Super HRC システム ‑ 超々高層ＲＣ住宅の開発

風洞実験に基づくボイド内風環境評価と設計用風荷重の検討
和泉 信之 *2
山本 嘉彦 *2
渡壁 守正 *1

概要

建築物の高層化に伴い、建築物の構造設計に際して、風に対する様々な検討を行う必要が生じている。本報告は、当計画におけるＡ棟、Ｂ棟の高層建築物の縮尺模型を用いた風洞実験より、ボイド空間内につながる外廊下の風環境評価、構造骨組の設計用風荷重の算定及び強風時における居住性能評価に関する検討を行った。風洞実験に基づく検討により以下の結果を得た。
(1) Ａ棟、Ｂ棟ともに、ボイド内の風速は北よりの風に対し高層部ほど大きくなる様な分布を示した。その風測値は

(2)
(3)

基準風速に対して半分程度以下であり、ボイド空間内につながる外廊下への風環境には悪影響しないことが確認できた。

風洞実験結果を基に、構造骨組の設計用風荷重の算定した結果はＡ棟、Ｂ棟ともに地震荷重の３割程度以下であることが確認できた。

強風時の水平振動に関する居住性能評価は、居住性能評価指針（日本建築学会 ,1994）で提案されている性能評価基準をＡ棟、Ｂ棟ともに満足していることが確認できた。

DEVELOPMENT OF “Super HRC SYSTEM”

INVESTIGATION OF WIND ENVIRONMENT EVALUATION AROUND A VOID
AND DESIGN WIND LOADING BASED ON WIND TUNNEL TESTSMorimasa WATAKABE*1
Nobuyuki IZUMI*2
Yoshihiko YAMAMOTO*2
The increasing number of high-rise buildings has posed various examinations in the field of wind environment and structural vibration
for advanced structural design. Following wind tunnel tests on scale models of both Building-A and Building-B from a latest project,
this paper presents the wind environment evaluation of hallways around a void, the estimation of design wind loadings and the evaluationof strong-wind induced vibrations on high-rise structures. Conclusions obtained by the wind tunnel tests are as follows:(1)The wind velocity distribution in a void during north wind excitation shows that the velocities increase in the direction of height ofboth Building-A and Building-B. However, the values of wind velocities are smaller than half the values of standardized windvelocities. It is confirmed that the wind around a void has no bad influence on the wind environment.
(2)It is confirmed that the wind tunnel test results of both Building-A and Building -B show that the values of design wind loading areapproximately thirty percent of the values of design earthquake loading.
(3)It is confirmed that the roof peak acceleration values of both Building-A and Building-B are much smaller than the values ofrecommended level suggested by the guideline of A.I.J. for the evaluation of building sway during strong wind excitations.

*1 技術研究所*2 設計部*1 Technical Research Inst., *2 Architectural Design Dept.

1Super HRC システム ‑ 超々高層ＲＣ住宅の開発

風洞実験に基づくボイド内風環境評価と設計用風荷重の検討
渡壁 守正 *1
和泉 信之 *2
山本 嘉彦 *2

１ . はじめに今回の対象建物は、東京都江東区東雲１丁目に予定されている高層建物群の一角に建設される。当計画地は、北側東側、にそれぞれ東雲運河、辰巳運河が近接し、さらに南東には東京湾に向かって開けている地域である。
対象建物は、計画地南側に建設予定されているＡ棟、Ｂ棟の高層棟２棟である。Ａ棟は高さ約 179m、平面形は約50m ×約 50m、Ｂ棟は高さ約 153m、平面形は約 50m ×約 50mの超高層建築物であり、建築物の構造設計に際して、立地条件からして風に対する様々な検討を行う必要が生じている。まず、両棟はボイド空間を有し、そのボイドは北壁面の開口とつながっており、北寄りの風向時にボイ

写真‐1 実験状況の外観

ド内に上昇気流が発生し、ボイド内にある外廊下への風環境の影響が懸念された。また、２棟とも超高層建築物であり、耐風安全性、使用生に関して検討をする必要があると考えられた。本報告では、当計画建物の縮尺模型を用いた風洞実験より、ボイド空間内につながる外廊下の風環境評価、構造骨組の設計用風荷重の算定及び強風時における居住性能評価に関する検討を行った。

