測定位置を図 12 に記載した。
測定機器の主な仕様を表 3 にまとめた。以下に主要な測定方法について説明する。
(1)測定データの収録方法および測定期間

測定間隔は1 秒，10 秒，1 分のいずれかで行い，各子機ロガーの測定
データを無線で親機に飛ばし，同期させて収録した。ただし排水量のみ別ロガーにより 1 分もしくは 10 分間隔で測定した。測定期間は 2012 年 10 月 1 日および 2013 年 8 月 4日から 2013 年 11 月 29 日までであり，潅水量や潅水時間を変えながら断続的に行った。本解析に用いた測定日の潅水条件を表 4 に示す（注 3）。潅水量は，PC ルーバーの鉛直見付け面積あたりの潅水量である。

表 4 潅水条件と測定日
測定期間
10/1*
8/4
8/5
8/6
8/7
8/9
8/15
8/16
9/19
9/20
9/21
11/28**
11/29***- 28 -

収録間隔
1s
1min
1min
1min
1s
1s
1s
1s
10s
10s
10s
-

潅水時間
11:20-12:40
7:00-19:00
7:00-19:00
7:00-14:30
9:10-19:00
7:00-19:00
24hr連続24hr連続24hr連続24hr連続24hr連続24hr連続24hr連続

流入水温度[℃]
26.5
28.1
27.4
29.0
28.9
31.8
32.5
26.1
25.8
26.3
-

潅水量[kg/(m2·h)]
3.89
3.80
3.80
3.80
3.80
3.80
1.40
1.20
2.65
2.65
2.65
-

2012 年に測定 ** 濡れルーバーの入射･反射・透過日射量の測定のみ

18:00

17:00

16:00

15:00

図 14 PC ルーバー前後の日射量（秋季 11/29）

32

80
60

気温（屋根上）2840
絶対湿度（屋根上）

24

20
0

0:00

6:00

12:00 18:00

0:00

6:00

12:00 18:00

0:00

6:00

12:00 18:00

0:00

6:00

12:00 18:00

0:00

800

4
日射量

600

3

400

2
風速

200

1

0

0

42 0:00

6:00

潅水時間

40
38

乾球・湿球・表面温度 [℃]

5

風速 [m/s]

水平面全天日射量 [W/m2]

20
1000

相対湿度 [%]

100

相対湿度（屋根上）36

気温 [℃]

14:00

18:00

17:00

16:00

15:00

14:00

13:00

12:00

11:00

10:00

9:00

透過日射量
0

図 13 PC ルーバー前後の日射量（夏季 8/9）
40

反射日射量

200

13:00

0

0

400

12:00

10

200

11:00

①透過日射量ﾙｰﾊﾞｰ間②透過日射量ﾙｰﾊﾞｰ後方
太陽方位対象外 ①②の差異

吸収日射量

600

10:00

20

9:00

400

PCﾙｰﾊﾞｰ外部
鉛直面日射量

800

8:00

30

1000

日射量 [W/m2]

600

PCルーバー外部鉛直面日射量 [W/m2]

PCルーバー外部
鉛直面日射量

8:00

透過日射量・①②の差異 [W/m2]

40

12:00 18:00

0:00

6:00

7-19時

12:00 18:00

0:00

7-19時

6:00

12:00 18:00

32
30
28

12:00 18:00

0:00

9-19時

流入水温
(潅水チューブ内温度)

外側表面
下側表面
ﾃﾗｽ側表面
上側表面

34

6:00

7-14時

乾燥
ﾙｰﾊﾞｰ

36

0:00

乾球温度

26
24
22
20

濡れ
ﾙｰﾊﾞｰ

外側表面
下側表面
ﾃﾗｽ側表面
上側表面

12:00

0:00

18
0:00

8/4

湿球温度

12:00

0:00

8/5

12:00

8/6

0:00

12:00

0:00

8/7

図 15 濡れルーバー・乾燥ルーバーの表面温度変化には記載されていないが，対象地の代表風向・風速として，(5)気温・湿度

周囲が開けている南側敷地境界にてプロペラ風向風速計によ

傍気温を測定した。屋外の気温測定では，放射の影響を軽り測定を行った。

減するため遮蔽板等を用いる例が多く見られる。しかし PC(4)表面温度

表面温度は日射の影響を軽減するため線径

ルーバーに用いた塗膜の日射反射率は 0.63（注 4）と高いこと

0.1mm の熱電対を用い，ルーバー部材 4 面の多孔質材間にそから，本実測では PC ルーバーからの反射を遮蔽しつつ近れぞれクリアーの接着剤を用いて固定した。PC ルーバーの傍の気温を測定する必要があった。そこで線径 0.1mm の熱外部側乾球・湿球温度は強制通風筒内に線径 0.1mm の T 型

