空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-1

卓上熱上昇気流を用いた感染予防対策に関する研究（その 3）会話に起因する発生粒子の挙動解析
A Study on Infectional Prevention Measures Using Table Top Thermal Plume Airflow(Part 3) Analysis of Behavior of Particles Generated by Speaking〇難波

和佳子 ( 大阪大学 )盛

紹宇 ( 大阪大学 )山中俊夫( 大阪大学 )

小林

知広

山澤

春菜

( 大阪大学 )Wakako NAMBA*1

Shaoyu SHENG*1

Tomohiro KOBAYASHI*1( 大阪大学 )Toshio YAMANAKA*1

Haruna YAMASAWA *1*1 Osaka University
Since the coronavirus pandemic, masks and partitions have been used to deal droplet infection, but those methods have
many problems. Therefore, we aimed to block the spread of droplets and droplet nuclei by a thermal plume. In thisstudy, full-scale experiment and CFD unsteady analysis were used and expiratory jet, droplets and droplet nucleus wereassumed. As a results, the table-top plume is eﬀective with displacement ventilation. And it had a diﬀerent positive impact
depending on its superiority to expiratory jetting.
はじめに
新型コロナウイルス感染拡大以降、感染症対策に注目が集まった。
会話空間における飛沫感染や空気感染には、マスクやパーテーションで物理的に遮る対策が推奨された。しかし、
視界が遮られたり相手に声が届きにくい等、
コミュニケーションにおいて問題点があることから、感染拡大の収束に伴い導入事例は激減している。パンデミック対策は平時から行うことが大切であり、導入しやすさに加え導入後の快適性を損なわないことが必要であると考える。そのための手法として、対面人体間に気流を発生させることで拡散を遮断する方法を考えた。等温噴流を用いて飛沫・飛沫核の拡散を遮断する研究 1) はあるものの、
非等温噴流を用いた研究はあまり見られない。
そこで本研究では非等温噴流である熱上昇気流と換気シ
ステムを組み合わせることにより、飛沫・飛沫核の拡散N

Exhaust
(Ei)

3,800

抑制を可能とする方法を検討した。換気システムは、上昇気流が最も形成されやすいと考えられる静穏気流場を構成する置換換気と、現在最も普及している混合換気を採用した。実大実験と CFD 解析により、会話由来汚染物質である呼気や飛沫・飛沫核の拡散性状について検討した結果を報告する。
1．実大実験
1.1 実験概要
Fig. 1 に実験室の様子と測定点の配置を示す。実験は無塵室で行い、2 人が机を介し対面して会話する空間を再現した。机の上に幅 50 mm の発熱体を設置し熱上昇気流を発生させた。排気は天井両端い設置されたライン
型排気口 2 か所から行った。給気は置換換気条件では床下チャンバーを通し床面全面より、混合換気条件では天Anemostat
Nebulizer

Desk : 900×1800×50

Ee

750

Pe Anemostat

Nebulizer（φ= 205）

Pc

Pd

Exhaust : 100×1000

Table-top heater(a) plan

2,200
2,100
2,000

1,700

1,700

1,100

1,300

Ei

2,100

1,833.3

1,400

Air-heater
1,100

Human
simulator

infector
2,400

Table-top heater

Pb

2,200

Pa

Exhaust(Ee)

Anemostat

1,100

1,100

850
600

600

300

300
100
0

100

366.7

Under-floor air supply chamber

CO2
Temperature
Concentration(b) Vertical sross-section(c) verticalmeasurement points

Fig.1 Experimental set-ups [mm]

空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-1
井に設置されたアネモスタット 2 個から行った。アネモ
スタットは冷房モードとした。給気には全て HEPA フィ
ルターを使用し、給気量 300 m3/h、給気温度約 22 ℃とした。模擬人体のうち一体は感染者を想定したため、口高さ（床上 1100 mm）から汚染物質を発生させた。
1.2 汚染物発生方法
汚染物質発生の模式図を Fig.2 に示す。呼気を模擬した混合ガスと飛沫・飛沫核を模擬した粒子を会話発生器
から発生させた。吹き出し口は直径 12.5 mm の円 2)、会話を模擬し吹き出し速度は 2, 3 m/s とし、流量を算出した。He と CO2 を 5：3 で混合したガス 2.5 L/min をネブ
ライザーに吹き込み粒子を発生させた。
不足分の流量は、
中性能フィルターを通過後 34℃、相対湿度 100 % に調節した新鮮空気により補い、会話発生器のチャンバー部
でネブライーザーからのガス及び粒子と混合後発生させた。気体ヒーターを用いて新鮮空気を合流前に加熱する
こで、最終的な会話発生器からの吹き出し温度が 34 ℃となるよう調節した。ネブライザー粒子発生には模擬唾
液 3)（水 1L に対し、塩化ナトリウム 12 g とグリセロー
ル 76 g）を用いた。
1.3 実験条件・実験手順・測定項目
実験条件を Table 1 に示す。パラメーターは換気手法
2 通り、呼気吹出し速度 2 通り、卓上発熱体の発熱量 3
通りを組み合わせた、計 8 条件とした。呼気吹出し速度
は会話を想定し 2 m/s または 3 m/s とした。実験手順は、
Mixing gas

Speaking machine
Gas heater

Height [mm]34 ℃
2, 3 m/s

Temperature：34 ℃
Relative humidity：100 ％Nebulizer

Fig.2 Contaminnant emission
Table 1 Experimetal case
Whole floor(D)Anemostat(A)Expiratory jet velocity

2 m/s

0W

D0-2

D0-3

100 W

D100-2

D100-3200 W

D200-2

D200-3Height[mm]Table-topheat value

3 m/s
A0-3
A200-3

2000

2000

2000

1500

1500

1500

1000

1000

1000

500

500

0
22 23 24 25 26 27 28
Temperature[℃]D0-2
D100-2
D200-2500

022 23 24 25 26 27 28
Temperature[℃]D0-3
D100-3
D200-3

2000

2000

2000

1500

1500

1500

1000

1000

1000

500

500

0

0
22 23 24 25 26 27 28
Temperature[℃]A0-3
A200-3

Fig.3 Vertical average temperature distribution

Pa
0

1

2

3

0

500

Pa
0

1

2

3

0

2000

2000

2000

1500

1500

1500

1000

1000

1000

500

Pd 500

0

0

Pd

500
0

Height [mm]Air supply methodに示す。
値は給排気濃度差の理論値を用いて規準化した。
置換換気条件 6 条件では全条件で濃度境界面が形成されてたが、卓上発熱体の発熱量の増加に伴い濃度境界面高さが低下した。卓上発熱体からの上昇気流量が増加したためであると考えられる。混合換気条件では、鉛直濃度
分布は一様であり混合されていることが確認できた。
排気口 2 か所における粒子数濃度を Fig.5 に示す。
Case D0-2, D100-2, D200-2 を比較すると、卓上発熱がな
い Case D0-2 において曝露側 Ee の濃度が感染者側排気口 Ei よりも多くなった。Case D0-3, D100-3, D200-3 を比較すると、卓上発熱を行った D100-3, D200-3 において Ee の濃度が Ei よりも多くなった。呼気吹き出し速度
により卓上上昇気流の影響が異なると考えられる。

Height [mm]Fresh air（for flow control）

実験室の温度定常を 2 時間以上行った後、ガス・粒子
を 60 分間発生させた。前半 30 分は定常待ちとし、後半 30 分間をデータを取得した。温度は T 型熱電対で、CO2 濃度は NDIR 方式 CO2 濃度計を用いて Fig.1 に示す
測定点で鉛直分布を測定した。測定間隔は 1 分である。
また、排気口 2 か所における粒子の個数濃度をパーティ
クルカウンターで測定した。測定時間は 30 秒、測定間隔は 30 秒である。
1.4 実験結果
条件ごとの鉛直平均温度分布を Fig.3 に示す。置換換
気条件 6 条件では全条件で温度成層が形成されており、呼気吹出し速度に関わらず卓上発熱体の発熱量の増加に伴い温度勾配が強くなった。また、混合換気条件では、両条件において鉛直温度分布は一様であった。
測定点 Pa, Pd, Pe における鉛直 CO2 濃度分布を Fig.4

0

1

2

3

0

1

2

3

2000

2000

2000

1500

1500

1500

1000
500
0

Pe
0
1
2
3
Normalized CO2
concentration [-]D0-2
D100-2
D200-2

1000

1000

500

Pe 50000123Normalized CO2
concentration [-]D0-3
D100-3
D200-3

0

Pa
0

1

2

3

Pd
0

1

2

3

Pe
0
1
2
3
Normalized CO2
concentration [-]A0-3
A200-3

Fig.4 Vertical normalization CO2 concentration distribution

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学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-1

Table 3 Boundary condition
Ei（infected side）
Ee（exposure side） Ei

6.0E+07
5.0E+07

Emissivity = 0.9

Radiation

4.0E+07

FSDV

3.0E+072.0E+07

Inlet

1.0E+07

Temperature

Experimental value

Velocity
Temperature

300 [m3/h]
Experimental value

Diffusion
Mouth

A2
00
-

Fig.5 Concentration of total particle count at the exhausts

OutletTable 2 Analysis method

Heat

Coefficient

1.5965×10-5

Cencentration

300

Velocity

2, 3 [m/s]Temperature

Experimental value

3

A0
-3

3

3

D2
00
-

D1
00
-

D0
-3

2

D2
00
-

2

0.0E+00

D100-

No-slip

Wall-Logarithm

Ee

Wall

D0
-2

Concentration of total
particle count [count/m3]

7.0E+07

ExhaustNatural outflow

Huma simulator

75 [W]× 2 = 150 [W] in total

Table-top heater

0, 200 [W]

SoftwareCradle STREAM V2022

Turbulence modelStandard k-εmodel

Algorithm

SIMPLE

Discretization scheme of
convection component

Coefficient of restitution

0

QUICK

VelocitySame as expiration jet

RandomwalkOn

540,360
376,656

DV modelMV modelNumber of cells

Particle: 100×1000×150

Anemostat

Dropletwater（neckφ= 205）

Adiabatic
1,375 [kg/m3]

Resistance coefficient

Top of the exhaust→ outletExhaustWall
DensityD

Table

Droplet nuclei

0.4 D

evaporation: 900×1800×50
Nacl
Glycerol

NaCl

2200

Table-top heater
5

infector
00

1800

10

Table surface

36

00

Only infector

x
00

400

4

1100

Fig. 7 Evaporation process of droplets density
Diameter [μｍ]particle

11 × 11 mm2

φ = 12.5 mm
θ = 7.5 °Fig.6 Analysis domain [mm]2．CFD 解析
2.1 CFD 解析概要
第 1 章における粒子の挙動を詳しく把握するため、実大実験を再現した CFD 解析を行った。解析手法をTable 2 に示す。乱流モデルには標準 k- εモデルを用いた。解析空間を Fig.6 に、境界条件を Table 3 に示す。
解析空間は実験室を再現した。卓上発熱体は実験で用いたものを参考に幅 5 mm の板状の発熱体を 4 つ重ねたモデルとし、机面から 10 mm 離して設置した。境界条件とし、壁面温度、給気温度、呼気温度に実験値を使用した。感染者からの呼気は拡散物質、飛沫・飛沫核は粒子を用いて模擬し、吹き出し面の大きさ及び広がり角は実
験時の会話発生器からの呼気挙動と近しくなるよう設定

3 3］ Output [Count/s]：飛沫核密度［kg/]Concentration[Count/mm：飛沫1L当たりのNaclの質量［kg］
3.38E+09
6.97E+05：飛沫1L当たりのグリセロールの質量［kg］
1.57E+09
3.24E+05: 0.001 ［m3］0.62expiratory jet
θ

230
×
230

Table 4 Particle size and output
0.38

Human simulator
900yGlycerol

40

24

z

76

7.73E+08

1.59E+05

3.20

4.06E+06

8.36E+02

6.24

2.01E+04

4.15

合計

5.73E+09

1.18E+06

1.50

した。本解析では、飛沫は瞬時に蒸発し飛沫核になることから全粒子を飛沫核として扱った。粒子密度には飛沫
核密度を設定し、式 (1) より算出した。想定した飛沫核の蒸発過程を Fig.7 に示す。粒径 D の実験の模擬飛沫（水
1L に対し、塩化ナトリウム 12 g とグリセロール 76 g）に含まれる水分が完全に蒸発し、粒径 0.4D の飛沫核になるとした。粒子の反発係数は沈着の影響を考慮するた
め 1 とし、発生速度は呼気と等しくした。粒子の大きさ
及び発生量を Table 4 に示す。実験時と発生粒子数及び総質量が等しくなるよう粒径を 5 通りに設定した。
－(1)
：
［

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学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-1
D100-2

D200-2

Particle distribution

Velocity

D0-2

20 s

15 minFig. 8 Analysis results (Case_D0-2, D100-2, D200-2)
D100-3

D200-3

Particle distribution

Velocity

D0-3

20 s

突後も進行方向に流れていることが確認できた。吹き出
し初期（20 秒後）の挙動に対する影響は少なかったものの、定常状態では上昇気流がある場合に感染者側の室上部の粒子数が減少していることが確認できる。上昇気流により室上部へ移動後の拡散が抑制されたためであると考えられる。
Fig.10 に Case A0-3, A200-3 の解析結果を示す。粒子挙動を見ると、Case A0-3 では呼気噴流が流される方向に経時的な違いが見られた。アネモの水平方向の吹き出し気流が衝突することで発生した下降気流によるものであると考えられる。一方、Case A200-3 では上昇気流がアネモの衝突下降噴流よりも優勢であるため、粒子は吹き出された直後上昇気流とともに上昇する様子が確認できる。アネモ給気条件の場合、粒子は一度室上部に移動した場合でもアネモの給気気流により下降するため、室内は混合していた。定常状態では上昇気流の有無による違いは確認できないものの、上昇気流が存在すると吹き出された呼気が直接対面へ向かうことを防止できると考えられる。

15 minFig. 9 Analysis results (Case_D0-3, D100-3, D200-3)
A200-3

Velocity

A0-3

Particle distribution

20 s

0 m/s

0.25 m/s

0.38 μｍ
0.62 μｍ60 s1.50 μｍ
3.20 μｍ

15 min6.24 μｍ

Fig. 10 Analysis results (Case_A0-3, A200-3)

2.2 CFD 解析結果
Fig.8にCase D0-2, D100-2, D200-2 の解析結果を示す。
風速分布より、呼気吹き出し速度 2 m/s の場合には呼気噴流合流後も上昇気流が比較的垂直に上昇していることから、呼気噴流に比べ上昇気流が優勢であると考えられる。粒子分布 20 秒後より、Case D0-2 では呼気噴流とともに排気口に向かって徐々に上昇するのに対し、Case
D100-2, D200-2 では、天井面に衝突し、コアンダ効果
により天井面にそって両端の排気口まで進む様子が確認できた。
Fig.9にCase D0-3, D100-3, D200-3 の解析結果を示す。
風速分布より、呼気噴流の運動量が大きく上昇気流に衝