２． 風洞実験概要
2.1 実験模型

実験は、日本板硝子ディー･アンド･ジー･システム株式会社所有のエッフェル型吹き出し式境界層風洞で実施した１）。使用した風洞は、測定部断面は幅 2 ｍ、高さ 2 ｍの境界層風洞である。実施した実験模型は計画建物の規模、使用風洞の大きさおよび実験内容を勘案して 1/550 に縮尺したアクリル製であり、内部には圧力伝達用ビニールチューブが内蔵されている。実験模型は、外表面に圧力測定孔が設けてあり、建物壁面に作用する変動圧力を測定することにより、建物全体に作用する空気力、局所的な風圧を算定した。この計画建物模型および周辺建物を直径1800㎜の円形の地面板上に配置した実験状況の外観を写真１に示す。本実験では、周辺建物等が当該建物に及ぼす影響も考慮するため、模型化再現範囲はＡ棟とＢ棟の中間位置を中心とし直径 9 9 0 m の範囲を再現した（図‐1 参照）。

2.2 風洞内気流

実験時の風洞内気流については、建設計画地周辺の自然風を風洞内に再現するため、ターンテーブル風上側にスパイヤーおよびラフネスブロックを配置することにより、乱流境界層を発生させた。乱流境界層内における平均風速の鉛直分布は次式のべき法則で表現される。

*1

2

技術研究所

*2

設計部

図‐1 模型化再現範囲

 Z
UZ = UH ⋅   H

α

ここで、U Z：風洞床面から高さ Z ㎜の地点の平均風速
UH：風洞床面から高さ H ㎜の地点の平均風速
α ：べき指数

本実験では、建設省告示第 1454 号２） に基づき、当計画地が都市計画区域内であること、海岸線（対岸までの距離が 1,500m 以上のもの）までの距離が 500m を超えることから、地表面粗度区分Ⅲと仮定した。これに伴い、本実験での風洞内気流は平均風速の鉛直分布のべき指数（α）
を 0.20 とした。また、風洞内気流の乱れ強さ、建物頂部高さにおける変動風速のパワースペクトルは、日本建築学会編建築物荷重指針･同解説３）（以下、荷重指針と呼ぶ）を参考に設定した。その結果を図‐2 に示す。平均風速、乱れ強さの鉛直分布及び変動風速のパワースペクトルの形状は荷重指針の規定値によく対応とれている。

2.3 設計風速

建設省告示第 1454 号に従い、当計画建物の設計風速を算出した。設計風速算出の際の設定値を表 1 に示す。

Zm(cm)

Zm(cm)

120120

表‐1 設計風速算出用の設定値

粗度区分
再現期間（r）
基準風速（V0）
空気密度（ρ）
周辺地形

0.202

Ⅲ（Zb=5m、ZG=450m、α=0.20）
50 年、100 年、500 年34m/s：東京都江東区
1.225kg/m
平坦地

808040400004

平均風速

同告示により、計画建物高さ（H）の設計風速（UH）は次式から求まる。
UH=V0EHR8(m/s)

0120.2

乱れの強さ

0.4

乱れの強さの鉛直分布

平均風速鉛直分布

風洞内気流の鉛直分布（地表面粗度区分Ⅲ）

ここで、EH：風速の鉛直分布係数 R：再現期間換算係数
風速の鉛直分布係数は周辺地形が平坦地の場合

NS/VAR

100（Zb<H<ZG）、次式により求まる。
EH=1.7(H/ZG)α

同告示では設計風速の再現期間は 50 年相当であり、それ以上の設計風速換算については触れられていない。し10-1

かし本件では再現期間＝ 100 年および 500 年の設計風速についても検討する必要があるため、風速の再現期間換算係数（r：再現期間）を、荷重指針を参考にして次式により求めた。得られた結果を表２に示す。

R =

10-2
10-30 .5 4 + 0 .1 ln ( r )0 .5 4 + 0 .1 ln ( 5 0 )10-2

平 均 風 速 のUz/Uzr

乱 れ の 強 さ のU

３．ボイド内の気流測定

ド内の風速を測定した。

2102
NLz/U

Uz

450m

：高さｚにおける平均風速

Uz

Uzr
U(Z/Zr)0.2

0.20〜0.30 (Z=10m)
0.15〜0.20 (Z=50m)
0.13〜0.17 (Z=100m)

境界層高さＺg

3.1 風洞内気流

ボイド内風洞模型の外観を写真‐2 に示す。当該建物で101

表‐3 風洞内気流

設計風速 U H
47.9 m/s
51.3 m/s
59.7 m/s問題となる北寄りの風向では、地表面粗度区分Ⅲを想定して表‐3 に示すような性状の風を風洞内で再現し、ボイ100