電対を開口部外周をアルミ箔で遮蔽したφ13mm の塩ビ管

熱電対を挿入し，PC ルーバーから 1m の地点にて測定した。

内に格納し，さらに塩ビ管端部をファンに接続して，開口- 29 -

PC ルーバーの中心から前後 0.1m にて近部付近の流速が 1.5m/s 以上となるよう吸引しながら測定を
行った

（注 5）

。さらに実験場所の代表温湿度として，隣接す面の温度も湿球温度より高くなることがわかった。
(3)PC ルーバーの両側面の表面温度分布

同 8 月 7 日にる住宅の屋根上にて気温と湿度を測定期間中 1 分間隔で測おいて，PC ルーバーの下面にも水が回った後の熱画像を図定した。

16 に示す。最上段を除いて，濡れルーバーの表面温度は 26(6)蒸発量濡れルーバー面からの蒸発量は，ルーバー上～29℃程度まで低下しており，全体で 3℃程度の分布が見部からの潅水量とルーバー下部からの排水量の差によってられた。一方，外部側側面では，図 17 に見られるように局求めた。潅水量は各パターンの切り替え前後にパーゴラ梁所的に顕著な受熱日射量の分布ができていたにも関わらず直下で集水して重量を計測し，排水量はルーバー下部に取表面温度差は見られなかった。これは，ルーバー部材の日

り付けた樋に集水した水量を雨量計にて計測した（注 6）。

射反射率が大きいこと，熱伝導性の高いアルミを基材として使用していること，そして吸収日射量に対して蒸発潜熱

4.4 測定結果(1)PC ルーバー表面の日射収支量が大きいこと等に因るものと考えられる。
入射する鉛直面全天日(4)水の流下による顕熱輸送

8 月 4 日から 8 月 7 日の潅

射量に対する反射・透過・吸収日射量の測定結果を図 13, 14

水量が 3.8kg/(m2・h)と少量であったことや配管温度によるに示す。ここでは PC ルーバーの外部側から日射が入射す影響もあり，潅水パイプの吐出口で測定した流入水温は 25

る時間帯についてのみ記載する。図 13 より，ルーバー部材～29℃程度の範囲で変動した（図 15）。しかしこの期間，

間高さと部材後方高さの 2 点間の差は最大でも 5W/m2 以下

いずれの流入水温であっても PC ルーバーの表面温度は流入であったことから鉛直分布は無視できるものとして，以降

水温より低下し，湿球温度+3.5℃以下まで低下していた。既の解析においてはルーバー間高さのデータを用いる。

往研究では，何江らが光触媒外装建材に水を流下した際の流

夏季，秋季それぞれの晴天日における透過日射量は 25～

下水膜の温度分布を試算した結果がある(8)。この計算では，

45W/m2 程度であった。図 10 と同様の方法で，測定時の透潅水部から下数十 cm までしか表面温度に分布が生じないと

過直達日射量を試算した結果，日射の透過は日没前 15 分～

報告している。本実験においても，表 4 に示す潅水量および30 分程度，日射量にして最大で 10W/m2 程度であった。図

水温の範囲内では，最上段を除いて表面温度の鉛直分布はほ14 の透過日射量データは天空，反射成分を含むものである

とんど見られなかった。表面温度分布が最上段のみとなり何が，当時間帯に顕著な増加は見られず，試算結果が妥当であると考えられた。また図 14 の 14:15 分頃に透過日射量が増加しているが，これは PC ルーバーに対して太陽が法線(a) テラス側側面
濡れルーバー
乾燥ルーバー(b) 外部側側面
乾燥ルーバー
濡れルーバー方向に位置する時間帯であり，反射成分が大きくなったためと思われる。
(2)ルーバー各面の表面温度の日変化