まとめ
本研究では、実大実験と非定常の CFD 解析により、卓上熱上昇気流が呼気及び飛沫・飛沫核の拡散に与える影響について検討した。結果より、置換換気との組み合
わせることで効果が確認できた。上昇気流が呼気噴流よりも優勢な場合は上昇気流に合流し比較的垂直に室上部に輸送され、対面への拡散を遮断できる可能性が示された。一方、呼気噴流が上昇気流よりも優勢な場合には発生直後影響は少ないものの、定常状態において室上部での拡散を抑制する効果が示唆された。発熱量が不十分であると上昇気の到達が室中央高さに留まり可能性がある
ため十分な発熱量が必要であるが、発熱量の増加に伴い濃度境界面は低下するため適切な発熱量の検討が必要であると考えられる。混合換気との組み合わせでは、定常状態には違いが見られないものの、上昇気流により直接的な曝露を防ぐ可能性が示された。
今後は、粒子の沈着をより詳細に再現した上での検討が必要であると考える。
謝辞
本研究は、大阪ガス ( 株 ) の助成を受けたものである。ここに記して謝意を表す。
参考文献
1) 高牟礼光太郎、坂本康明、八木哲也、岩谷康正、天野浩、
内山ともみ：卓上エアカーテンによる呼気中のエアロゾルの遮断効果、AIP Advances、2022 年 5 月、12 巻 5 号
2) J i t e n d r a K . G u p t a , C h a o - H s i n L i n , Q i n g y a n C h e n :Characterization exhaled airflow from breathing and talking,Indoor Air, 2010, 20, 31-393) 尾方ら：模擬咳発生装置による飛沫沈着領分布の測定，日本建築学会環境系論文集 83 巻 743 号，pp.57-64，2018.1

空気調和・衛生工学会近畿支部
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A-2

開口上部設置型エアカーテンの性能予測法に関する研究( その 10) 冷房時に内外差圧が存在する条件下における室内環境の評価
Performance of Air Curtain Located at the Top of Large Opening(Part 10) Indoor Environment under Cooling Conditions withPressure Difference between Indoor and Outdoor〇古谷 知大 （大阪大学）
山中 俊夫 （大阪大学）
尾本 和夫 （きんでん）

小林 知広 （大阪大学）
山澤 春菜 （大阪大学）
水野 慶蔵 （きんでん）

Chihiro FURUYA*1
Tomohiro KOBAYASHI*1
Toshio YAMANAKA*1*1*2
Haruna YAMASAWA
Kazuo OMOTO
Keizou MIZUNO*2*1
Osaka University *2 KINDEN CORPORATIONTo reduce air-conditioning load and to improve thermal environment in a building, installing an air curtain at
the opening can be a beneficial technique. The air flow blowing out of the device suppresses the heat exchange
by buoyancy induced convection through the opening. The impact of exhaust flow rate by mechanical fan andinstallation position of the air curtain on temperature distribution and invasion flow rate of outdoor air wasinvestigated by full-scale experiment under cooling operation. Outdoor air infiltration was measured using tracergas method. The amount of outdoor air infiltration was evaluated based on both temperature difference and CO2
concentration performance of air curtain decreased.
はじめに
建物の出入口など、人の出入りや積み荷の通行などによって開放状態で利用される場所では、屋外空気の侵入や室内空気の漏出などによる熱損失が生じ得る。これは室内の温熱環境や空調負荷を考える上での課題と言え、その解決方法のひとつとして、2 つの空間の境界部分に一定速度の気流を吹出すことにより空気の移動を抑制するエアカーテン（Air Curtain 以下：AC）があげられる。
AC の性能予測に関する研究事例 1-3) はこれまでにも多く行われているものの、熱環境に着目した研究が多く、物質の遮断性能との違いに着目した例は少ない。また実際の AC 運用時は、出入口以外にも窓や建物の隙間風による内外差圧が生じ得る。しかし差圧が AC に与える影響を調査した研究は少ない。そこで本研究では内外差圧が存在する条件における熱及び物質の遮断性能を評価したうえで、室内環境の評価を行うこととする。本報では、冷房時に差圧が存在する条件における AC の気流遮断性
能及び熱環境改善効果を把握するため、実大実験により
排気時の鉛直温度分布及び外気侵入量を測定した結果について報告する。
2.

実験項目と実験装置の概要
実験は大阪大学実験棟内に設置した Fig.1 に示す内寸3,000 mm の建屋で 2023 年 8 月 8 日～ 9 月 15 日に行った。建屋の外側と内側には Fig.2 に示す AC（三菱電機 ,GK-3012S）を開口上部に設置し、それぞれ屋外側 AC、室内側 AC と呼称する。この AC は 6 台の軸流ファンの気流を 25 mm 幅の吹出口 2 箇所から吹出すものである。
排気は Fig.1 (4) に示すファン（昭和電機 , AH-H10-L313）を用いて建屋の天井中心から行い、実験棟外に排気した。

Exhaust Duct

Exhaust Port

Air Curtain
1,200(3) Photo of full-scale model
1,000

2,000

2,000

Glasswool( t = 50, 24 K )3,000

Outdoor AC Indoor AC
Plaster Board( t = 12.5 )Plywood( t = 12.0 )3,000(1) Cross-Section

Exhaust Fan
outward

500

3,000

(2) Elevation

Fig. 1 Full-scale model(4) Photo of exhaust fan

Fig. 2 Photo of AC空気調和・衛生工学会近畿支部
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A-2
3. エアコン風量測定
3.1 測定概要
本実験の冷房に用いるエアコン（三菱電機 , MSZGV5620S-W）の処理熱量の把握を目的として、吹出風速を測定し、吹出風量を算出した。測定には熱式風速計（日本カノマックス ,Model 6543-21 ）を用い、測定周波数
1 Hz で 60 秒間測定した。また、得られたデータの平均値をその点の風速とした。Fig.3 に測定点を示す。エアコンの吹出口に800 (X)×100 (Y)×500 (Z) mmのプラスチッ
ク製のダクトを接続し、ダクト端部の断面にて 8 × 4 点で測定した。なお、エアコンは設定温度 16℃、風向は下向きに固定して運転した。
3.2 結果と考察
Fig.4 に風速分布の測定結果を示す。得られた風速の平均値にダクトの断面積を乗じて吹出風量を算出すると、720.58 m3/h となり、カタログ値である 785 m3/h と概ね一致した。以降の測定はすべてこの設定で行った。
Air Conditioner

Case

100

25

Plastic Duct

100

500

(1) Cross-section(2) Measuring Surface

Fig.3 Velocity measurement point

0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 [m/s]

4m/s
Indoor AC
8m/s
4m/s
Outdoor AC
8m/s
4m/s
Double-sided AC
8m/s
without AC

Y [mm]

MeasuredValue [m3/h]

800

Measuring Surface

100
80
60
40
20
0

4. 鉛直温度分布測定
4.1 測定概要
AC の設置位置とファンによる排気量を変更した際の熱環境改善効果の把握を目的として鉛直温度分布測定を行った。Table 1 に実験条件を示す。排気量は 0, 400, 800,
1,200 m3/h の 4 条件で行った。このときの実流量を排気ダクトに設けた超音波流量計（愛知時計電機 , TRZ200DC/5P）により測定し、定常後 30 分間の平均値を実際の排気量とした。排気量を Table 2 に示す。室内の冷房には 3.1
節のエアコンを用い、設定温度 16 ℃で冷房した。温度は Fig.5 に示す通り、T 型熱電対を用いて室内 A~E、屋外 F 点において鉛直方向に室内 12 点、屋外 4 点で測定した。加えて、条件間のエアコンの処理熱量の違いを考慮するためエアコンの吸込口と吹出口中心で各 1 点ずつ測定した。測定間隔は 1 分とし定常後 30 分間の平均値を用いた。設置位置 3 条件に AC なしを加えた計 4 条件、
排気量 4 条件、吹出風速は定格の 8 m/s 及び既往研究 4)で最も気流遮断性能の高い結果が得られた 4 m/s とした。
Table 2 Set up of air flow rate
0 [m3/h]400 [m3/h]

800 [m3/h]

1200 [m3/h]

0
0
0
0
0
0
0

401
413
432
410
409
419
411

807
822
856
812
819
812
800

1258
1225
1206
1235
1264
1237
1196

Q = 0 m3/h

Q = 400 m3/h

Q = 800 m3/h

Q = 1,200 m3/h

3000
100

200

300

400
500
X [mm]

600

700

Fig.4 Velocity distribution of outlet surface
Table 1 Experimental condition
Set point Temperature
Installation Position

2500

800

16 [Υ]Height [mm]0Indoor AC, Outdoor AC, Double-sided AC

2000
1500
1000
500

withoutAC
0

Blowing Speed

4, 8 [m/s]

Air Flow Rate

0, 400, 800, 1200 [m3/h]
3000

500 500 500 500 500 500

Duct

E
D
C
B
A
Indoor AC

1000

Outdoor AC

F(1) PlanCase Height
[mm]

12
11
10
9
8
7
6

2900
2700
2500
2300
2000
1700
1400

5
4
3
2
1

1100
900
600
350
100

A, B, C, D, E
( Indoor )T-type Thermocouple
Measurement Point

Case Height[mm]

4 17503 1250Air Conditioner

2 750

Duct

1 250
F
( Outdoor )(2) Cross-section

Fig.5 Temperature measurement point

2500
Height [mm]

Air Conditioner

500
Air Conditioner

2000
1500
1000
500
0
-1

-0.8 -0.6 -0.4 -0.2
T* [-]
4 m/s
Indoor AC
Outdoor AC
Double-sided AC

0 -1-0.8 -0.6 -0.4 -0.2
T* [-]

8 m/s
Indoor AC
Outdoor AC
Double-sided AC

Fig.6 Vertical temperature distribusion

without AC0空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-2
4.2 結果と考察
Fig.6 に排気量ごとの鉛直温度分布の結果を示す。グラフの横軸は、室内 A ～ E の高さごとの平均温度と屋外温度 F との温度差をエアコンの吹出・吸込温度差で除した無次元内外温度差Δ T* である。以下に式を示す。
(1)
Ti：室内平均温度 [℃ ] Tsupply：エアコン吹出温度 [℃ ]吹出風速ごとにみると、いずれの排気条件においても、吹出風速は 8 m/s よりも 4 m/s の方が熱遮断効果が高い
結果が得られた。この原因として、8 m/s では吹出気流が床面に衝突することで室内外空気の混合が促進されるのに対して、4 m/s では床面付近の残風速が小さく、混合が比較的抑制されることが考えられる。また AC 設置
位置でみると、屋外側 AC、両側 AC、室内側 AC の順
でΔ T* が小さく、熱遮断効果が高い結果が得られた。こさくなり、AC による熱遮断効果が確認された。一方で、排気を行うことで、室下部では AC ありの無次元内外温
度差が AC なしよりも小さくなっている。この原因として、Fig.7 の AC なし条件に着目すると、開口上部からの原因として、開口下部での移流の違いが考えられる。
AC を運転しない場合、開口下部では重力換気によって室内の冷気が屋外に漏出すると考えられるが、屋外側
AC では吹出気流が床面に衝突したのち、一部が室内側に侵入する方向に進み、室内空気の漏出を抑制すると考えられる。一方、室内側 AC では床面に衝突した吹出気流の一部が屋外側に漏出する方向に進むことで室内空気の漏出を促進するため、気流遮断性能が低下した可能性が考えられる。また、AC なし条件では居住域の上下温度差が大きく、熱的快適性が損なわれているのに対し、流入した外気がすぐに天井の排気口に誘引されるショー
トサーキットが生じていることが考えられる。これにより、AC なしでは屋外の暖気が室内空気と混合されず、室下部では AC ありに比べて室温が低く保たれていると考えられる。これは本実験で用いた建屋形状に起因するものであり、異なる建屋や実際の運用状況では、このようなショートサーキットは生じない可能性がある。また、

5. 外気侵入量測定
5.1 測定概要
前節同様の建屋にて CO2 を用いてトレーサーガス定
常発生法により外気侵入量を測定した。実験は Fig.8 に

このΔ T* の負値が大きいほど、AC の熱遮断性能が高いといえる。また、Fig.7 に AC なし及び AC あり（吹出風
速 4 m/s）条件の温度コンターを示す。排気を行わない
場合（QEX = 0 m3/h）では、AC を吹出すことで ΔT* は小01000 2000 3000
[mm]

Height [mm]Height [mm]Height [mm]1000 2000 3000
[mm]

Fig.7 Vertical temperature distribusion

01000 2000 3000
[mm]

0.4
0

Height [mm]01000 2000 3000
[mm]

3000
2500
2000
1500
1000
500
0

1000 2000 3000
[mm]

3000
2500
2000
1500
1000
500
0

0
3000
2500
2000
1500
1000
500
0

1000 2000 3000
[mm]

3000
2500
2000
1500
1000
500
0
0

3000
2500
2000
1500
1000
500
0

1000 2000 3000
[mm]

3000
2500
2000
1500
1000
500
0
0

Height [mm]1000 2000 3000[mm]

Double-sided AC (4 m/s)

Height [mm]Height [mm]01000 2000 3000
[mm]

3000
2500
2000
1500
1000
500
0
0

3000
2500
2000
1500
1000
500
0

1000 2000 3000
[mm]

3000
2500
2000
1500
1000
500
0
0

Height [mm]

3000
2500
2000
1500
1000
500
0

Height [mm]Height [mm]01000 2000 3000
[mm]

Outdoor AC (4 m/s)

1000 2000 3000
[mm]

3000
2500
2000
1500
1000
500
0

1000 2000 3000
[mm]

3000
2500
2000
1500
1000
500
0
0

3000
2500
2000
1500
1000
500
0
0

Height [mm]Height [mm]Indoor AC (4 m/s)

Height [mm]Height [mm]Height [mm]

3000
2500
2000
1500
1000
500
0
0

Height [mm]

QEX = 1,200 m3/h

QEX = 800 m3/h

QEX = 400 m3/h

QEX = 0 m3/h

without AC
Air Conditioner
3000
2500
2000
1500
1000
500
0
0
1000 2000 3000[mm]

AC あり条件ではいずれの排気条件でも上下温度差は小さく、比較的均一な熱環境に保たれているといえる。

0.2
01000 2000 3000
[mm]

3000
2500
2000
1500
1000
500
0

T* [-]

To：屋外平均温度 [℃ ] Treturn：エアコン吸込温度 [℃ ]

-0.2
-0.4
-0.6
-0.8
-1

0

1000 2000 3000[mm]

空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-2
示す 16 点で CO2 を同時に発生させた。測定点を Fig.9に示す。室内 a ～ e、屋外 f の測定点において鉛直方向に 5 点で、定常に達した後に室内濃度 Ci 及び屋外（実験棟内）濃度 Co を CO2 濃度計（T&D, RTR-576）を用いて 30 分間測定した。なお、測定間隔は 1 分とした。実験条件は前章と同様にエアコン設定温度 16 ℃、吹出風
速 2 条件、設置位置 4 条件、排気量 4 条件とした。
5.2 結果と考察
外気侵入量は対象領域内でのガスの希釈・排出に有効な換気量として以下の式 (1) により算出する。
QTG =M
Ci - Co

QTG：外気侵入量 [m3/h](2)
Ci：室内濃度 [-]3

M：室内 CO2 発生量 [m /h] Co：屋外濃度 [-]Fig.10 に排気量 QEX と外気侵入量 QTG の関係を示す。
AC なしでは、排気量が増加するにつれて外気侵入量が増加した。一方、AC あり条件では前章と同様に、排気量の小さい条件で屋外側 AC が最も外気侵入量の小さい結果が得られたが、排気量が増加するにしたがって外気
CO2 Supply Point

2625

3

1875

2

1125

1

375

Indoor AC
Outdoor AC

2000
1800

4

2100

e
3

1600
1400

2700

d

1500

Case Height[mm]
4 17503 1250

b
2

900
2 750

Indoor AC
Outdoor AC

1
1000

f

2200

Case Height
[mm]
5

a

の差異は小さくなり、AC により居住域の上下温度差は小さく保たれ、比較的均一な熱環境が形成された。また、排気時も冷房時には屋外側に AC を設置することで高い
気流遮断性能が得られる可能性が示唆された。今後は本実験で得た値を真値として、CFD 解析を用いて詳細なAC の性能評価を行うほか、AC の気流遮断効果のメカ
ニズムについて詳細な検討を実施する必要がある。

(2) Cross-section
Fig. 8 CO2 supply point

CO2 Concentration Measurement Pointc

おわりに
本報では、冷房時に排気を行った場合の AC の気流遮断性能及び熱環境改善効果の把握を目的として、実大実験により、鉛直温度分布及び外気侵入量の測定を行った。
結果から既往研究 4) と同様、排気量の増加に伴い、ACの気流遮断性能は低下し、Δ T* 及び外気侵入量の条件間

300a, b, c, d, e
( Indoor )QTG [m3/h](1) Plan6.