風速変動のパワースペクトル密度分布
図‐2 風洞内気流

表‐2 設計風速（地表面粗度区分Ⅲ）
再現期間
r=50 年
r=100 年
r=500 年10-1

2：基準高さＺ r における平均風速：高さＺにおける風速変動の標準偏差

風速の測定は、Ａ棟、Ｂ棟のボイド内中心の平面位置おいて表‐4 に示す測定レベルとし、問題となると予想される北寄りの風と参考としての南よりの風の２風向について実施した。測定には熱線風速計（カノマックス製、IHW‑100）を用い、センサープローブはエンドフロータイプとし、ボイド内風速の鉛直方向を主測定風向となるようにした。

3.2 風速測定結果

測定結果は以下に示す風速比で表現する方法で処理した。

R =j

写真‐2 風洞模型（A 棟ボイド北側の開口状況）

UUjref.

Ｒ j ：ｊ点における風速比

Uj ：ｊ点における平均風速3

Uref.：周辺模型上流側の地上 74.6m 相当高さ（気象庁観測高さ）での平均風速（以後基準風速と呼ぶ）
表‐4 ボイド内風速測定位置
測定位置172.6m 相 当

30F ボ イ ド中

96.7m 相 当

39F ボ イ ド中
16F ボ イ ド中
3F ボ イ ド中

Ｂ棟

地上高さ(m)54F ボ イ ド中

125.5m 相 当
51.8m 相 当
9.6m 相 当

45F ボ イ ド中

143.9m 相 当

24F ボ イ ド中

77.4m 相 当

31F ボ イ ド中
11F ボ イ ド中
3F ボ イ ド中

99.8m 相 当
35.4m 相 当
9.6m 相 当図‐3 風力係数の定義
高いことから低層部に比べやや密な配置とした。測定点

測定結果を表‐5 に示す。風向Ｎについての結果は、Ａ数はＡ棟が313点、Ｂ棟が297点の合計610点である。デー
タ処理の方法は、サンプリング周波数 333Hz とし実現象

たった風が、開口部からボイド内へ入り、ボイド内を上昇するのが起因すると考えられる。各高さでこのようなンサンブル平均として求めた。このようにして得られた各測定点での風圧力にそれぞれの負担面積を掛けて建物棟 , Ｂ棟とも、測定レベルが高くなるに従い風速は増加する傾向が確認できた。この現象は、建物北壁面に当約 10 分間に相当する 8 秒間の 2048 個のデータより平均値、標準偏差、最大値、最小値を求め、さらに 6 回のア現象が発生し、ボイド内で上層部になるほど流れが集まることとなり、ボイド内は上層部ほど風速値が大きく全体で積分し建物全体に作用する風力を求めた。風力係数の定義は図‐3 に示す。

なったものと言える。なかでも、Ｂ棟のボイド内風速がＡ棟より高めの傾向を示した。この傾向に関しては、Ａ棟の北側には、近接して別の高層棟があるため直接北壁面に当たる風が弱められているが、Ｂ棟の北側には高層棟はなく、Ａ棟に比べ北壁面に当たる風が強く吹き付けるためと考えられる。風向Ｓについての結果は、Ａ棟、Ｂ棟ともに、ボイド内の風速は弱く、Ｂ棟下層部では風の乱れの影響で高さ方向にほぼ一様な分布になっていることが確認できた。測定結果は、上層部ほど大きくなる傾向はあるが、問題となる北風に対するボイド内の風速は、基準風速に対して半分以下と弱くボイド空間内に連なる外廊下への風環境は悪影響しないことが確認できた。

Ａ棟

表‐5 ボイド内各測定位置における風速比
風速比
測定位置
風向(N)
風向(S)
54F ボイド中央 ０．５２０．１９
39F ボイド中央 ０． ３９０．１８
30F ボイド中央 ０．２４０．１５
16F ボイド中央 ０．１９０．１５
3F ボイド中央 ０．０４０．０７