曇天日から快晴

日まで様々な夏季気象条件を含む，8 月 4 日～7 日の濡れルーバー・乾燥ルーバーそれぞれの部材 4 面の表面温度変化を図 15 に示す。一定風速以上の通風環境下における日射が当たらない完全濡れ面の温度は湿球温度相当になることから，PC ルーバー部材の表面温度変化および各面の温度分布
は湿球温度との差異に着目して考察していく。
8 月 4 日～6 日では，濡れルーバーの表面温度は，上・下・テラス側側面が湿球温度+1.5℃以内で推移していた。この時，
直達日射が当たる外部側側面の表面温度においても最大で湿球温度+3.5℃程度であった。一方，乾燥ルーバーの表面温
度はほとんどの時間帯で気温以上であり，かつ濡れルーバーに比べ 6～10℃程度高かったことから，PC ルーバーの表面

表面25
温度 [℃ ]

30

40

50

60

2013/8/7 13時 気温35.3℃ 湿球24.3℃

図 16 PC ルーバー両側面の表面温度分布が濡れたことによる蒸発冷却効果であることが確認された。
8 月 7 日は潅水開始時間が遅く，すでに日射量と気温が高くなった後であったことから，ルーバー部材全面に水が

26.6
26.7

拡がるのに時間がかかった。このため昼頃までルーバー部
材下面の温度が高く，その結果全体的に PC ルーバーの表
面温度が湿球温度より 2～6℃程度高くなった。この日の気象条件に対して水量が不足していたと考えられ，またその様な状況ではルーバー部材の下面に水が回りにくいこと，

表面
25
温度 [℃ ]

そして 4 面全てが濡れていない場合には，濡れている他の

図 17 外部側側面の日射受熱面と影面の表面温度分布- 30 -

30

35

40

2013/8/7 13時 気温35.3℃ 湿球24.3℃

江らの計算結果より小さい結果となったのは，何江らが滑らる PC ルーバー近傍の気温変動の特徴を示す時間帯として，

かな鉛直面を対象としているのに対し，PC ルーバーは 4 面

8 月 7 日 13:55 から 10 分間の 1 秒間隔データを図 21 に示からなる角材であり，水の流れ方，特にルーバー部材上面にす。当時間帯では，ルーバー部材の上面表面温度が湿球温

おける水の滞留やルーバー間の水の滴下が影響していると

度＋1℃，下面表面温度が湿球温度＋3℃程度となっていた。

推察された。
(5)蒸発潜熱量の日変化

風上（外部）側風向が 0°～±90°の時（13:56～13:58），
晴天日で蒸発量が多い日の代風下（テラス）側の気温が風上側の気温に対し 2～3℃低下

表例として，9 月 19 日の蒸発量の日変化を図 18 に示す。

する傾向が見られた。すなわち，PC ルーバーを通過するこ

日中は鉛直面見付け面積あたり 1kg/(m2•h)以上の蒸発量がとによって 2℃以上低下した冷気が生成され，風下側に移流あり，午後の最大時には 1.6kg/(m2 •h)であった。これはしていた。また風速が 0.5m/s 程度の微風時（13:59，14:04）

3.8MJ/(m2 • h) の 潜 熱 量 に 相 当 す る 。 日 積 算 蒸 発 量 は 約にも，風下側の気温が風上側の気温より 2℃程度，最大で 3℃であるのに対し(11)(12) 2～3 倍近い蒸発量となった。また他

4.8

2.0
2.0

16

3.6

1.5
1.5

12

1.0
1.0

8

0.5
0.5

4

性セラミックパイプ群の日積算蒸発量は最大で 18.8 kg/m2(5)であるのに比べ，PC ルーバーは奥行きが 75mm しかないことを考慮すると，コンパクトながら高い蒸発量が得られていると言える。
(6)蒸発量と気象条件

蒸発量に影響する要因として，

日射受熱による表面温度の上昇，風速の増加による拡散速

2.4

1.2

0.0

度の増加，飽差などがある。飽差とは大気中の飽和水蒸気

た日において，日射が PC ルーバーの外部側から入射する

ばらつきは大きいものの，全体としては(a)鉛直面全天日れた。外壁などの鉛直面においては，鉛直面に入射する日

蒸発量 [kg/(m2 h)]