【参考文献】
1.渡邉久 , 永田明寛：内外差圧が開口部上部設置型縦吹降式
エアカーテンの熱・気流遮断性能に与える影響 - 模型実験・
CFD 解析による検証 , 日本建築学会環境系論文集 , 第 83
巻第 743 号 , pp.29-37, 2018.1
2.李時桓：非循環型吹き下ろし式エアカーテンの熱遮断特性に関する数値的検討 , 日本建築学会学術講演梗概集 , 環境
工学 II, pp.1361-1362, 2018.7
3.田中優汰 , 近藤靖史：建物出入り口に設置するエアカーテンの高効率化に関する研究 , 日本建築学会環境系論文集 第86 巻 第 790 号 , pp.899-908, 2021.12
4.古谷ら：開口上部設置型エアカーテンの性能予測法に関する研究（その 9）暖房時に内外差圧が存在する条件下における室内環境の評価 , 令和 5 年度空気調和・衛生工学会学術講
演会講演論文集 , pp.169-172, 2023.9

Case Height[mm]4

侵入量も増加し、QEX = 800 m3/h 以降、吹出風速 4 m/s では設置位置ごとの外気侵入量は概ね等しくなった。また、吹出風速 8 m/s ではいずれの排気条件でも、屋外側 AC、
両側 AC、室内側 AC の順で外気侵入量が大きく、QEX =1,200 m3/h ではいずれの AC あり条件よりも AC なし条
件の方が外気侵入量 が小さくなり、AC により移流が促進された可能性が示唆された。

1200
1000
800
600
400
200
0

0

(1) Plan(2) Cross-section
Fig. 9 CO2 concentration measurement point

800

1200

3

Air Flow Rate QEX [m /h]

1 250

f
( Outdoor )400

Indoor AC (4 m/s)
Indoor AC (8 m/s)
without AC

Outdoor AC (4 m/s)
Outdoor AC (8 m/s)

Double-sided AC (4 m/s)
Double-sided AC (8 m/s)

Fig. 10 Relationship between QTG and air flow rate

空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-3

Fluidic oscillator を利用した周期変動吹出口に関する研究（その 1）実大実験による装置形状が吹出気流の特性に与える影響の検討
On the Air Supply Terminal Generating Periodic Airflow using Fluidic Oscillator System(Part 1) A Full-Scale Experiment on Influence of Device Configuration on Airflow Characteristics〇酒井山澤( 大阪大学 )小林知広( 大阪大学 )山中

春菜 （大阪大学）

小林典彰( 大阪大学 )

蔣

颯摩

俊夫
子韜

­
Soma SAKAI*1 Tomohiro KOBAYASHI*1 Toshio
YAMANAKA*1( 大阪大学 )( 大阪大学 )Haruna YAMASAWA*1

Noriaki KOBAYASHI*1 Zitao JIANG*1*1

Osaka University

Compared with the conventional air outlets that blow steady airflow, the outlets that generate periodic airflow havebeen attracting both academic and technical attensions form a point of view of improving occupant comfort. This study
focuses focuses on the fluidic oscillator which generates the periodic airflow, and investigates its applicability as air
supply terminal. Visualization experiments and velocity distribution measurements were carried out to clarify the basic
characteristics of the airflow supplied form a fluidic oscillator. In addition, the power spectral density of air velocity wasstudied to understand the general tendencies of prevailing frequency of the periodic fluctuation airflow.

Q=25[m3/h]
Q=50[m /h]D

Q=25m3/h
100

100 mmt=0[s]

D

D=25mm④t=

PSD×Frequency[m2/s2]

100 mm50 mm

feedback channel(FBC

Q=75[m3/h]

Air Flow Rate

25 , 50 , 75 [m3/h](250 , 500 , 750 [m3/h /m])
(1.38,2.77,4.17[m/s])

10-1
10-2
10

-3

10-4
10-5
10-6
10-2

0.9
10-1

100

t=

10

100

D=50mm③

25 , 50 , 75 [mm]t=

PSD×Frequency[m2/s2]

②

3

D

D+250 mmfeedback channel(FBC)

①

X

Y

-400
-350
-300
-250
-200
-150
-100
-50
0
50
100
150
200
250
300
350 3
400

みに着目し、新たな空調吹出口として利用することの可能性を検討するための基礎研究に取り組む。Fig.1 にFO の概念図を示す。1) FO 上部から流入した気流がコアンダ効果により、壁面に沿いながら下部へ流出する。
Fluidic Oscillator

これにより吹出気流は壁面と逆方向に吹出される。その際に一部が feedback channel( 以下、FBC) に流入し上部へ逆流する。2) 逆流した気流が mixing chamber に再度流入する際、主流と壁面の間に渦が形成される。3)
これにより主流が壁面から剥離し、反対側の壁面に沿い、一部が反対側の FBC に流入する。この時 FO 吹出口からは①とは逆方向に気流が噴出されている。4)反
0
対側の壁面にも②と同様に FBC から逆流してきた気流
200により壁面と主流の間に渦が形成され、主流が押し出400される。FO 内部では、これが繰り返されることで、吹600
t=0[s]
出気流が周期変動することが知られている 2）。本報では800
空調の吹出口サイズの FO を想定し、FO の内部形状と1000
給気量が周期変動風に与える影響を把握するため、実大Air Flow Rate=50[m /h]
All conditions
実験により、吹出気流の揺れ幅及び変動特性を測定した
t=0[s]
結果について報告する。

D 100 mm

はじめに一般的な空調吹出口では吹出し気流の風向は固定され、室内での完全混合を意図して気流を拡散させる仕様のものが多い。一方、近年では快適性の向上やドラフト
リスクの低減を目的として、吹き出し気流を変動させることにより周期的な気流感を与えることを意図した空調器具に関する研究も見られる。例えば民秋・近本ら１）
は吹出口内部のプロペラの自立回転により風向板を周期回転させることでモーター駆動なしで変動風を送出する
吹出口の検討を行っている。
本研究では、回転機構などの駆動部を用いずに周期変
Volume Damper
Orifice Flow Meter
Fluidic Oscillator（以下、FO）の仕組
動風を発生させる Fan

10-1
10-2
10-3
10-4
10-5
10-6
10-2

0.8
10-1

100

10-1

100

X

10

Q=25m3/h

50 mm(1)Cross-Section

25mm

10

10

10-3

10-3

10-3

10-4

10-4

10-4

-5

-5

-5

Velocity[m/s]-2

D=50mm

10-1

-2

0.5

1.5
1.0
0.5
0
2.0

m

10

10-1

-2

1.0

2.0

[m/s]

10

10-1
10

0

Velocity[m/s]

0

10-1
10-2

Q

10-3
10-4
10-5
10-6
10-2

0.9

10

Frequency[Hz]1.5

0Fig. 2 Test model of the fluidic oscillator terminal

Q=75m3/h

010requency[m2/s2]

Q=50m3/h(2)Outline

Velocity[m/s]

2D+200 mm

Fig. 1 Working principle of a fluidic oscillator
Q=25m3/h

D=25mmmixing chamber

2.0

D=75mm

100 mmPSD×Frequency[m2/s2]

100

1.5

空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-3

Volume Damperの測定を行いながら実験を行った。
1.2 吹出気流の可視化実験概要
まず FO からの吹出気流の基礎性状を定性的に把握することを目的として可視化実験を行った。実験条件
X
は予備検討として行った CFD 解析の結果を基にして、Table1 に示す通り、吹出風量 3 条件、装置形状
3 条件
Y
9
CW:YAGの合計 条件で行った。光源にはレーザー（日本カノマックス ,CW532-10-3W) を用い、開口正面から
中心断面上にレーザーシートを照射した。画像は将来的に PIV(Particle Image Velocimetry) 解析により風速分
Q=25[m3/h]

1. 実験概要
1.1 実験項目と実験装置の概要
実大実験により、1) 吹出風速分布の測定、2) 吹出気流の可視化の 2 種類の実験を行った。Fig.2 に FO の基本形状と寸法を示す。本実験に使用する模型は厚さ5mm のスチレンボードで作成した。流入口、吹出口の面積はともに 100mm×100mm とした。後述するように、
FBC の幅をパラメータとしており、内部形状を変化させないため、装置の外形が FBC の幅に応じて変化するようにした。
Fig.3 に実験装置全体の構成を示す。FO にはファンを使用して送風し、ファンの風量は変圧器とボリュー
ムダンパーを用いて制御し、オリフィス機構（IRIS
Damper, Continental Fan）を用いて FO に流入する風量X0
t=0[s]

Y

Q=50[m3/h]

Orifice Flow Meter

Fan

3

600

Fig. 3 Configuration of Experimental Apparatus

102

PSD×Frequency[m2/s2]

D=50mm

10-1
10-2

0.8
10-1

100

101

102

PSD×Frequency[m2/s2]

10-2

10

-4

10-5
10-6
10-2

10

10-6
10-2

D

D
10-1

103

1.8
10-1

100

101

102

-3

100

10-5
1.1
10-1

100

101

102

100

103

10-1

10
10

-4

101

Frequency[Hz]

102

103

10-6
10-2

-400
-350
-300
-250
-200
-150
-100
-50
0
50
100
150
200
250
300
350
400
Velocity[m/s]D=25mm

2.3
10-1

100

101

102

103

1.0
0.5
0
2.0
1.5
1.0
0.5

0
t=1.8[s]
1.5
1.0
0.5
0
-600 -400 -200 0

10-1
10-2

t=0.5[s]

-3

10

10-4

1.1
10-1

100

t=0.9[s]t=1.4[s]

101

102

103

100

10-2

D

10-3
10-4
10-5

1.6

10-1

t=0[s]10100Frequency[Hz]100 mm

1

102

103

D

10-6
10-2

1.5

t=0.3[s]t=0.7[s]101010Fig. 5 Vizualization
Frequency[Hz]

10-1

100

200 400 600-600 -400 -200 0

X coodinate[mm]100 mm 100 mm

10-5

10-6
10-2

Q=50m3/

1.5

10-1

10-2

10-5

0.9

10-6
10-2

103

X coodin

2.0

100

10-1

-3

t=1.2[s]

10-5

100

10-6
10-2

t=0.6[s]

10

10-5

10-4

10-1

10

-4

10

10-5

-3

10-3

-4

50 mm
mm
50
t=0[s]

10-4

10-6
10-2

10-2

10-3

10-2

-3

100

D=75mm

103

10-2

Q=25m /h1

2

3

X coodinate[mm]t=1.0[s]D+250 mm

101

10-1

D 100 mm

100

100

10

100

10-1

D 100 mm0.9
10-1

Q=50[m3/h]

10-5
10-6
10-2

Q=75m3/ht=0[s]
100 mm

10-2

10

3

100

10-1

Q=75[m3/h]

PSD×Frequency[m2/s2]

D=25mm100

100 Q=50mmm/h

D=25[mm]
Velocity[m/s]

Q=25[m3/h]

Air Flow Rate3

t=0.3[s]

All c

3
2.0
Fig.4 Measurement
Air Flow Rate=50[m/h] PointsAll
conditions

Velocity[m/s]

25 , 50 , 75 [m3/h](250 , 500 , 750 [m3/h /m])
(1.38,2.77,4.17[m/s])

1000

D=50mm

25 , 50 , 75 [mm]mixing chamber-4

Air Flow Rate=50[m3/h]

25 , 50 , 75 [m3/h](250 , 500 , 750 [m3/h /m])
(1.38,2.77,4.17[m/s])

D

10-3

800
t=0[s]

25 , 50 , 75 [mm]

Air Flow Rate

Q=25m3/h④

D=75mmfeedback channel(FBC) D③

Velocity[m/s]②t=0.5[s]

-400
-350
-300
-250
-200
-150
Q=75[m /h]
-100
-50
0
50
100
150
200
250
300
350
400

Fluidic Oscillator

Table1 Experimental conditions

t=0.6[s]200400t=0[s]①

D

20

X coodinate[

Q=75[

空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-3

t=0[s]

t=0.3[s]t=0.7[s]t=1.0[s]X coodinate[mm]Q=25m3/h

Q=50m3/h

Q=75m3/h

Velocity[m/s]
Velocity[m/s]

D=25[mm]

1.5
1.0
0.5
0
2.0

D=50mmVelocity[m/s]D=25mm

2.0

1.5
1.0
0.5
0

t=1.2[s]Velocity[m/s]t=0.6[s]D=75mm

2.0
1.5
1.0

t=1.8[s]0.5
0200 400 600-600 -400 -200 0

X coodinate[mm]t=1.4[s]Fig.6 Average velocity distribution (Y=1,000[mm])布測定を行うことを想定して高速カメラ（カトウ光研 ,K8）を模型側面に設置して 100fps で撮影した。
Y=200mm

1.3 吹出風速分布の測定実験概要
FO から吹き出される周期変動風の揺れ幅を定量的に２．結果と考察
2.1 可視化実験
Fig.5 に可視化実験の結果を示す。測定した 9 条件のうち、周期変動が比較的明瞭であった D=25 mm の条件について吹出風量 (Q) 毎の時間変化の可視画像を示している。Q=25m3/h の条件では上下方向の気流変動は比較的小さくなった。Q=50, 75m3/h については上下への変動が見られ、定性的ではあるが給気量が大きいほど変D=25mm

D=50mm

D=75mm

X coodinate[mm]X coodinate[mm]X coodinate[mm]

3.5
3.0
2.5
2.0
1.5
1.0
0.5

Y=400mm

3.5
3.0
2.5
2.0
1.5
1.0
0.5

Y=600mm0

Velocity[m/s]

Velocity[m/s]