Ｂ棟

４45F ボイド中央
31F ボイド中央
24F ボイド中央
11F ボイド中央
3F ボイド中央

０．５８０．５３０．１７０．１００．０６０．１８０．１６０．２２０．３００．２９

風圧実験

4.1 実験概要

風圧測定点は、建物模型を 10 層に分割し 1 層当たり 30点弱程度とし、高層部では大きな圧力が生ずる可能性が

4

抗力係数
横力係数

FD
q H BHFSCS =q H BHCD =Ｘ方向風力係数CX =FXq H BH

Ｙ方向風力係数CY =FYq H BHＸ軸廻り転倒モーメント係数

C MX =

Ｙ軸廻り転倒モーメント係数

C MY =

Ｚ軸廻り捩りモーメント係数

C MZ =MXq H BH 2MY
q H BH 2
MZ
qH B2 H

FD：風方向水平力、FS：風直角方向水平力、

FX：Ｘ方向水平力、FY：Ｙ方向水平力
MX：Ｘ軸廻り転倒モーメント、

MY：Ｙ軸廻り転倒モーメント
MZ：Ｚ軸廻り捩りモーメントqH：基準速度圧（Ａ棟頂部高さ 175.2m における）
H：代表見付高さ（Ａ棟：175.2m 相当、Ｂ棟：146.5m 相当）
B：代表見付幅（Ａ棟、Ｂ棟とも 49.9m 相当）

4.2 実験結果

Ａ棟、Ｂ棟の風向角と各風力係数の平均値、標準偏差、最大瞬間値をそれぞれ図‐4 〜図‐5 に示す。
Ａ棟においては、 図‐4 より、Ｘ軸方向（Ｙ軸廻りの転倒モーメント）の風力係数の最大瞬間値の最大は風向角− 90°近傍で生じ、Ｙ方向（Ｘ軸廻りの転倒モーメント）

の変位のモードおよび捩れ方向のモードは直線モードと見なせるため、その条件で解析した。
応答変位の平均値： X(Z)X (Z ) =

ここでM
 Z 
⋅

(2π n 0 ) 2 M 1 H  H 

M ：転倒モーメントの平均値
n 0 ：１次の固有振動数
M 1 ：一般化質量
H：建物基準高さ

応答変位の変動分の標準偏差： σ x (Z)12
π n 0 S(n 0 ) Z1+σ x (Z) =⋅ 224h1 σ M
(2 π n 0 ) M 1 H HσM

ここで、図‐4 Ａ棟の風向角と風力係数の関係

σM ：転倒モーメントの標準偏差

h1 ：１次の減衰定数n 0S(n 0 )σ M2：転倒モーメントのスペクトル係数

応答変位の最大値： X m a x

X m ax = X + g σ x
ここでｇ：ピークファクター =2 l n 6 0 0 n 0 + 1.2

5.2 Ｚ軸廻りの応答変位角
応答変位角の平均値： θ ( Z )θ (Z ) =

ここで

~M z

(2πn 0 ) 2 I1

 Z ⋅ H ~M z：一般化捩りモーメントの平均値
I 1 ：捩れ１次振動の一般化慣性モーメント

応答変位角の変動分の標準偏差： σ θ (Z)

1φσ M Z 
π n 0 S(n 0 )  2  Z σ θ (Z) = ⋅  
1 +24 h1 σ MZ 2 H(2 π n 0 ) I 1 
ここで

図‐5 Ｂ棟の風向角と風力係数の関係の風力係数の最大瞬間値の最大は風向角−175°近傍で生じ、捩れ方向の風力係数の最大瞬間値の最大は− 20°近σ M Z：捩れモーメントの標準偏差

φ ：モード形の違いによる補正係数
h1 ：捩れ１次振動の減衰定数n 0 S (n 0 )σ MZ 2：捩れモーメントのスペクトル係数

傍で生じることが明らかとなった。Ｂ棟においては、図‐5 より、Ｘ軸方向（Ｙ軸廻りの転倒モーメント）の風力係応答変位角の最大値： θ m a x (Z )値の最大は風向角−175°近傍で生じ、捩れ方向の風力係数の最大瞬間値の最大は−175°近傍で生じることが明ら

5.3 X、Y 方向の応答加速度
応答加速度の標準偏差： σ &&x (Z)

数の最大瞬間値の最大は風向角 85°近傍で生じ、Ｙ軸方向（Ｘ軸廻りの転倒モーメント）の風力係数の最大瞬間かとなった。

５．応答解析
5.1 Ｘ、Ｙ方向の応答変位

当該建物の風応答解析はスペクトルモーダル法により、次式によって応答変位を求めた。なお、Ｘ方向、Ｙ方向

θ m ax (Z ) = θ (Z ) + g σ θ (Z )1 πn S (n )  2  Z σ &&x (Z ) =⋅ 0 20  ⋅  H
M 1 ⋅ H  4h1σM