3

射量と(b)飽差の増加に伴い蒸発量が増加する傾向が見ら

y = 0.0005x + 1.23
R2 = 0.14

211(14)，PC ルーバーでは外側側面は全体面積の 16%程度であり，反射日射等を考慮しても全表面積に占める受熱面積がきくなった。しかし都市部の住宅地では平均的な風速の範囲内であることから，住宅地内に設置した PC ルーバーの蒸発量については，風速よりも飽差と日射の影響の方が大きいと言える。
(7) PC ルーバー前後の風速比PC ルーバーの空気力学的3

蒸発量 [kg/(m2 h)]

前後の弱風が多く，当風速範囲では蒸発量のばらつきが大の位置に設置しており，風上側風向が PC ルーバーの法線方向に対して±22.5°以内となる時間帯を抽出して 10 秒間平均化したデータを用いて作図した。同図より，PC ルーバー
前後の風速比は 0.78 であった。
(8)PC ルーバー近傍に生成される冷気温度

PC ルーバーの法線方向（南）から流入する風向を 0°とし, 南西（0°）
から南東より（-90°）の風向が多く見られた時間帯におけ- 31 -

1
2
風速 [m/s]3(b) 飽差y = 0.03x + 0.92
R2 = 0.18

2

対象期間：
8/ 4- 6：11時～16時
9/19-21：11時～17時
10分間平均値

1
0
10

15

20
25
飽差 [hPa]30

図 19 夏季日中の蒸発量と熱環境要因
3
風下（テラス）側風速 [m/s]

図 20 に示す。
この時，超音波風速計は PC ルーバー前後 0.15m

24時

y = 0.15x + 1.31
R2 = 0.05

0200 400 600 800 1000 0
鉛直面日射量 [W/m2]

抵抗を把握するにあたり，PC ルーバーを通過する空気の風
上（外部）側風速と風下（テラス）側風速を測定した結果を

18:00
18時

(c) 南側敷地境界風速 (H2m)

3

2

0

る。(c)風速と蒸発量の関係では，測定された風速は 1m/s

12:00
12時

(a) 鉛直面全天日射量

0

射量と蒸発量には正の相関が見られるとの報告があるが小さいため，壁面に比べ影響が小さく出たものと考えられ

0
6:00
6時

図 18 一日の蒸発・潜熱量変化の例 （9/19）ある。十分な潅水により PC ルーバー表面全体が濡れていを図 19 に示す（注 7）。

0.0
0.0
0:00
0時

と大気中の水蒸気圧の差（Vapor Pressure Deficit [hPa]）で時間帯を対象に，上記各環境要因と日中の蒸発量との関係

蒸発量 [kg/(m2·h)]

孔あきレンガの日積算蒸発量は最大で 15kg/m2 (13),，高揚水

潜熱量 [MJ/(m2·h)]の素材を用いた蒸発冷却壁体システムの例として，透水性

日積算蒸発量 [kg/(m2· d)]

14kg/m2 となり，保水性舗装面からの蒸発量が約 5～7kg/m2

y = 0.78 x
R² = 0.61

2

1

0

0

1
2
3
風上（外部）側風速 [m/s]

図 20 PC ルーバー前後の風速比 （2012/10/1 10 時～12 時）

低下していた。一方，ルーバーに対して平行な流れ（風向1.0-90°）となった 14:02～14:03 は，風上側気温も風下側気温0.8
冷却効率 [-]

も乾球温度と同程度となり，冷気の移流が見られなくなった。
そこで，PC ルーバーに対して法線方向から風が流入する
時の冷却性能として，次式の通り湿球温度に対する冷却効率を評価した

（注 8）

。

0.6
0.4
0.2

β = ( Ta – To ) / ( Ta - Twb )

0.0

．
．
． (2)

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

風上側風速 [m/s]β: 冷却効率，Ta: 風上（外部）側気温[℃]，Twb: 湿球温度[℃]，

図 22 PC ルーバーの冷却効率と風上側風速の関係

To: 風下（テラス）側近傍の気温[℃](8/7 12 時～15 時)