Velocity[m/s]0

X coodinate[mm]把握することを目的として風速分布の測定を行った。
Q=75m3/h
Q=50m3/h
実験条件は 1.2 節と同様に 9 条件で行った。風速測定には I 型熱線風速計（日本カノマックス ,0251R-T5）を用い、測定周波数 1,000Hz で 60 秒間測定を行った。
測定位置は Fig.4 に示すように X 軸、Y 軸をとり、
y=1,000 mm の位置において X ＝ −400 mm から 400
mm まで 50 mm 間隔で 17 点、X=0 mm の位置において Y=0 mm から 1,000 mm まで 200 mm 間隔で 6 点、計 22 点とした。また、給気量が 50 m3/h の条件については Y=400, 600, 800 mm においても同様に 16 点、00 600-600 -400 -200 0さらに
200 400 600-600-400 -200
0 で
200 400
600 計 56 点を追加で測定した。
Y=200
mm
8 点、
X coodinate[mm]X coodinate[mm]
また、測定時に X=400,-400 の風速が大きいものにつ
いては追加で X=500,-500 まで測定をしている。

Velocity[m/s]t=1.0[s]Y=800mmt=0.7[s]

3.5
3.0
2.5
2.0
1.5
1.0
0.5

Velocity[m/s]t=0.3[s]X coodinate[mm]

-600
-500
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600

t=0.9[s]200 400 600

X coodinate[mm]

-600
-500
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600

t=0.5[s]200 400 600-600 -400 -200 0

X coodinate[mm]

-600
-500
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
600

-600 -400 -200 0

3.5
3.0
2.5
2.0
1.5
1.0
0.5

0

0

Fig.7 Average velocity distribution (Q=50[m3/h])

動幅が大きい傾向が示された。また、吹出気流の変動
周期は給気量が大きいほど短くなる傾向となった。
2.2 吹出風速分布の測定
Fig. 6 に Y=1,000 mm における平均風速分布を示す。
この結果から、給気量による気流の変動幅への影響は比較的小さいことが分かる。一方で、FBC の幅が大きくなることで変動幅が若干大きくなる傾向が見られた。
また、FO から吹出される気流は概ね正規分布に沿って風速が分布されると考えられるが、D=50 かつ Q=50,75

mixing chamber
空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-3

PSD×Frequency[m2/s2]
PSD×Frequency[m2/s2]
PSD×Frequency[m2/s2]

D=75mm

D=50mm

D=25mm

Q=25m3/h

Q=50m3/h

Q=75m3/h

100

100

100

10-1

10-1

10-1

10-2

10-2

10-2

10-3

10-3

10-3

10-4

10-4

10-4

10-5

10-5

10-6
10-2

0.9
10-1

100

101

102

10-6
10-2

103

10-5
1.8
10-1

100

101

102

103

10-6
10-2

100

100

100

10-1

10-1

10-1

10-2

10-2

10-2

10-3

10-3

10-3

10-4

10-4

10-4

10-5

10-5

10-6
10-2

0.8
10-1

100

101

102

10-6
10-2

103

10-1

100

101

102

103

10-6
10-2

100

100

10-1

10-1

10-1

10-2

10-2

10-2

10-3

10-3

10-3

-4

-4

10-4

10

10-5

10-5

10-6
10-2

0.9
10-1

100

101

102

10-6
10-2

103

100

10-1

100

10-1

100

101

102

103

101

102

103

101

102

103

10-5
1.1

100

10

2.3
10-1

1.1

10-5
1.6
10-1

Frequency[Hz]

100

101

Frequency[Hz]

102

103

10-6
10-2

1.5

Frequency[Hz]Fig.8 Power spectral density of velocity fluctuation and its predominant frequencyの条件についてはその限りではない結果となった。
Fig.7 に Q=50 m3/h, Y=200, 400, 600, 800 mm の風速分布を示す。中心風速については D=25 が最も高くなったが、これは FBC に流入する流量が小さい分、FO の吹出口からの流量が大きくなるためと考えられる。
3. フーリエ変換による卓越周波数の取得
周期変動風の変動特性を理解するために卓越周波数を評価することを目的として、Table 1 に示した 9 条件について、X=0 mm, Y=1000 mm の位置における風速の
瞬時値のデータに対しフーリエ変換を行い、風速変動のパワースペクトル密度（Power Spectral Density 以下、PSD）を算出した。Fig.7 に各条件の瞬時風速のデータから得られたパワースペクトル密度を示す。図中では各条件におけるピーク周波数を併記している。なお、
ここでは卓越周波数をより明確にするため、Fig.7 の縦軸は PSD に各周波数を乗じた値 3) として表記している。
また、スペクトルは式 (1) に示す Hanning ウィンドウを
10 回繰り返し用いることで平滑化を行った。
Gk  0.25Gk 1  0.50Gk  0.25Gk 1

 １

ここで、G ｋはある k 点におけるパワースペクトル値、G ｋ－１ 及び G ｋ＋１ はその両隣のパワースペクトル値、点の値である。Fig.7
Gk は平滑化された後の0.25Gk 1  0.50Gk  0k.25
Gk 1
  の結果
から、9 条件とも卓越周波数は 1.0 Hz 付近に存在することが示された。ピークの周波数を各条件で比較すると、D=25 の条件では給気量が大きくなるにつれてピー

ク周波数が高くなったが、D=50,75 の条件では給気量とピーク周波数の関係性は明確には見られなかった。
ただし、ピークの周波数における PSD と同等の PSDを持つ周波数がピークの値付近に存在する条件が多い
ことから、周期変動風の実際の変動周期と装置形状の関係性の把握には更なる検討が必要であると言える。
４. まとめ本報では、周期変動吹出口としての FO の可能性を検討する初期段階として周期変動風の可視化、風速分布測定の実験を行った上でパワースペクトルを算出して卓越
周波数の取得を行った。結果として、吹出気流の揺れ幅については給気量による影響は少なく、FBC の幅が増加するにしたがってわずかに広がることが示された。また、卓越周波数についてはどの条件であっても概ね 1.0
秒付近に存在することが示された。今後は LES による
CFD 解析を実施し、精度検証を行う予定である。

参考文献
1) 民 秋、 近 本、 宮 崎、 中 島、 井 守： 周 期 変 動 風 を 伴 っ
た可変風量吹出口の開発 温熱環境性能および快適性の評価、（空気調和・衛生工学会近畿支部学術研究発
表会論文集（2022.3.11)
2)Woszidlo et al. :The time-resolved natural flow field of a fluidic
oscillator,Experiment in Fluids.Vol56:x125,2015
3) 日 本 風 工 学 会 編： 風 工 学 ハ ン ド ブ ッ ク , 朝 倉 書 店 ,2007空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-4

風量変化により変動風を送出する天井吹出システムの快適性評価
変動風と定常風の比較および周期の異なる変動風の比較検証
Comfort Evaluation of Ceiling System Sending Fluctuating Airflow by Changing Air Volume
Comparison of Fluctuating Airflow and Steady Airflow
and of Fluctuating Airflow with Different Periods○民秋

篤（立命館大学）

Atsushi TAMIAKI*1*1

近本

智行（立命館大学）

Tomoyuki CHIKAMOTO*1

Ritsumeikan University

In this study, we evaluated the comfort of a system that sends fluctuating airflow by changing the air volume, from theviewpoint of the difference in airflow characteristics between fluctuating and steady airflow, and the difference between highand low cycles in fluctuating airflow. As a result, comfort tended to be the same or higher in fluctuating airflow than insteady airflow as the airflow sensation improved. Compared to low-frequency fluctuating airflow, high-frequency airflow
was able to improve comfort due to airflow for subjects who were sensitive to changes in the thermal environment.
はじめに
快適感向上のため、熱的ストレスを付与した室温の高い空間において、変動風を利用した空調方式の有効性が指摘されている文１）。筆者は、低周期の変動風の気流感増加による快適感向上文２）に着目し、被験者実験を通じて、旋回型の天井吹出口による変動風の快適性評価を行った
文３）。その結果、実験で使用した旋回型の吹出口では、気流曝露の時間が短いことや周期の最大風速が小さいこと
等から、変動周期に関わらず気流自体を感じる被験者が少なく、気流感に伴う快適感の向上があまり見られなかった。また、吹出気流に曝露する身体部位の皮膚温度低下を確認することはできなかった。そのため、変動風を強く感じられ、かつ局所的な冷却効果を図ることが可能な吹出システムの検討が必要である。
また、変動風と人体への影響との関係性を調査した研究は多くなされており、定常風より変動風の方が温冷感
は高くても不快に感じにくいということが示唆されている文４）。しかし、多くの研究の変動風送出の方式は、被験者の正面および身体全体に気流を与えるものであり、天井吹出口から送出される変動風の快適性を検討した事例は少ない。さらに、同風量下で、周期 60s 以上の低周期における変動気流の知覚と生理の関係の考察はあまりされていない。
そこで本研究では、風量変化による変動風かつ指向性気流を伴った天井吹出システムを採用した。その吹出シ
ステムに関して、変動風と定常風の気流特性の違い、および変動風送出における高周期・低周期注１）の違いによる心理・生理量への影響を調査し、快適性評価を実施する。

Fig.1 Conceptual Diagram of Fluctuating Airflow

１．変動風送出装置の概要
本研究で用いた変動風送出装置注２）の概要を Fig.2 に示す。
ダンパー内の羽根をモーターにより 360°回転させることで変動風を送出する仕組みとなっている。吹出風
量の周期性に関して、モーターに接続したドライバによりモーターの回転数を制御し、高周期・低周期と変化させることができる。
Self-made Damper

Self-made Damper

Damper Blade

Damper Blade600

M otor・Rotating the damper blades with a motor
・Controling the rotation speedwith a screwdriver

Driver

Fig.2 Overview of Device Sending out Fluctuating Airflow

２．実験概要2.1 実験室
実験室平面図および断面図を Fig.3, 4 に示す。吹出口
は室中央の天井に設置されており、また安定した吹出気
流の冷風を供給するために、冷風貯蔵エリアからダクト空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-4

100

Fan

Self-made Damper

OutletPunkah Louvre

6 Points×4
FL+100, 600, 1100,
1600, 2100, 2600 mm

を通して吹出気流を送出している。
2.2 実験条件
被験者実験は 2023 年 11 月に、立命館大学びわこくさつキャンパス内の温熱環境実験室にて行った。被験者は健康な成人男性 7 名（被験者 A～G 注３））で、夏季のオフ
ィスを想定した着衣とし、0.6clo（肌着+半袖シャツ+長ズ
ボン）、椅座安静（1.0met）に統一した。被験者は吹出口に対して横向きの姿勢での曝露となるようにし、吹出口から 1m の位置で実験を実施した。
2.3 実験ケース
実験ケースを Table 1 に示す。気流特性が定常風、変動風のケースをそれぞれ Case1 および Case2～5 とし、Case2～5 の変動周期はそれぞれ 15s, 30s, 60s, 100s である。このとき、変動風の乱れの強さ注４）が 0.6 となるよう、全ケースの平均風速は 0.6m/s とした。
2.4 測定・評価項目
生理量の測定項目および主観申告の評価項目をそれぞれ Table 2, 3 示す。アンケートの評価項目は、温冷感、
快適感、気流感、発汗度の 4 つに大別した。
2.5 実験手順
実験のタイムテーブルを Fig.5 に示す。被験者は、室
温 28℃の実験室に入室後、皮膚温度測定用の熱電対を装着し、30 分間椅坐位安静にさせる。30 分間の実験において開始直後より 1 分毎のアンケートの記入を行い、ケース終了後、30 分の休憩をとる。この手順を 1 日に 3 ケー
ス行い、被験者 1 名当たり 2 日かけて実験を実施した。
３．実験結果3.1 風速波形
Case1～5 における風速波形注５）を Fig.6, 7、風速の諸データを Table 4 に示す。
Case1 にて、
風速値 0.6±0.2m/sと振れ幅が見られたが、ファンから吹出口までのパスに整流装置がなく、ファンの圧力変動が影響したことが原因であると考えられる。また、Case2 における乱れの強さ
が 0.49 と、他ケースと比べやや低いことが分かった。
3.2 気流曝露の身体部位
気流を感じた際の身体部位別の申告割合を Fig.8 に示

1 Point
FL+1100mm

Wind Velocity

Fig.4 Cross Section of Laboratory
Table 1 Experimental Case
Airflow
Air Volume
Characteristics
Case1
Case3

Fluctuating

Case4
Case5

Turbulence
Ave.
Intensity
Wind Speed

Period60 m3/h-0～85 m3/h

15 s

0～85 m3/h

30 s

0～85 m3/h

60 s

0～85 m3/h

100 s

Steady

Case2

Room
Temp.

0.6 m/s

28°C

0.6

Table 2 Physical Quantity Measurement Items
Evaluation Item

Measurement Point

EquipmentInterval

Skin Temperature

Forehead, Chest, Fore-arm, Hand,
Thigh, Calf, Foot (Hardy DuBois) ,Neck and Upper-arm

Thermocoupkes(T-Type)2s

Moisture in Clothing

Chest

Hygrocron

10 s

Table 3 Psychological Quantity Measurement Items
Evaluation Item

Evaluation Method and Point

Thermal Sensation

7 Stages (-3: Cold ~ +3: Hot）

Comfortable Sensation

7 Stages (-3: Very Uncomfortable ~ +3: Very Comfortable)

Airflow Sensation

4 Stages (0: Not at all ~ +3: Very much)

Sweating Sensation

4 Stages (0: Not at all ~ +3: Very Sweaty)

Local Thermal Sensation

Which part of your body did you feel cool?*

Local Airflow Sensation

Which part of your body did you feel airflow?*

Local Sweating Sensation

Which part of your body did you feel sweaty?**Forehead, Neck, Chest, Back, Upper-arm, Fore-arm, Hand, Thigh, Calf and FootAttaching Measurement Equipment
Stand-by-10 0Stand-by

Expt.

30

60

Stand-by

Expt.

90

Expt.

180
min.

150

120

Subjective Sensation
Every 1 min.

Sit and Rest

Fig.5 Experimental Procedure
Velocity [m/s]Fig.3 Floor Plan of Laboratory

1 Point

Relative Humidity

1,100mm

Air Temperature

Air and Globe Temp.