σM&& max (Z)
応答加速度の最大値： X&& m ax (Z) = g σ &&x (Z)X

次に、捩れ振動によって生ずる建物端部の応答加速度に対しては以下に示す式により求めた。

5応答加速度の標準偏差 ： σ &&x θ (Z)σ &&x θ ( Z ) =φσ M Z  πn 0S (n 0 ) h4
σ MZ2 1I1

1C ′ = C MZ
2 Z  ⋅L H 

ここで L：建物剛心位置から端部までの距離
応答加速度の最大値： X&& θ m a x ( Z )&&X
θ m a x ( Z ) = g z θ σ &&xθ (Z )以上より、捩れ振動を考慮した建物端部の応答加速度は、以下の式により求めた。

σ &&x＞

σ &&xθの場合＜σ &&xθ

解析に用いた当該建物の１次の固有振動数 n 0、一般化

質量 M1、一般化慣性モーメント I1、一般化減衰定数 h1 を
表‐6 に示す。
表‐6 当該建物の諸元
Ｂ棟

0.300 Hz0.361 Hz0.303 Hz0.341 Hz

0.405 Hz0.458 Hz3.497×106kg

2.722×106kg

1.619×109 kg･m2

1.084×109 kg･m2

0.015

0.015

0.030

0.030

n0Y

Ｚ軸廻り捩り１次固有振動数

一般n0Z

化M1

質量

一般化慣性モーメントI1

一般化減衰定数 h1（r=1 年）

一般化減衰定数 h1（r=50、100、500 年）

６．構造骨組用風荷重の算定と居住性能の評価
6.1 算定方法

高さＺでの単位高さ当たりの水平荷重の平均値を以下に示す。

 Z
W(Z) = C ′q H B  HC ⋅ CM
C - CMβ=

2C M − C
C - CMC ：風力係数の平均値
C M：転倒モーメント係数の平均値

一方、Ｚ軸廻りの捩りモーメントの鉛直分布は一様分布とすると以下に示した式より求めた。
M Z ( Z ) = C M′ Z q H B 2

6W m ax (Z) = W (Z) + gW (Z)M Zm ax (Z ) = M Z ( Z ) + g M Z (Z )6.2 設計用風荷重の算定結果

用風荷重が最大となる風向角− 20°、− 90°および−175°の場合に注目し、再現期間 50 年、100 年および 500年に対して求め、Ｂ棟についてはＡ棟と同様、Ｘ方向、Ｙ方向およびＺ軸廻りの設計用風荷重が最大となる風向角85°および− 175°の場合に注目し、再現期間 50 年、100年および 500 年について求めた。Ａ棟で求めた風向角−175°の場合の設計用風荷重分布の一例を図‐6 に示す。
算定した結果は、Ａ棟、Ｂ棟ともに地震荷重の３割程度以下の値であり、耐風安全性を十分に確保できていることを確認した。

6.3 強風時における居住性能評価

当該建物であるＡ棟、Ｂ棟とも高層棟の集合住宅であるため、日本建築学会建築物の振動に関する居住性能評
価指針・同解説４）（以後、居住性能評価指針と呼ぶ）に基づき、強風時の風揺れに対する居住性能評価を行った。
検討方法は、構造骨組の耐風設計と同様、風力を用いてスペクトルモーダル解析による方法とした。
再現期間 1年の風速は、居住性能評価指針に示される気象庁（観測高さ 74.6m）での記録（15.4m/s）を基に、地表面粗度区分（当該地域はⅢ地域、気象庁地域はⅣ地域とし

β

なお、上式中の C ′ とβは次式を満足するように決めた。

C′ =変位角の標準偏差 σ θ ( Z ) を用いて次式により求めた。

Ａ棟についてはＺ軸廻り、Ｘ方向およびＹ方向の設計

Ａ棟

Ｙ方向１次固有振動数m(Z)：高さ Zm における単位高さ当たりの質量
捩りモーメントについても同様に、前章で示した応答

布は、平均値および r.m.s. 値より、それぞれ下式により算定した。

&& m ax (Z ) = σ &&x (Z ) + g z θ σ &&x θ (Z )Xn0X

W (Z ) = m (Z )(2 π n 0 ) 2 σ X (Z )I(Z)： Z 軸廻りの慣性モーメント
水平方向荷重および捩りモーメントの最大値の鉛直分の場合