図 22 は前述した図 21 の測定期間を含めた同日の 12:00～

時の気温低減効果の評価方法について，今後検討していく必

15：00 に測定した 1 秒間隔のデータのうち，PC ルーバーの要がある。

法線方向±22.5℃の風向が 3 秒以上連続した時のデータを抽出して作成したものである。図中の横軸と縦軸がそれぞれ

５. まとめPC ルーバー風上側風速と冷却効率となっている。風上側風速が 1m/s 以下の場合，冷却効率は 0～0.4 の範囲に分布して本研究では，親水・吸水性塗膜を施した，アルミを基材

おりばらつきが大きかった。図 21 においても弱風時には風とするパッシブクーリングルーバーシステム（PC ルーバ

向変動が大きかったことから，1m/s 以下の弱風時には冷却ー）を開発し，屋外実環境下における熱的特性の把握を行された空気が PC ルーバー近傍に滞留している状態であるとった。PC ルーバーの主な仕様および明らかとなった熱的特考えられる。そして風速が増すにつれ冷却効率が 0.2 程度に性は以下の通りである。

収束する傾向が見られた。弱風時ほど冷却効率のばらつきが1. 光触媒による多孔質材および樹脂塗材表面の親水性，多大きいが，最も冷却効率が高くなるのも弱風時である傾向は，孔質材間の適当な距離（数～数十μm），多孔質材の吸水

既往の高揚水性セラミックパイプ群により構成された蒸発性を合わせることによって，ルーバー部材の 4 面に水が冷却壁体システムにおいても見られた傾向である(5)(13)。よっ濡れ拡がる表面塗膜を開発した。
2. ルーバー部材を奥行き方向に長い菱形として，テラス側

空間に移流する手法を検討していく必要があると共に，弱風に 3°傾きを付けることで，見付け開口幅を 5.3mm 確保

1000
1000
800
800
600
600
400
400

水平面全天日射量

200
200

00
13:55:00
4

13:56:00

13:57:00

13:58:00

13:59:00

14:00:00

14:01:00

14:02:00

風速 [m/s]

14:03:00

14:04:00

360

3

270

2

180

1

90

+90
0

-90

-180

0

0

13:55:00

13:56:00

13:57:00

13:58:00

13:59:00

14:00:00

風上（外部）側ﾙｰﾊﾞｰ近傍気温
乾球温度

36
34
温度 [℃]

14:05:00
+180

風速

風向

14:01:00

14:02:00

14:03:00

14:04:00

14:05:00

32
風下（ﾃﾗｽ）側ﾙｰﾊﾞｰ近傍気温30

PCﾙｰﾊﾞｰ下面表面温度

28
26
24

湿球温度

PCﾙｰﾊﾞｰ上面表面温度

14:02

14:03

22

13:55

13:56

13:57

13:58

13:59

14:00

14:01

図 21 流入風条件と PC ルーバー近傍気温の時間変化- 32 -

14:04

14:05

風向 [-]

日射量 [W/m2]て弱風時おいても PC ルーバーにより生成された冷気が対象

しながらも直達日射を遮蔽する断面を構成した。

多くの水を流す必要があり，今回は十分に濡れた時の冷却性

3. PC ルーバーの表面全体が濡れている状態では，表面温度能を確認することを目的としていたため，やや多めの水量を分布が小さく，表面温度は最大でも湿球温度+3.5℃程度供給した。最適な潅水量については今後整理していく。

であった。

また排水を循環させることも考えられるが，ポンプの稼働に

4. 連続潅水した場合の PC ルーバーからの 1 日の蒸発量は，伴うエネルギー消費が発生することや，汚れ等が懸念された

夏季晴天日において 14kg/m2 程度であり，保水性舗装面ため本実験では使用しなかった。

や光触媒を塗布した建物外壁面等と比べ高い蒸発潜熱ポ

注 4) 24 時間吸水させた試験片について表面が濡れた状態のまま，テンシャルが期待できることが確認された。また，蒸発190～2500nm の波長帯を垂直に照射させた時の分光反射率と量については飽差と日射の影響が大きい傾向が見られた。