Velocity [m/s]3,400mm

Measurement Point

100

Inlet

Laboratory

Measurement Item

Blowoff Temperature

Velocity [m/s]OutletCold RoomMeasurement Point

1,100

500×3＝1,500mm

2,700mm500×5=2,500mm

1,000

2,550mmOutlet

1.4
1.2
1
0.8
0.6
0.4
0.2
0

1.4
1.2
1
0.8
0.6
0.4
0.2
0
1.4
1.2
1
0.8
0.6
0.4
0.2
0

0

30

60

90

120 150 180
Time [sec]

210

240

270

300

90

120 150 180
Time [sec]

210

240

270

300

90

120 150 180
Time [sec]

210

240

270

300

Cycle: 15s

0

30

60

Cycle: 30s

0

30

60

Fig.6 Wind Fluctuationin Case1 (Above), Case2 (Middle), Case3 (Below)

空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

0.4
0.2
0
-0.2
-0.4
-0.6
-0.8
-1
-1.2
-1.4

Case1
Case4

Case2
Case5

Case3

f・S(f)/σ2

Change in Skin Temperature [℃]Time [min]1.E+06
1.E+05
1.E+04
1.E+03
1.E+02
1.E+01
1.E+00
1.E-01
1.E-020.001

f・S(f)/σ2

Fig.9 Change in Skin Temperature (Neck)
1.E+06
1.E+05
1.E+04
1.E+03
1.E+02
1.E+01
1.E+00
1.E-01
1.E-020.001

Velocity : 3641
Skin Temp. : 324.8

0.01

Frequency[Hz]

1.4
1.2
1
0.8
0.6
0.4
0.2
0

1.4
1.2
1
0.8
0.6
0.4
0.2
0

Cycle: 60s

0

30

60

90

120 150 180
Time [sec]

210

240

270

300

Cycle: 100s

020 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 300
Time [sec]Fig.7 Wind Fluctuation in Case4 (Above), Case5 (Below)
Table 4 Wind Speed Data
Case1

Case2

Case3

Case4

Case5

Ave. Wind Speed [m/s]

0.605

0.595

0.596

0.597

0.595

Standard Deviation [-]

0.103

0.294

0.344

0.362

0.354

Turbulence Intensity [-]

0.170

0.494

0.577

0.608

0.594

100%
80%
60%
40%
20%
0%

Head

Neck

Case1

Back
Case2

Upperarm

Forearm
Case3

Hand

Calf

Thigh
Case4

Foot
Case5

Fig.8 Percentage of Airflow Sensations Reported by Body Part

5 では快適側の申告割合はやや大きい傾向が見られた。さらに、Case2～5 間の比較では Case4 を除き、快適側の申告に大きな差は見られなかった。次に温冷感に関して、
Case1 にて涼感側の申告割合はやや小さく、Case2～5 の間で温冷感に大きな差は見られなかった。気流感に関して、Case1 より Case2～5 の方が気流を感じやすい傾向にあった。また、周期が小さくなるにつれ、気流感申告は増加する傾向が見られた。
これは、変動風速のPS分析より、スペクトルピークの大きさがケースごとの気流感の増加に影響を及ぼした可能性が考えられる。
Velocity
Skin Temp (Neck)

0.01
0.1
Frequency[Hz]Velocity : 7394
Skin Temp. : 325.3

1 0.001

0.01
0.1
Frequency[Hz]1

Fig.10 Power Spectrum of Wind Speed and Skin Temperature in Case1 (Left), Case2 (Right)

Velocity
Skin Temp (Neck)

0.1

Velocity [m/s]す。全ケースにおいて、申告割合 50%以上の身体部位は、肌が露出している「首、前腕、手」であった。よって、快適性評価の際にはこれら 3 点の身体部位、特に首部位に着目する。
3.3 生理量結果（皮膚温度）
全被験者の首部位の皮膚温度増減を Fig.9 に示す。
Case2～4 の皮膚温度は、Case1 より低い傾向にあり、また Case5 に比べ、Case2～4 では皮膚温度の減少が大きい傾向にあった。気流可視化の動画より、Case5 は Case2～
4 と比べ気流のブレが大きく、首に気流が局所的に当たっていなかった可能性が考えられる
3.4 風速と皮膚温度のパワースペクトル分析
Case1～5 における風速と首部位の皮膚温度注６）のパワースペクトル注７）,８）（以下、PS）を Fig.10, 11 に示す。
前述より Case1 の風速波形には乱れが生じていたが、特定の周波数でスペクトルピークは風速および皮膚温度ともに生じていなかった。一方、Case 2～5 の風速および皮膚温度の PS は、設定した変動周波の 0.067Hz (Case2),
0.034Hz (Case3), 0.017Hz (Case4), 0.010Hz (Case5)で主要なスペクトルピークを示した。これより、風速変動の
周波数の影響を受けて、皮膚温変動の周波数が同期していることが分かった。
Case2～5 における風速のスペクトルピークの値は周波数の大きさに応じて Case2, 3, 4, 5 の順に大きく、Case2～4 の皮膚温度のスペクトルピークの値は、それぞれ
325.3、324.8、321.7 とほとんど変わらず、周期 100s のCase5 のみ 163.6 と低い値であった。
3.4 心理量結果(1) 全被験者の主観申告
全被験者の快適感申告、温冷感申告、気流感申告の結果を Fig.12 に示す。快適感に関して、Case1 と Case4 では
またCase1 と比べCase2, 3,
同程度の快適感が得られ注９）、Velocity [m/s]A-4

Velocity : 1073
Skin Temp. : 163.6

Velocity : 1714
Skin Temp. : 321.7

1 0.001

0.01
0.1
Frequency[Hz]1 0.001

0.01
0.1
Frequency[Hz]Fig.11 Power Spectrum of Wind Speed and Skin Temperature in Case3 (Left), Case4 (Middle), Case5 (Right)1空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-4

56%
77% 66%68%1%
4%21% 25% 26%
21%

10%

52% 53%75%

32% 67% 65%

36%

63%

25%
25%

Slightly CoolSlightly Hot

70%

8%

11%

5%

Case3

Case2

Case1

1%

71% 63%

Case5

15%

Case5

Cool
NeutralWarm

23% 22%

Case4

Case3

Case2

Slightly Comfortable
Slightly Uncomfortable

12% 9%

24% 29% 19%

Case4

26%
6%

Case1

Comfortable
NeutralUncomfortable

24%

Case5

2% 2% 8%
1%

Case4

0%

Not at all
Feel Slightly
Feel

Fig.12 Comfortable, Thermal and Airflow Sensation

Com- 3
fotabley = 0.8759x + 0.1267
R² = 0.467

2

y = 0.6151x + 0.3547
R² = 0.3715

1

y = 0.4925x + 0.6573
R² = 0.2713

0Uncom-1
fortabley = 0.2352x + 0.718
R² = 0.0195

y = 0.4896x + 0.3872
R² = 0.2348

1.5

2.5

0
Not Feel

0.5

1

Case1

Case2

Airflow Sensation
Case3
Case4

2

3
Feel
Case5

Fig.13 Relationship between Comfort and Airflow
100%
75%

1

50%
25%

30

26
24

15

31

29

13

4

Case5

0

Case2

Subject A

1

Case1

Case1

2

Case5

2

Case2

5

Subject G

24

24
13

3

Case5

Case1

Subject A

18
29

Case2

4

2

3

6
15

27

Case5

0%

7

14

Case2

注2) 吹出口とファンの間に設置するダンパーを設計・作製した。

47%

Case3

期と定義する。

75%
50%

5%
36%

Case1

注釈
注1) 本報では、変動周期 15s, 30s を高周期、60s, 100s を低周

25% 20% 25% 20% 26%

Case2

４．まとめ
本研究では、風量変化により変動風を送出する天井吹
出システムにおける被験者実験を実施し、定常風と変動
風および異なる周期の変動風に関する快適性の比較評価を実施した。結果は以下の通りである。
１） 定常風に比べ変動風において首部位の皮膚温度の低下が一部ケースで見られた。
２） 変動風の PS 分析より、
風速と首部位の皮膚温度のス
ペクトルピークは同期しており、風速に対して皮膚
温度が追従していることが分かった。
３） 定常風より変動風において快適感が同程度となる、
または向上する傾向にあり、気流感も定常風と比べ変動風の方が高かった。さらに、定常風では快適感と気流感に相関関係が見られなかった一方、変動風では見られた。
４） 変動周期が小さくなるにつれ気流感が増加していた。
この気流感の増加は、風速のスペクトルピークの大きさが影響している可能性がある。
５） 環境変化に敏感な被験者では、低周期より高周期の変動風において、気流感に伴う快適感の向上が顕著に見られた。

100%

Case1

(2) 快適感と気流感の関係
全被験者の快適感と気流感の関係を Fig.13 に示す。
Case1 のみ相関が見られず、Case4 にて正の弱い相関、
Case2, 3, 5 において正の相関が見られた。データのば
らつきがあるものの、変動風による気流を感じることによって快適感が向上することが示唆された。特に、風速のスペクトルピークが大きい高周期の変動風条件である
Case2, 3 において、気流感による快適感の向上を図ることが可能であることが分かった。
(3) 被験者 A・G の主観申告
実験前の属性調査より、温熱環境の変化に対して「敏感寄り」と回答した被験者 A と G における快適性評価を行う。被験者 A と G の Case1, 2, 5 における快適感と気流
感申告を Fig.14 に示す。Case1 と Case2, 5 の比較より、
Case2, 5 において高い快適感が見られた。これは環境の変化に対して敏感であることから、変動風により変化す
る温熱環境を知覚し、受容していた可能性が考えられる。
また、Case2 と Case5 の比較から、低周期より高周期の条
件にて快適感が高くなる傾向が見られ、特に被験者 G のCase2 では気流感に伴う快適の向上が顕著に見られた。

Subject G

Fig.14 Comfortable, Thermal and Airflow Sensationin Case1, 2 and 5 (Subject A and G)
注3) 被験者 C は Case1, 2, 4 のみの実験実施であったため、心理量および生理量の平均化の際には除外する。
注4) 乱れの強さ=風速の経時変化における標準偏差／平均値
注5) 風速波形は、被験者 D の被験者実験時の結果を用いた。
注6) 風速・皮膚温度の PS は、被験者 E の結果を用いた。
注7) 𝑓𝑓, 𝑆𝑆(𝑓𝑓), 𝜎𝜎は周波数、PS、標準偏差を表す。
注8) PS の平滑化に当たり、2 点の移動平均を用いた。

注9) 他の変動風ケースと比べ Case4 のみ快適感が低いのは、被験者 D,G の不快寄りの申告の影響を強く受けたためである。
参 考文献
文1) 佐藤他：周期的変動気流に基づく空調とその快適性に関する研究, 衛生工学シンポジウム論文集, 第 2 回, pp.168171, 1994.11
文2) 民秋, 近本他：VAV 方式を用い周期的変動風を送出可能とする吹出口の開発（その 3）温熱環境性能および快適性の評価, 空気調和・衛生工学会大会学術講演論文集, pp.101104, 2022.9
文3) 民秋, 近本他：周期的変動風を送出可能とする吹出口に関する研究（その 1）変動風・定常風の比較および風量・回転周期の違いによる快適性評価, 空気調和・衛生工学会大会学術講演論文集, pp.277-280, 2023.9
文4) 桑沢他：変動風が快適性に及ぼす影響に関する研究、日本
建築学会計画系論文集, 第 64 巻, pp.37-42, 1999.12

空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-5

Impinging Jet Ventilation 方式の室内環境予測に関する研究（その 11）給気口付近の障害物が温度・汚染質濃度分布に与える影響についての基礎的検討
Prediction of Indoor Environment for Impinging Jet Ventilation System(Part 11) Fundamental Study about Influence of the Obstacle near Supply Terminalon the Indoor Temperature and Contaminant Concentration Distribution

Kentaro KIDA

*1

〇喜田

健太郎（大阪大学）

小林知広 （大阪大学）

山澤

春菜 （大阪大学）

山中俊夫 （大阪大学）

越田

萌恵 （大阪大学）

Tomohiro KOBAYASHI*1

Haruna YAMASAWA*1

Toshio YAMANAKA*1 Moe KOSHIDA*1*1

Osaka University

According to previous studies, the impinging jet ventilation system (IJV) is known to have high ventilation effectivenessin occupied zones when the room configuration is simple. However, some obstacles may exist on the floor in the practicalsituation, and it may affect the ventilation effectiveness in the room with IJV. To investigate the impact of the existenceof simple obstacles on ventilation effectiveness, a full-scale experiment was conducted, and the results are to be reported
in the present paper. In conclusion, the location of the obstacle did not significantly affect the temperature and ventilation
effectiveness in the present cases.
はじめに

1. 実験概要

昨今のエネルギー問題の深刻化や感染症流行への対策として高効率な換気・空調手法が注目されている。
1)

Impinging Jet Ventilation 方式 ( 以下、IJV) は衝突噴流
2)1.1 実験室概要
2023 年 8 月 28 日から 9 月 20 日の期間に、大阪大学実験棟内の Fig.1 に示す人工気候室にて実大実験を行っを用いた高効率換気方式である。IJV の既往研究 ではた。基礎的な検討を目的とするため、簡易的な室構成と模擬人体の足元を簡略化したモデルにおける居住域の換し、人体を模擬したシリンダーと、機器発熱を模擬した

気性能の高さが示されているが、実環境においては床面

一斗缶大の発熱体を各 4 台設置した。既往研究 3) を参考に什器や荷物等の障害物が配置されることが想定されに、シリンダーから 75 W/ 体 ×4 体、一斗缶から 50 W/る。本報では、IJV 給気口近傍に段ボール相当の障害物

台 ×4 台の計 500 W の発熱を想定した。給気は、人工気を配置し、障害物と給気気流の衝突が室内環境に及ぼす

候室東側の給気チャンバー内で空調された空気を直径

影響についてより基礎的な検討を行う。

150 mm の断熱された円形ダクトを通して北側壁面中央の床から 600 mm の高さより、床面に向けて行い、排気Aは天井部のスリットを通して行った。また、人体由来のAir supply chamber

E

F

Human simulator
75[W]×4A

1,000
600 400
350 100

B

N

0

A’

5,450

Dimensions in [mm](a) Plans of climate chamber(b) A-A' cross section

Fig. 1 Plans of climate chamber and mesurement points

A~F

30×2

2,770
2,400
1,500
1,100
700
20×5

5,000

Heating element
50[W]×4
Obstacle

2,770
2,600

300
100
0

300 400×2
300×3 370
200×2

A~F

2,770

250
500
750
1,000

D

100 10C

IJV inlet
150Φ

5,000

汚染質の挙動を確認するため、シリンダーの FL+1,000
Fan

100×3 200×11

Iris damper

24 points
9 points
Temperature
CO2(c) Measurement point空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-5mm の位置からトレーサーガスを発生させた。このとき、

度と CO2 濃度分布を測定した。測定点は Fig.1(a) に示

空気と同じ密度とすることを意図して CO2 3.33NL/min、

す A ～ F の位置に、Fig.1(c) に示すとおり鉛直方向に温He 2.00NL/min を混合した。

度は 24 点、CO2 濃度は 9 点で測定した。温度測定には

1.2 実験条件

T 型熱電対を、CO2 濃度測定には小型 CO2 データロガー

実験条件を Table 1 に示す。給気条件として給気量と(RTR-576, T&D) を使用した。測定間隔はともに１分間

給気温度の組み合わせを設定した。給気量は 160, 240,とし、温度・CO2 濃度が定常に達した後の 30 分間を時

3

320 [m /h] と変化させ、それぞれについて壁面の完全断間平均した値を結果として用いた。

熱、室内熱負荷 500 W、排気温度 26℃を想定した熱収支式より、給気温度を設定した。また、障害物の有無

2. 実験結果と考察に壁面からの距離 5 条件 (0 ～ 1,000 [mm]) を加えた計 6

各条件測定時における外気温の違いによる貫流熱量の条件を設定し、給気条件と合わせて合計 18 条件で実験差異の影響を取り除くため、以下の無次元温度を行った。障害物は宅配便 120 サイズ規定の段ボールより評価をする。

を想定して 320×435×320 [mm] とし、アクリル板を用い[-] に(Eq. 1)て作成した。

ここで、 [℃] は各測定点の温度、 [℃] は給気温度、1.3 測定方法
障害物の位置及び給気量と給気温度が室内温度環境お[℃] は排気温度を表す。また、CO2 濃度においてもよび換気効率に与える影響を把握するために、室内の温換気効率評価を意図して、同様の式で無次元化して規Table 1 Experimental cases
Distance between wall to
Case nameobstacle [mm]Table 2 Room average temperature[℃]