Ｘ方向１次固有振動数

水平方向荷重の変動値の鉛直分布 W(Z)は、前章で示した応答変位の標準偏差σx(Z)を用いて次式により求めた。

M Z (Z ) = I(Z )(2 π n 0 ) 2 σ θ ( Z )&& m a x (Z ) = g z σ &&x (Z ) + σ &&x θ (Z )Xσ &&xC MZ ：Ｚ軸廻りの捩りモーメント係数た）の違いおよび基準高さの違いを考慮して、次のように設定した。
UH=15.4(550/74.6)0.27(175.2/450)0.2=21.9m/s
応答評価位置を図‐7 に示す。応答評価位置は当該計画建物の最上階とし、A 棟、B 棟それぞれについて、捩りを考慮したＸ方向およびＹ方向の応答最大加速度の最大値を求めた。応答解析は、対象建物が RC 造であることを考慮に入れて、減衰定数 1.5％を想定して実施した。強風時の水平振動に関する居住性能は、居住性能評価指針で提案さ6060

再現期間＝５０年

Ｘ方向

5040
階数

30302020

10100

YYX

X

000 .5

11 .5

22 .5

30

層せん断力Ｑ（×10 ７N)

6060

再現期間＝１００年
再現期間＝５００年

50

11 .5

22 .5

3(a) A 棟評価位置 a,b

層せん断力Ｑ（×10 ７N)

再現期間＝５０年

Ｘ方向

0 .5(b) B 棟評価位置 c,d

図‐7 A 棟 ,B 棟最上階評価位置

再現期間＝５０年

Ｙ方向

再現期間＝１００年
再現期間＝５００年

50
40

40
階数

1030
2020

1010

Ｈ‑ 40000 .5

11 .5

22 .5

360

00 .5

11 .5

22 .5

3

転倒モーメントＭ（×10 9Nm)

転倒モーメントＭ（×10 9Nm)

再現期間＝５０年

Ｚ軸廻り

再現期間＝１００年

50

A棟b地点
B棟d地点

30

再現期間＝５００年
再現期間＝５００年

Ｈ‑ 3

最 大 加 速 度 ( c m / s2 )階数

再現期間＝１００年
再現期間＝５００年

50

再現期間＝５００年40

階数

再現期間＝５０年

Ｙ方向

再現期間＝１００年

Ｈ‑ 2

Ｈ‑ 1

階数

40

図‐6 A 棟 設計用風荷重分
布（α=‑175°,再現期間=50年、100 年、500 年）

30
20

1

100.1

1振動数( H z)

000 .20 .4

0 .60 .8

1

水平 振動に関 する居 住性能評価

層ねじりモーメントＭ（×10 8Nm)

図‐8 A 棟、B 棟の居住性能評価
れている性能評価基準中に図示して評価することとした。
A 棟、B 棟それぞれの１次固有振動数と再現期間 1 年の建(1) A 棟、B 棟ともに、ボイド内の風速は北よりの風に対し高層部ほど大きくなる分布を示した。その風 測値物最上階での応答最大加速度値によって評価した結果の一例を図‐8 にそれぞれ示す。水平振動に関する評価の基準は基準風速に対して半分程度以下であり、ボイド空間内につながる外廊下への風環境には悪影響しないは表‐7 に示す建築物の用途別性能評価区分に対応して行った。Ａ棟、Ｂ棟ともに住居用途としての H‑1 を満足しことが確認できた。
(2) 風洞実験結果を基に、構造骨組の設計用風荷重の算定した結果はＡ棟、Ｂ棟ともに地震荷重の３割程度以下であり耐風安全性が確認できた。ていることが確認できた。
表‐7 建築物の用途別性能評価区分
ランク
建築物の用途住事務居所

ランクⅠ ランクⅡ
Ｈ−１
Ｈ−２

Ｈ−２
Ｈ−３

ランクⅢ
Ｈ−３
Ｈ−４

(3) 強風時の水平振動に関する居住性能評価は、居住性能評価指針で提案されている性能評価基準をＡ棟、Ｂ棟ともに満足していることが確認できた。
参考文献
1) 日本建築センター評定資料(仮称：東雲プロジェクト

７．まとめ

補足資料−風洞実験報告書−）,2000 年2) 日本建築学会荷重指針・同解説 , ６章風荷重 ,1993 年

本報告では、当計画におけるＡ棟、Ｂ棟の高層建築物の縮尺模型を用いた風洞実験より、ボイド空間内につな

3) 改正建築基準法の解説 , 新日本法規 , 2000 年4) 日本建築学会「建築物の振動に関する居住性能評価指がる外廊下の風環境評価、構造骨組の設計用風荷重の算定及び強風時における居住性能評価に関する検討を行っ

針・同解説」1991 年た。風洞実験に基づく検討により以下の結果を得た。

7