太陽光の分光放射エネルギー強度分布を乗じた値の積算値。

5. PC ルーバーの法線方向から流入する風の速度は，PC ル

注 5) 当測定法により, 日中 1000W/m2 程度の日射条件下においてーバーの抵抗により約 2 割減衰する。

も，気温の測定誤差は 0.7℃程度であった（強制通風筒内の6. PC ルーバーを法線方向から通過する空気の冷却効率は乾球温度との比較）。この誤差は，吸引した空気がアルミテ

風速によって異なるものの，最大で 0.4 程度であった。

ープや塩ビ管の温度上昇により温められたことが要因であ今後，本実験で得られたデータを用いて PC ルーバーの伝ると考えられる。ただし図 20 にも見られるように，日射量

熱モデルを作成し，PC ルーバーを適用した空間設計におけが 400W/m2 程度の時には風上側外気温として測定した強制る微気候予測・評価手法を構築していく。

通風筒内の気温と外部側ルーバー近傍気温の差はほとんどない。

謝辞

直径 1.3cm の塩ビ管径による吸引量については，約 200cm3

本研究の試験体作成にあたってアイカ工業株式会社に多大の空気を毎秒吸引していることになる。これは，開口部近傍

な協力を頂いた。ここに記し，深謝の意を表す。

から均等に吸引していると仮定した場合，半径約 3.6cm の球体積に相当する。PC ルーバー中心と測定位置は 10cm 離れて

注おり，これは流入風速が 0.1m/s の時においても，1s 間で空気

注1) 太陽高度(h)および方位角(α)は，緯度(φ)，日赤緯(δ)，時角(t)が移動する距離より小さい。完全な無風状態にはならない屋を用いて下式より算出した。t は 1 時間を 15°として，15 分

外環境における本実験では影響のない吸引量である。

間隔で算出した。

アルミ日除け 測定点
塩ビ管Φ1.3cm

sin h⁡= sin φ⁡sin δ + cos φ cos δ cos t
sin α = ( cos δ sin t) / cos h
ただし sin α >1 は|α| >90°となる時には下式による。

流入風

10cm

cos α = ( cos h sin φ – sin δ ) / (cos h cos φ )また地表面の法線面直達日射量（IDN ）を，大気透過率(P)を

塩ビ管
Φ2cm

3.6cm

0.69 として太陽常数(I0)から求め，

約200cm3

IDN = I0 P1/sin h
熱電対

さらに垂直面直達日射量(IDV)を垂直面の入射角(γ)を用いて以下の通り算出した。

注 6) 流量の測定方法が異なることから，相互の検証として，ルーIDV = IDN × cos h cos γ

バー上部で測定した潅水量に対してほとんど蒸発が行われな

また入射角に対してルーバー間を透過し始める太陽高度(ht)

い夜間 3 時-5 時の排水量を比較したところ，樋下の潅水量とについては，γ からルーバーを通過する距離(d)を算出し，次の差は±0.03kg/(m2・h)程度であった。また PC ルーバー近傍

式より求めた。

の風速が 3m/s 以上と大きくなると周囲への水の飛散が見られ

tan ht⁡= s / d

るため，飛散分も含めた誤差であると考えられるが，今回議

ここで s はルーバー間実開口幅であり，10mm である。

論している PC ルーバーの見付け面積あたりの蒸発量が数

また東西方向に対称であるとみなし，図 10 では PC ルーバーkg/(m2・h)であるのに対してその量は十分に小さい。

を南～西面に設置した場合，かつ 12 時以降の時間帯について

注 7）一日の中で相互に影響しながら気象条件が変化すため，比較のみ記載した。

的安定する 11 時～16 時の時間帯を対象とした。

注2) 潅水チューブは 15cm 間隔でエミッターがついた孔が空いて

注 8）蒸発冷却手法の最大ポテンシャルとして，一定風速以上の通おり，最大 6m までは，末端まで均等に水が出るよう調整さ

風環境下における完全濡れ面の表面温度は湿球温度と等しれている。孔 1 個あたりの最大吐出量は 32g/min.だが，今回くなる。全面が濡れたルーバーを通過した空気は完全に顕熱は 10～20g/min.程度の水量で使用した。