Height [mm]Case [F]-None
Case [F]-0000
0Case [F]-0250
250
Case [F]-0500
500
Case [F]-0750
750
Case [F]-1000
1,000* Notes: [F] = 160, 240, 360 [m3/h] in each cases

Case [F]-None
Case [F]-0000
Case [F]-0250
Case [F]-0500
Case [F]-0750
Case [F]-1000[F] = 160
[m3/h]
24.34
24.34
24.26
24.11
24.04
23.98

[F] = 240[m3/h]
25.75
25.21
25.08
25.23
25.06
25.29

[F] = 320[m3/h]
25.75
25.69
25.68
25.71
25.68
25.71

3000
2500
2000
1500
1000
500
0
3000
2500
2000
1500
1000
500
0
3000
2500
2000
1500
1000
500
0
0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2

C

D

C

D

C

D

E

F

E

F

E

F

A

B

A

B

A

B

Dimensionless temperature [-](b) 240 [m3/h]

Height [mm]

3000
3
3
3
2500
2000
1500
1000
500
0
0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 1.2

160 [m /h]

240 [m /h]

320 [m /h]Dimensionless temperature [-](d) Average

1,000
750
500
250
0
No obstacle

Dimensionless temperature [-](c) 320 [m3/h]

160

Fig.2 Dimentionless temperature distribution

Frow rate [m3/h]
240

320

D

C
Obstacle

E

250
500
750
1,000

Dimensionless temperature [-](a) 160 [m3/h]

Distance between
wall and obstacle[mm]Height [mm]Height [mm]Case nameA

B

F

空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

Height [mm]

A-5
3000
2500

C

D

C

D

C

D

E

F

E

F

E

F

A

B

A

B

A

B

2000
1500
1000

Height [mm]

500
0
3000
2500
2000
1500
1000

Height [mm]

500
0
3000
2500
2000
1500
1000
500

2500

1.0

1.5 0

0.5

1.0

1.5 0

0.5

Normalized CO2 concentration [-](a) 160 [m3/h]

160 [m3/h]

240 [m3/h]

1.0

0.5

320 [m3/h]

2000
1500
1000
500
0

1.5 0

0

0.5

1.0

1.5 0

0.5

1.0

1.5 0

1.0

1.5 0

Normalized CO2 concentration [-](b) 240 [m3/h]

0.5

250
500
750
1,000

160

0.5

1.0

1.5 0

0.5

1.0

C

D

1.5

Normalized CO2 concentration [-](c) 320 [m3/h]

Frow rate [m3/h]
240
320

Obstacle

E

250
500
750
1,000

3000

0.5

Distance
between walland obstacle[mm]Height [mm]

00

A

F

B

1.5

1.0

Normalized CO2 concentration [-](d) AverageFig.3 Normalized CO2 concentration distribution with different obstacle location
Table 3 Room average Normalized CO2 concentration [-]Case nameCase [F]-None
Case [F]-0000
Case [F]-0250
Case [F]-0500
Case [F]-0750
Case [F]-1000[F] = 160
[m3/h]
0.927
0.822
0.906
0.954
0.944
0.882

[F] = 240[m3/h]
1.044
0.855
0.785
0.886
1.002
0.982

[F] = 320[m3/h]
0.918
0.839
0.870
0.870
0.905
0.925

障害物の壁面からの距離が異なる条件について、局所的な分布の差は見られたものの、その差は小さく、障害
物と壁面の距離が温度分布に与える影響は小さいことが示された。
2.2 CO2 濃度分布
Table 3 に条件ごとの室平均規準化濃度を示す。こちらは設定条件によらず、ばらつきのある結果となった。
Fig.3 に障害物の壁面からの距離 250 ～ 1,000 mm 条件

準化濃度評価を行う。

[m3/h]-[mm]の各ポールごと及び全ポール平均の鉛直規準化濃度分布[m3/h]-[mm]240-250
160-250240-500
2.1 温度分布を示す。給気量 160 m³/h[m3/h]-[mm]条件については、異なる障害
160-500240-750
320-250
160-750
Table 2 に条件ごとの室平均温度を示す。給気条件ご物距離条件間で大きな差は見られなかった。これは給気240-1000
320-500
160-1000
320-750とに概ね室平均温度は一致する結果となった。Fig.2 に風速が小さいため、給気気流と障害物の衝突による影響
320-1000

各地点ごと及び全測定点平均の鉛直無次元温度分布を示も小さく、障害物の壁面からの距離によらず同様な汚染す。全体の傾向として測定点 C,D において他の測定点

質濃度分布になったためと考えられる。

と比較して温度が低くなっている。これは、給気チャン

240 m³/h 条件については、障害物・壁面間距離が大き

バーや低温空気が通じる IJV ダクトが C,D 側にあるた

くなるにつれ汚染質濃度が若干高くなる傾向が確認でき

め、空気が冷やされたものと考えられる。一方で、すべる。これは給気気流と障害物の衝突により、周辺空気とての測定点及び平均値において室内の上下温度差はおおの混合が促進されるため、障害物と給気気流の衝突位置

4)

よそ１～ 2℃ となった。ASHRAE Standard 55 においが汚染質発生源に近いほど、濃度が高くなったためと考て足元と頭の温度差は、上下温度差による不快感が生じえられる。

ないよう 3 ℃ 以内にすることが推奨されているが、これを十分満たしている。

320 m³/h 条件では異なる障害物・壁面間距離条件における大きな差は見られず、他の給気条件と比較しても濃空気調和・衛生工学会近畿支部
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Height [mm]

A-5
3000
2500

C

D

C

D

C

D

E

F

E

F

E

F

A

B

A

B

A

B

2000
1500
1000

Height [mm]

500
0
3000
2500
2000
1500
1000

Height [mm]

500
0
3000
2500
2000
1500
1000
500
0.5

1.0

1.5 0

0.5

1.0

1.5 0

0.5

Normalized CO2 concentration [-]Height [mm](a) 160 [m3/h]

3000
2500

160 [m3/h]

240 [m3/h]

1.0

1.5 0

0.5

1.0

Distance
No obstacle
between walland obstacle
0
[mm]

1500
1000
500
0

0.5

1.0

1.5 0

0.5

1.0

1.5 0

0.5

Normalized CO2 concentration [-](d) Average

1.0

0.5

1.0

1.5 0

0.5

1.0

1.5

Normalized CO2 concentration [-](c) 320 [m3/h]

320 [m3/h]

2000

0

1.5 0

Normalized CO2 concentration [-](b) 240 [m3/h]

160

Frow rate [m3/h]
240
320

1.5

D

C
Obstacle

E

250
500
750
1,000

00

A

F

B

Fig.4 Normalized CO2 concentration distribution with and without obstacle
度勾配は小さくなった。これは給気運動量が大きく、障いよる影響は小さいものの、汚染質濃度分布では給気

害物の有無及び距離に関わらず室内の空気が混合しやす

条件ごとに異なる影響が見られ、給気運動量が中程度

い状態であったためと考えられる。

の条件では給気気流と障害物の衝突による空気の混合

給気条件ごとに傾向の違いが見られた一方で、概して性状が濃度分布の形成に影響を与えることが示唆され

本実験条件においては障害物設置位置による大きな差はた。また、給気口直下に障害物を配置した場合には障見られず、240 m³/h の条件で若干差が生じたといえる。

害物を設置しない場合よりも濃度が低い傾向が確認さ

Fig.4 に障害物・壁面間距離 0 mm の条件と障害物なれた点については、より詳細な検討が必要であると考し条件における濃度分布の結果を示す。すべての給気
条件で壁面からの距離 0 mm の条件において濃度が低くなった。これは吹出した給気が直接障害物上面に衝突し広がった後、再度床面と衝突することで気流の運動量が抑えられ、比較的静穏な気流場が形成されたため、換気効率が高くなったことが可能性として考えられるが、より詳細な分析には CFD 解析などにより現象を確認する必要がある。
おわりに本研究では、IJV を採用した室において給気口近傍に配置された障害物が室内環境へ及ぼす影響についての検討を目的とし、段ボール相当の障害物を想定した実大実験を行った。温度分布における障害物の配置条件

えられる。
謝辞
本研究の一部は 2023 年度竹中育英会建築研究助成金の補助を受けて実施した。ここに示して謝意を示す。
参考文献
1) T.Karimipanah, H.Awbi : Theoretical and rxperimental
investigation of impinging jet ventilation and comparison withwall displacement ventilation, Building Environment. 37,
1329-1342.1, 2002,112) H.J.Chen, B. Moshfegh, M. Cehlin：Investigation on the flow
and thermal behavior of impinging jet ventilation systems in
an office with different heat loads, Building Environment. 59,
pp127-144.1,2013.1
3) 鹿野ら : オフィスにおけるブース型置換換気を用いた感 染 症 対 策 パ ー ソ ナ ル 空 調 に 関 す る 研 究、 日 本 建 築学会 2021 年度近畿支部研究報告集、第 61 号・環境系、
pp.153~156、2021.6
4) ANSI/ASHRAE Standard 55 (2020) : Thermal Environmental
Conditions for Human Occupancy空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-6

Impinging Jet Ventilation 方式の室内環境予測に関する研究( その 12) 什器を想定した障害物が執務室の熱環境及び換気効率に与える影響
Prediction of Indoor Environment for Impinging Jet Ventilation System(Part 12) Effect of the Obstacle as Cabinet on
Temperature Profile and Ventilation Efficiency in Office Room〇越田萌恵

( 大阪大学 )小林知広( 大阪大学 )山澤春菜( 大阪大学 )山中俊夫( 大阪大学 )喜田

健太郎 ( 大阪大学 )Moe KOSHIDA*1 Tomohiro KOBAYASHI*1 Haruna YAMASAWA*1
Toshio YAMANAKA*1 Kentaro KIDA*1*1

Osaka University

The airflow feature of supply air is crucial in the impinging jet ventilation system (IJV). Although previous studies
reported IJV’s high ventilation performance in simplified room models, however, due to IJV’s flow feature, the impact of
obstacles on the floor should be considered when introducing IJV in practice. To investigate the impact of the practicalobstacle on the indoor environment, a full-scale experiment was conducted in an office setting. In conclusion, the overall
contaminant distribution did not significantly differ, and the obstacle is assumed to have a potential reduction in draft risk
around the floor.

v-b

PC simulator 3,225
50[W] × 4

A
Cabinet2,050×400×1,100 [mm]

Mouth

B
Human simulator
75[W] × 4

4,450 3,650

1,800
5,450

OutletIJV inlet

3,675
4,200

580×25 [mm]
×12

650
350
100
Dimensions in [mm]IJV ductv-a,b t-cFig. 1 Experimental Set-up and measurement point

2,100
1,800
1,500
1,300
1,100
700
300
100

370

2,500

A~F

2,770
2,400

300×3

v-a

A~F

2,770
2,600
2,400
2,200
2,000
1,800
1,600
1,400
1,300 1,200
1,100 1,000
800
600
100 400
80 30060 200
0
40
20
2,760
2,730
2,700

200×2

F

t-c

5,000

300 400×2

5,000
150Φ

1,325
1,775

Desk

E
IJV inlet

800

Fan

D

C

Flexible
duct

20×5

Iris damper Spiral duct

100 10Air supply chamber

30×2

2,100 1,500 870

200×11N

3,950 3,350

率が比較的高い換気手法と考えられている。また、
IJV では置換換気方式と比較して給気運動量が大きいために給気直後に空気の混合が促進され、足元の過冷却や暖房適用の難しさ等の置換換気方式の有する問題を解消できると考えられている。しかし、IJV の設計手法は未だ確立されていないため、本研究では IJV の室内
環境の形成に影響を及ぼす要因について明らかにすることを目的としている。IJV においては給気気流の移流・拡散性状が室内環境の形成と換気効率に大きな影響を及ぼす。既往研究 2) では足元を簡易化したモデルの検討にて、その換気性能の高さが示されているが、実際に IJV を導入する実空間では床付近に気流の妨げになる障害物が設置される場合が想定される。そのような場合、IJV の空調・換気性能が悪化する可能性も考えられるが、この点に着目した研究はこれまでにあまり見られない。そこで本研究では、執務室を想定し、給気口近傍に什器相当の障害物が設置された場合の室内環
境への影響について実大実験を行い検討した。

100×3

はじめに
近年、エネルギー問題の深刻化や感染症の流行により、高効率な空調・換気手法に注目が集まっている。比較的高効率な換気手法として、準置換換気方式
で あ る Impinging Jet Ventilation 方 式（IJV）1) が 挙 げられる。IJV では壁面に設置したダクトから鉛直下向きに給気を行い、床面に給気気流を衝突させる。衝突後の給気気流は、床面に沿って室全体に拡がり、発熱体に到達したのち温められ上昇し、室上部で排気をされる。そのため、温度成層を形成し、汚染質は発熱体からのプルームに乗り、室上部に輸送されることにより濃度勾配を形成するので居住域の換気効

24 points
9 points
Temperature
CO2空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-6
1. 実験概要
2023 年 8 月 21 日から 8 月 25 日の期間に、大阪大学実験棟内の人工気候室にて実大実験を行った。Fig. 1 に
人工気候室の概要を、Table 1 に実験条件を示す。本報では一般的な執務室を想定し 3)、模擬座位人体、机、テーブル、模擬 PC を 4 セット配置し、向かい合う机の間に
FL+1,100 mm の高さのパーテーションを設置した。給気ダクト側の机の横には 2,050×400×1,100 mm のキャ
ビネットを想定した障害物を設置し、その有無による影響を検討した。
給気は人工気候室に隣接する給気チャンバー内で空調された空気を、断熱を施し北側壁面の中央に設置した直径 150 mm の円形ダクトより床上 600 mm の高さから床面に向けて供給した。排気は天井部に位置する
排気スリットより行った。換気量は給気側及び排気側のファンを用いて調節し、アイリスダンパーと差圧計
にて流量の測定を行った。給気量は Table 1 に示す通り、
120, 240, 320 m3/h とした。排気温度が断熱を仮定すると 26 ℃ となるように給気温度をそれぞれ設定した。
内部発熱は既往研究を参考に、人体発熱量を 75 W/
体 4)、PC 発熱量を 50 W/ 台 5) の計 500 W とした。また、

Table 1: Experimental Cases

Case 160-C
Case 160-N
Case 240-C
Case 240-N
Case 320-C
Case 320-N(a) Plan

Height [mm]

3000
2500
2000
1500
1000
500
0

0.6

0.8

1.0

1.2

0.8

1.0

1.2

F

0.8

1.0

1.2

0.6

0.8

1.0

Dimensionless temperature [-]

B

A

0.6

0.6

Dimensionless temperature [-]E

0.6

Height [mm]

D

0.8

1.0

1.2

0.6

0.8

1.0

Dimensionless temperature [-](b-2) Case 160 Pole A~F
Case 160-C

3000
2500
2000
1500
1000
500
0

Height [mm]Height [mm]

3000
2500
2000
1500
1000
500
0

C

3000
2500
2000
1500
1000
500
0

3000
2500
2000
1500
1000
500
0

1.2

3000
2500
2000
1500
1000
500
0

Case 160-N

1.2

1.0

1.2

0.6

0.8

1.0

Dimensionless temperature [-]

1.2

F

0.8

1.0

1.2

0.6

0.8

1.0

Dimensionless temperature [-]

A

0.6

0.6
0.8
1.0
1.2
Dimensionless temperature [-](c-1) Case 240 Average

E

0.6

1.0

1.2

3000
2500
2000
1500
1000
500
0
3000
2500
2000
1500
1000
500
0

1.2

B

0.8

3000
2500
2000
1500
1000
500
0

Height [mm]Average

D

0.8

21.31

間のデータを平均したものを結果として用いる。

C

0.6

320

exist
none
exist
none
exist
none

社）を用い、
風速測定にはクリモマスター（KANOMAX）を用いた。これらの測定に加え、給排気と外気の温度・CO2 濃度の測定も併せて行った。全ての測定間隔は 1分とし、温度・CO2 濃度が定常状態に達した後の 30 分(b-1) Case 160 Average

Height [mm]Height [mm]

3000
2500
2000
1500
1000
500
0

0.6
0.8
1.0
1.2
Dimensionless temperature [-]19.75

Height [mm]B

240

Height [mm]

A

16.63

3000
2500
2000
1500
1000
500
0

Height [mm]F160

Cabinetヘリウムを 5:3 の比率で混合し、床上 1,100 mm の模
擬座位人体の口に取り付けたスポンジより、0.83 NL/(min・体 ) 程度、計 3.33 NL/min で発生させた。
本実験では室内環境を把握するため、Fig.1 に示す点
A ～ F で鉛直方向に温度を 24 点、CO2 濃度を 9 点で測定した。また、座位人体の足元でのドラフトリスクを確認するため、Fig.1 に示す v-a,b 点の足元高さ FL+100
mm で足元風速を、t-c 点の FL+100 mm で足元代表点
温度を測定した。温度測定には T 型熱電対を用い、CO2
濃度測定には小型 CO2 データロガー（RTR-576、T&D

Height [mm]E

Height [mm]DC

Average

Supply Air[℃]		

換気効率を評価するため、全座位人体の口から汚染質を模擬してトレーサガスを発生させた。ここで、トレーサガスは空気と密度をそろえることを意図して CO2 と
3000
2500
2000
1500
1000
500
0

Flow Rate[m3/h]

0.6

0.8

1.0

Dimensionless temperature [-]1.2(c-2) Case 240 Pole A~F
Case 240-C

Case 240-N

Fig. 2 Vertical Profiles of Dimensionless Temperature

Average

0.6
0.8
1.0
1.2
Dimensionless temperature [-](d-1) Case 320 Average

C

0.6

D

0.8

1.0 1.2

E

0.6

0.8

1.0

1.2

0.8

1.0

1.2

0.8

1.0

1.2

F

0.8

1.0 1.2

0.6

Dimensionless temperature [-]

A

0.6

0.6

Dimensionless temperature [-]B

0.8

1.0 1.2

0.6

Dimensionless temperature [-](d-2) Case 320 Pole A~F
Case 320-C

Case 320-N

空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-6( Eq.1 )ここで [-] は無次元温度、 [℃ ] は給気温度、 [℃ ]は排気温度を表す。また、CO2 濃度についても換気効率の評価を意図して、以下の式の通り給排気濃度で無次元化した規準化濃度を用いて評価を行う。
( Eq.2 )ここで [-] は規準化濃度、[ppm] は排気温度を表す。

[ppm] は給気温度、2.2 鉛直温度分布
Fig.2 に鉛直無次元温度分布を各ポールと全ポールの

A

1500
1000

B
(a) Plan

500
0

2000
1500
1000
500
0

3000
2500 Average
2000
1500
1000
500
0

0
0.5
1.0
1.5
0
0.5
1.0
1.5
0
0.5
1.0
1.5
Normalized CO2 concentration [-] Normalized CO2 concentration [-] Normalized CO2 concentration [-](b-1) Case 160 Average(b-2) Case 160 Pole A~F

Case 160-N(c-1) Case 240 Average

Height [mm]Height [mm]

3000
C
D
2500
2000
1500
1000
500
0 0
0.5 1.0 1.5 0
0.5 1.0 1.5
Normalized CO2 concentration [-]
3000
E
F
2500
2000
1500
1000
500
0
0
0.5 1.0 1.5 0
0.5 1.0 1.5
Normalized CO2 concentration [-]
3000
A
B
2500
2000
1500
1000
500
0 0
0.5 1.0 1.5 0
0.5 1.0 1.5
Normalized CO2 concentration [-]Height [mm]Height [mm]Height [mm]Height [mm]

3000
D
C
2500
2000
1500
1000
500
0 0
0.5 1.0 1.5 0
0.5 1.0 1.5
Normalized CO2 concentration [-]
3000
E
F
2500
2000
1500
1000
500
0
0
0.5 1.0 1.5 0
0.5 1.0 1.5
Normalized CO2 concentration [-]
3000
A
B
2500
2000
1500
1000
500
0 0
0.5 1.0 1.5 0
0.5 1.0 1.5
Normalized CO2 concentration [-]Case 160-C

Average(c-2) Case 240 Pole A~F
Case 240-C(d-1) Case 320 Average

3000
C
D
2500
2000
1500
1000
500
0 0
0.5 1.0 1.5 0
0.5 1.0 1.5
Normalized CO2 concentration [-]
3000
E
F
2500
2000
1500
1000
500
0
0
0.5 1.0 1.5 0
0.5 1.0 1.5
Normalized CO2 concentration [-]
3000
A
B
2500
2000
1500
1000
500
0 0
0.5 1.0 1.5 0
0.5 1.0 1.5
Normalized CO2 concentration [-]Height [mm]

F

2000

3000
2500

Height [mm]E

ルの平均値で分けて示す。全ての測定点で濃度勾配が形成された。給気量が小さい Case 160 では、給気ダク
トの最も近くに位置するポールＥの居住域において障害物が存在する場合に濃度の上昇が見られた。一方で、全体の平均では障害物による差異は小さかった。
Case 240 では、給気ダクトに近いエリアに位置する
ポール A、E、C において、障害物がある場合に CO2
濃度が上昇した。それに対し、ダクトから離れたエリ

Height [mm]D

30002500 Average

2.3 CO2 濃度分布
Fig.3 に、鉛直規準化濃度分布を各ポールと全ポー

Height [mm]C

Height [mm]平均値で分けて示す。今回の条件では全ての測定点において、温度成層が形成されていることが確認できた。
また、全ての給気条件において障害物の有無による分布の差異は小さく、キャビネットが温度分布に与える影響は小さいことが示された。また、床付近の FL+20mm と天井付近の FL+2,760 mm の高さにおける上下温
度差は Case 160 で 2.5 ℃ 程度、Case 240 で 2 ℃ 程度、
Case320 で 1.5 ℃ 程度であり、全条件において上下温度差による不快感は生じにくいと考えられる 6)。

Height [mm]2. 実験結果と考察
2.1 評価指標
測定条件ごとに測定日と外気温が異なることに起因する貫流熱量の差異を取り除くため、以下の式で無次元化して評価を行う。

Case 240-N

Fig. 3 Vertical profiles of Dimensioinless CO2 concentration(d-2) Case 320 Pole A~F
Case 320-C

Case 320-N

空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-6
27.0

Temperture [℃]

Velocity [m/s]

0.35
0.3
0.25
0.2
0.15
0.1
0.05
0

v-a

v-b

v-a

v-b

Mesurement pointv-aCase 160-C

25.5

24.0

25.6

24.9

25.0

24.0

N

C

Case 160(a) Velocity at ankle level (Point v-a, v-b)

Case 160-N

26.0

23.0

v-b

26.5

26.5

N

C

Case 240

N

C

Case 320(b) Temperature at ankle level (Point t-c)

Case 240-N

Case 240-C

Case 320-N

Case 320-C

Fig.4 Measurement at ankle levelアに位置するポールＤ、Ｆ、Ｂでは障害物の有無による影響は小さいことが示された。これは、給気気流と障害物の衝突により、給気気流が障害物付近で周辺空気と混合され、汚染質濃度が高くなったと考えられるが、室奥部まで進むとその影響は小さくなった。
流量の多い Case 320 では、障害物の有無によりポー
ルごとの濃度がわずかに増減したが、全体の平均では障害物の有無による差異は小さく、障害物の影響は小さいことが示された。この条件は他の給気条件と比較
して給気運動量が大きいため、濃度勾配が小さく、障害物の有無によらず給気気流が混合しやすい条件であったものと考えられる。Reference temperature at

相当の障害物が給気口付近に設置された場合の室内環
境への影響を実大実験にて検討した。温度分布における障害物の影響は小さいものの、汚染質濃度分布では給気条件ごと、また測定点ごとに異なる影響が見られたが、全測定点平均では影響は限定的であった。また、
足元風速や代表点温度においては障害物が設置されることでドラフトリスクが低下する可能性が示唆された。
本研究では、具体的な執務空間を想定し、対象の障害物を什器としたが、IJV を用いた空間の障害物の影響を把握するには、より一般化した室空間において障害物の形状や容積、設置位置等を変更した場合の更なる検Temperature
difference between Case
討を行う必要があると考える。

2.4 足元風速・足元代表点温度
Case 160-C
26.53
Fig.4 (a) に給気条件ごとの各測定位置における足元
Case 160-N
24.04 v-a では、風速の結果を示す。
給気ダクトから近い測定点
0.3 m/s 程度ではあり、全最も風速が大きい条件でもCase 240-C
25.51

謝 辞
本研究は竹中育英会の助成を受けた。 ここに記して謝意を表す。 2.49

ankle level [℃]ての条件において障害物があるときで風速が減少した。
Case 240-N
24.86
よって障害物を設置することで風速を抑えられた。一
Case 320-C
v-b 26.53
方、給気ダクトから離れた測定点
では、障害物の有無によらず風速は小さく、大きな影響は見られなかっ
Case 320-N
25.56
た。
Fig.4 (b) に給気条件ごとの足元代表点温度の結果を示す。全ての給気条件において、障害物がある場合で足元温度が 0.6 ℃ ～ 2.5 ℃ 程度が上昇したことが示された。これは、障害物が設置されることにより、直接足元に給気気流が到達するのを防ぐことが出来たためと考えられる。本研究では足元の風速と温度の測定のみを行ったため、定量的なドラフトリスクの評価はできないものの、以上の結果より、障害物の設置が足元のドラフトを低減する可能性が示唆された。
おわりに本研究では、IJV を採用した執務室を想定し、什器

"C" and Case "N" [℃]

参考文献
1)T.Karimipanah, H.Awbi: Theoretical and rxperimental
investigation 0.65
of impinging jet ventilation andcomparison with wall displacement ventilation, Building
Environment. 37, 1329-1342.1, 2002,112) H.J.Chen, B. Moshfegh, M. Cehlin：Investigationon the flow and0.97
thermal behavior of impinging jet
ventilation systems in an office with different heat loads,
Building Environment. 59, pp127-144.1, 2013,1
3) 鹿野奈々、 山中俊夫ら : オフィスにおけるブース型置換換気を用いた感染症対策パーソナル空調に関する研究、日本建築学会 2021 年度近畿支部 研 究 報 告 集、 第 61 号・ 環 境 系、pp.153~156、2021.64) 黄 孝根、吉富透悟、加藤信介：機器単体からの対流・放射放熱に関するシミュレーション解析、生産研究、66 巻 (2014)1 号、pp.47-51、2014.1
5) 菊池世欧啓、 高橋雄司、 小林信行、 伊藤一秀：
PC 排 熱 と USB 電 源 を 利 用 し た パ ー ソ ナ ル 空 調
システムの開発（その 1）PC 発熱の測定とパーソ ナ ル 暖 房 装 置 プ ロ ト タ イ プ の 試 作、日 本 建 築
学 会 大 会 学 術 講 演 論 文 集、D-2、pp1407-1408、2005.96 ) I S O 7 7 3 0 I N T E R N AT I O N A L S TA N D A R D ：Ergonomics of the thermalenvironment - Analytical
determination and interpretation of thermal comfort
using calculation of the PMV and PPD indices and local
thermal comfort criteria (2005)

空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-7

スキップフロア型の一体オフィス空間における自然換気性能に関する研究（その 1）空気齢測定による自然換気気流の挙動の評価
Natural Ventilation Performance of Integrated Skip-Floor Office Space(Part1) Analysis of Natural Ventilation Airflow Based on Age of Air Measurement〇廣瀬

文哉 （大阪大学）

小林知広 （大阪大学）

山中俊夫 （大阪大学）

山澤

春菜 （大阪大学）

譚

盾

粕谷

敦

君塚

尚也 （竹中工務店）

増田

恭大 （竹中工務店）

三木

僚子 （竹中工務店）

和田

一樹 （竹中工務店）*1

Fumiya HIROSE（大阪大学）Tomohiro KOBAYASHI*1（竹中工務店）

Toshio YAMANAKA*1 Haruna YAMASAWA*1 Dun TAN*1

Atsushi KASUYA*2 Naoya KIMIZUKA*2 Yasuhiro MASUDA*2 Ryoko MIKI*2 Kazuki WADA*2*1 Osaka University *2 Takenaka Corporation
Natural ventilation systems (NV) have been introduced in office buildings nowadays due to the need for energy
conservation. Yet, the accurate prediction of its performance can be challenging. However, offices adopting active-based
working principles often explore introducing skip floors, and it makes the NV performance prediction even harder. In
the present research, measurement is conducted in an actual NV office building with an NV shaft and skip floor. The
local mean age of air under natural ventilation and the ventilation rate through the shaft were measured by the tracer gas
methods, and the NV flow feature is to be discussed.
２．実測対象としたオフィスビルの概要

１．はじめに自然換気方式は、再生可能エネルギーにより建物

対象建物はスキップフロアを採用した地上 4 階建を冷房・換気することで省エネルギー・低炭素化推てのオフィスビルであり、実測対象としたのは 3 階進が期待できるとして、オフィスビルにおいて導における A ～ C の 3 室である。階高について、C 室入が進んでいる。また、近年のオフィスにおいてはは 3 階基準床レベルである GL+9600 [mm]、A 室はABW（Activity Based Working）と呼ばれる、働く場

3FL -1900 [mm]、B 室 は 3FL -1200 [mm] で あ る。

所と時間を自由に選択する働き方が注目されている。

自然換気開口として、A 室北東面に 4 ヶ所の引違い窓、ABW を前提として自然換気を計画する場合、空間

B 室北東面、南東面に計 6 ヶ所の片開き窓、C 室南の多様性と換気経路の確保のためにスキップフロア

西面に 3 ヶ所の引違い窓が設けられている。また、N

そこで、本研究では複雑な経路が形成され得るオフィ

Void

ス空間における自然換気性能の適切な予測手法の確立を目的とする。本報では既往研究 1,2) で対象とした

Room
Ro
R
o mA
oom

3FL
3F
FL -1900
900
90
0 [mm
[mm]
mm
m

Sliding
window
S
indo
ind
ndo

Gas generation
Gas measurement

AtriumAtu

自然換気建物 (Fig.1) において、スキップフロアの執務室における自然換気経路及び換気量の把握を目的

Room C
3FL ±0 [m[mm]

3FL -1900[mm]m]