および潜熱が交換されたとすれば，空気の温度は湿球温度ま注3) PC ルーバーへの潅水は，水の利用効率の点からは各時刻ので低下することになる。そこで梅干野らは，外気乾湿球温度

蒸発見込み分のみ潅水することが理想である。しかしルーバ

差に対する空気温度低下「風上気温（外気乾球温度）－風下

ー表面での水の拡がりを確保するためには実際の蒸発量より気温」の割合を冷却効率と定義し，これまでに開発した蒸発- 33 -

冷却壁体についても本指標を用いてルーバーの空気冷却性能を評価してきた (5)。なお，外気が飽和状態（相対湿度が100%）になるような気象条件は適用範囲外とする。
参考文献(1) 例えば，谷本潤・木村建一・佐藤隆満，涼房手法を用いた屋外休憩施設に関する実験的研究，日本建築学会計画系論文集，
481(1996-3)，pp.41-49.
(2) 尹奎英・山田英貴・奥宮正哉・辻本誠，ドライミスと冷却効果の検証と CFD 解析 ドライミストを用いる採涼システムに関する研究，日本建築学会環境系論文集，633(2008-11)，pp.1313-1320.
(3) 白井一義・梅干野晁・小栗健，パッシブクーリングウォールにより構成された空間における涼しさの評価

透水性孔あき壁体を利用した蒸発冷却による屋外・半屋外快適空間の形成
その３，日本建築学会計画系論文集，552(2002-2)，pp.15-20.
(4) 白井一義・梅干野晁・堀口剛，透水性孔あきレンガを用いた蒸発冷
却壁体の開発，日本建築学会計画系論文集，487(1996-7)，pp.61-68.
(5) 梅干野晁・何江・小川俊輔・安藤純一・山村真司・赤川宏幸・
中島古史郎・岡田清・倉田泰輔，高揚水性セラミック材を用いた蒸発冷却壁体システムの開発制作したセラミック材の基本性能と試験壁体の冷却効果等の把握実験，日本建築学会
環境系論文集，641(2009-7)，pp.775-782.
(6) 例えば，犬飼達雄・本橋健司・小西敏正，光触媒を利用した外装仕上材料の水接触角による防汚性評価，日本建築学会構造系論文集，578(2004-4)，pp.21-26.
(7) 武田仁・井上賢治，光触媒外装材撒水システムによる戸建て住宅の冷房負荷低減に関する研究，日本建築学会環境系論文集，606(2006-8)，pp.37-42.
(8) 何江・梅干野晁，光触媒外装建材を用いた蒸発冷却システムの
都市・建築熱環境改善効果

第１報－数値シミュレーション

による評価手法に関する検討，空気調和・衛生工学会論文集，124(2007-7)，pp.19-26.
(9) 近藤純正・柳原あずさ・三枝信子，土壌の蒸発パラメータに関する実験的研究，天気，40 (12) (1993-12)，pp.11-17.
(10) 何江・梅干野晁・高橋晃一朗，蒸発冷却孔空きレンガ壁体を利用した都市・建築空間における微気候の予測・評価手法の開発に 関 す る 研 究 ， 日 本 建 築 学 会 技 術 報 告 書 ， 15(2009-10) ，pp.839-842.
(11) 赤川宏幸・小宮英孝，表面を連続的に湿潤できる舗装体に関する実験的研究，日本建築学会計画系論文集，530(2000-4)，pp.79-85.
(12) 梅干野晁・円井基史・松本明広・浅輪貴史，雨水貯留と毛管吸収に着目した蒸発冷却舗装システムにおける夏季屋外実験による舗装体の形状と断面構成の検討，日本ヒートアイランド学会論文集，6(2011)，pp.30-38.
(13) 白井一義・梅干野晁・小栗健・永田達也，パッシブクーリング
ウォールの半屋外空間における微気候形成効果 透水性の孔あき壁体を利用した蒸発冷却による屋外・半屋外快適空間の形成
その２，日本建築学会計画系論文集，527(2000-1)，pp.21-27.
(14) 武田仁・安藤邦明，光触媒外装材を用いた実証実験棟の温熱
環境実測，日本建築学会環境系論文集，606(2006-8)，pp.31-36.

(Received Dec 11, 2013, Accepted Sep 3, 2015)- 34 -