Room A
Room BN

3FL -1200-120 [mm]Fig.1 Axonometric model

7,200に行った実測結果について報告する。

Void Top

7,200

Void top

7,,200

計段階における自然換気性能の正確な予測が難しい。

Dimensions in [mm]SlidSl
Sliding
lid
din
ing
gw
win
window
ind
in
dow
do

Roo
R
Room
oo B
oo

3FL
3
FL -1200
12
1
2 [mm
[mm]
m

Room
R
ooom
oo
om C
om
3 L ±03FL±±0[mm]
00[mm]mm]m]

Ca
Casement
windowndd
7,200

Void Top Window

7,200

7,200

7,200

Fig.2 Plans of building (3F)

7,200

7,200

画上大空間となるうえ、流路が複雑化するため、設7,200の導入が有効な手段の一つとなり得る。しかし、計空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-7
建物の中央付近には全ての階に接続する吹抜けがあ

齢（以下、窓別空気齢）を測定した。窓際で SF6 をり、頂部には重力換気の駆動力となるボイド、さら充填した風船を破裂させ、自然換気気流により運ばにその頂部には北西面に向かって自動開閉窓（上吊れた SF6 の濃度を各室内中心の一点で測定した。まり回転窓 900 × 900 [mm] × 9 個）を有する。

た，重力換気についても考慮するためボイドトップ
における測定も行い、Table 1 に示す通り発生点と測定点を変化させて計 10 条件の測定を行った。ただし，

３．換気経路把握のための空気齢測定
3.1 測定方法

条件名を [ ガス発生室 ]-[ ガス測定室 ] のように示し、自然換気時の換気経路の把握を目的として 2023

ボイドトップは T で表す。また、発生点から測定点

年 10 月 14 日、15 日に実測を行った。その際、ボまでの距離が遠い時に十分な応答が計測できなかっイドトップの自然換気窓は開放し、A 室 , C 室の窓をたため、Table 1 に示す通りに発生量を調整して実験すべて全開に、B 室の窓を半開にした。トレーサーを行った。

ガスパルス法により自然換気時の自然換気窓別空気
Table 1 Case and volume of gas generation
Case nameVolume of generated SF6 [L]

A-A
57

A-B
68

A-C
93

A-T
101

*Case name referennce: [Generation point]-[Measurement point]

Room A
SF6 [ppm]

A-A

200

T

Room A

100
0

N

10

20 %

20

E

0%

T

0.79 [m/s]SF6 [ppm]

SSW

95 [s]

0

N

10

20

E

0%

N

10

30 %

WSW

20

N

10

A

C

NE

20

Time [minute]

0%

E

T

0.61 [m/s]AgeAgeof ofairairS

600 [s]

10

WNW

20

A

C

30

Time [minute]
E

0%

80
60
40
20
0

B-B
0

N

10

20

30

Time [minute]

W

0%

E

T

AgeAgeof ofairair

NE

A

C

B

0

W

B

N

10

20

0%

E

T

1.56 [m/s]S

Age of air
1000

0

0

N

10

20

30

Time [minute]Meanvelocity
Meanvelocity

W

0%

E

B-T
0

N

10

20

20 %

Time [minute]

0%

E

30

Mean
velocity
MeanvelocityWT

0.37[m/s]
AgeAgeof ofairairS

1967 [s]NE

Fig.3 Wind rose and age of air

AC

80 [s]

ST

1.46 [m/s]AgeAgeof ofairair

0

80
60
40
20
0

WSW

A

C

B

C-T
0

N

10

20

40 %

Time [minute]

0%

E

30

Mean
velocity
Meanvelocity

B

B

C-C

200
100

A

C

NW

291 [s]

300

1500

B

30

Time [minute]

AgeAgeof ofairairA-A A-B A-C A-T B-B B-T C-A C-B C-C C-T

B

C

Mean
velocity
Meanvelocity

[s]
2000

80
60
40
20
0

WNW

C-B

30 %

0.35 [m/s]775 [s]

80
60
40
20
0

A

T

2.03 [m/s]322 [s]

500

30

Mean
velocity
Meanvelocity

W

N

40 %

AgeAgeof ofairairS

T

0.62 [m/s]

20 %

0

W

B

A-T
0

C-A

40 %

625 [s]S

B

Meanvelocity
Meanvelocity

30

AgeAgeof ofairairSF6 [ppm]

A

C

Mean
velocity
Meanvelocity

80
60
40
20
0

Room C

80
60
Traser gas generation point 40
20Traser gas measurement point 0S

T

1.37 [m/s]Time [minute]
E

0%

C

C-T
83

N

B

A-C
0

A

C-C
58

*T stands for the top of void.

30 %286 [s]

S

C-B
54

Mean
velocity
Meanvelocity

30

Time [minute]

AgeAgeof ofairairW

Void topC

Meanvelocity
Meanvelocity

W

80
60
40
20
0

A

A-B

20 %

SF6 [ppm]

Tracer gas measurement points
Room CRoom B

80
60
40
20
0

C-A
95

Privalling wind direction

AgeAgeof ofairairS

SSW

30

Time [minute]Meanvelocity
Meanvelocity

W

B-T
51

Tracer gas generation points
Room B

300

0

B-B
44

W

T

2.16 [m/s]AgeAgeof ofairairS

582 [s]

NW

A

C

B

‫׬‬0 𝐶𝐶𝑝𝑝 (𝑡𝑡) ∙ 𝑑𝑑𝑑𝑑

‫׬‬0 𝐶𝐶𝑝𝑝 (𝑡𝑡) ∙ 𝑑𝑑𝑑𝑑

𝑀𝑀
𝑄𝑄 =𝐶𝐶𝑟𝑟 − 𝐶𝐶𝑜𝑜𝑀𝑀𝑄𝑄 =𝐶𝐶𝑟𝑟 − 𝐶𝐶𝑜𝑜

(3.2

(3.2)
:局所平均空気齢[
ここに 𝜏𝜏𝑝𝑝ҧ
:局所平均空気齢[minute]
ここに 𝜏𝜏𝑝𝑝ҧ
𝑄𝑄: 換気量 [m /h]
ここに 空気調和・衛生工学会近畿支部: 換気量 [m /h]
ここに 𝑄𝑄(𝑡𝑡):局所濃度 [-]𝐶𝐶𝑝𝑝 (𝑡𝑡):局所濃度[-]𝐶𝐶𝑝𝑝Top
𝑀𝑀 : Co 発生量 [mVoid/h]
学術研究発表会論文集（2024.3.8）
𝑀𝑀 : Co 発生量 [m /h]
𝐶𝐶: 室内平均濃度 [-]𝐶𝐶: 室内平均濃度 [-]𝑡𝑡[minute]:経過時間 [minute
𝐶𝐶:経過時間: 屋外平均濃度 [-]𝐶𝐶: 屋外平均濃度 [-] 𝑡𝑡

A-7

3

3

3

2

2

𝑟𝑟

𝑟𝑟

𝑜𝑜

𝑜𝑜

3

3FL -1900 [mm]∞∞𝜏𝜏ҧ𝑝𝑝[minute]:Local mean age of air [minute]𝜏𝜏𝑝𝑝ҧ:Local mean age of air
４．ボイドトップ換気量測定
Room A‫׬‬0 𝑡𝑡 ∙ 𝐶𝐶𝑝𝑝 (𝑡𝑡) ∙ 𝑑𝑑𝑑𝑑 ‫׬‬0 𝑡𝑡 ∙ 𝐶𝐶𝑝𝑝 (𝑡𝑡) ∙ 𝑑𝑑𝑑𝑑
𝐶𝐶𝑝𝑝 (𝑡𝑡):Local
concentration 𝐶𝐶[-]𝑝𝑝 (𝑡𝑡):Local concentration [-]𝜏𝜏𝑝𝑝ҧ = ∞(Eq.1)
𝜏𝜏𝑝𝑝ҧ = ∞(Eq.1)‫׬‬0 𝐶𝐶𝑝𝑝 (𝑡𝑡)∞∙ 𝑑𝑑𝑑𝑑
4.1
測定方法
time
[minute]‫ 𝑡𝑡𝑑𝑑𝑑𝑑 ∙ )𝑡𝑡( 𝐶𝐶 ׬‬:Elapsed𝜏𝜏𝑝𝑝ҧ:Localmean
air [minute]𝑡𝑡 age of:Elapsed
time [minute]‫׬‬0 𝑡𝑡 ∙ 𝐶𝐶𝑝𝑝 (𝑡𝑡)0∙ 𝑑𝑑𝑑𝑑𝑝𝑝∞
𝐶𝐶(𝑡𝑡):Local
concentration
[-]
𝜏𝜏
ҧ
=
(Eq.1)
𝜏𝜏ҧ
:Local
mean
age
of
air
[minute]
𝑝𝑝
𝑝𝑝
𝑝𝑝
∞
Eq.1
窓別空気齢
の算出方法をに示す。ただし、‫׬‬0 𝑡𝑡 ∙ 𝐶𝐶𝑝𝑝 (𝑡𝑡) ∙ 𝑑𝑑𝑑𝑑
2023
年 10 月 14 日 に ト レ ー サ ー ガ ス 定 常 濃 度‫׬‬0 𝐶𝐶𝑝𝑝 (𝑡𝑡) 𝐶𝐶∙ 𝑝𝑝𝑑𝑑𝑑𝑑𝜏𝜏𝑝𝑝ҧ:Local mean age of air[minute](𝑡𝑡):Local concentration 𝑡𝑡[-] :Elapsed time [minute]𝜏𝜏ҧ𝑝𝑝 =
(Eq.1)
Void Top Window∞
𝐶𝐶𝑝𝑝 (𝑡𝑡)∙ 𝑑𝑑𝑑𝑑 SF6 濃度を、𝐶𝐶𝑝𝑝 (𝑡𝑡):Local
concentration[-]‫׬‬0は局所の𝑡𝑡 は時間を表す。
:Elapsed time [minute]法により自然換気時のボイドトップの換気量測定を
3/h]: Ventilation rate
𝑄𝑄 : Ventilation rate[m𝑄𝑄
𝑡𝑡:Elapsed time [minute](Eq.1)

𝑀𝑀
3/h]
𝑀𝑀
𝑀𝑀 : COGeneration
rate2 [m(Eq.2) Frow
(Eq.2) 𝑄𝑄𝑀𝑀=: CO2 Generation
𝐶𝐶−
𝐶𝐶
𝐶𝐶𝑟𝑟 : Indoor
𝐶𝐶𝑟𝑟 − 𝐶𝐶𝑜𝑜𝑟𝑟𝑜𝑜𝐶𝐶𝑟𝑟 : Indoor
CO2 Concentration
rateCO[-]2 Co
𝐶𝐶𝑜𝑜 : Outdoor
Q を求める式を行った。定常発生法により換気量
𝐶𝐶𝑜𝑜 : Outdoor
CO2 Concentration
rateCO[-]2 C

加えて、建物屋上において風向風速計をもとに実𝑄𝑄 =測期間中の屋外最頻風向・風速（測定間隔１分）を取得した。

Eq.2 に示す。ただし、M は CO2 の発生量、Cr は領域

3.2 測定結果と考察

内 CO2 濃度、CO は外気濃度を表し、対象領域内におパルス応答と窓別空気齢の測定結果を Fig.3 に示ける汚染質の完全混合状態を仮定している。

す。発生点から測定点までの距離に注目すると、A,C

Fig.1 に示す吹抜空間から繋がるボイドの形状を

Fig.5 に示す。ボイド底部よりトレーサーガスを発生𝜏𝜏ҧ
:Localmean
age of air[minute]
ここに
𝑝𝑝
ここに
𝑑𝑑𝑑𝑑 では応答の極大値が 2 つ見られ、異なる換気経路かし、ボイド内上部にて濃度を測定した。このときボ𝜏𝜏ҧ𝑝𝑝 :Local:Localmean
age[minute]of[-]air [minute]
イド内を完全混合状態に近づけるよう、及びガスが𝜏𝜏ҧ:Local
mean
age
of
air
𝑡𝑡)
∙
𝑑𝑑𝑑𝑑
𝐶𝐶
(𝑡𝑡)
concentration(Eq.1)
らの空気が到達したものと考えられる。一方、B-B
𝜏𝜏ҧ𝑝𝑝air [minute]:Localmean age of air [min𝜏𝜏ҧ𝑝𝑝 ∙ 𝑑𝑑𝑑𝑑
:Local 𝑝𝑝mean𝑝𝑝 age of
下降しないよう、発生したガスは Fig.6 に示すとおり(𝑡𝑡)
条件において、初期応答はA-A
条件と同程度の時間
𝐶𝐶𝑝𝑝 (𝑡𝑡):Localボイド底部に設置した送風機によりボイド内へ送ら
concentration[-]
𝑑𝑑𝑑𝑑(Eq.1) (Eq.1)
𝐶𝐶(𝑡𝑡):Localconcentration[-]𝑡𝑡:Elapsedtime[minute]𝑝𝑝
で確認されたものの、その後は断続的な応答が確認:Localconcentration[-] :Local)𝐶𝐶𝑝𝑝∙ (𝑡𝑡)𝑑𝑑𝑑𝑑 された。これは室内に空気が長く滞留した事を表し、𝐶𝐶𝑝𝑝:Elapsed(𝑡𝑡)
concentration[-](Eq.1)
れ、ボイド内で攪拌された。また、濃度の測定点位
EV
𝑡𝑡
time
[minute]𝑡𝑡 time:Elapsedtime置を[minute]Fig.7 に示す。ボイド底部よりポールを立ち上げ、4 に示す通り屋外平均風速が低いうえに変動が大𝑡𝑡) ∙ 𝑑𝑑𝑑𝑑Fig.:Elapsed[minute]室ともに発生点から遠くなるに伴いピークは小さく

空気齢は大きくなる傾向が見られた。また A-B 条件

2.5
2
1.5
1
0.5
0

𝑡𝑡

C-C

C-T

:Elapsed time [minute]
ボイド底部より 7,150 mm の高さにおいてボイド内■Average velocity [m/s]■Standard deviation / Average[-]
きく、開口が複数面に存在したこと等が原因として

2
1
0

900

KANK

3

KAN1

2

KAN2

1

KAN3

0

A-A A-B A-C A-T B-B B-T C-A C-B C-C C-T

KAN3

KAN1

を設置し、屋外
CO 濃度を取得した。トレーサーガ
KANK2

Void
oid
d top
to

スとして CO2 を使用しており、実験中は面積流量計
KAN4

KAN2

KAN4

EV
Plan

3,583

1,330

吹抜
吹
抜

Fig.4 Outdoor wind velocity

において濃度を測定した。また屋外に CO2 レコーダー

900■ Average velocity [m/s]

3

4

900

吹抜
吹
抜

4

（KAN1,2,3,4）の、頂部の排気窓中央一点（KANK）
1,330

900

考えられる。

80

1,330
3,583

KAN3

Void
oid
d top
to KANK
KAN4

KANK

KAN1

KAN2

900

3,6

7,150

83

3,5

900

KANK
KAN3,4 KAN1,2

3,680

C-B

Standard deviation / Average [-]

1,330

C-A

900

B-T

900

B-B

Standard deviation [m/s]

3,680

A-T

900

A-C

1,330

A-B

Average velocity [m/s]■ Standard deviation / Average [-]

KAN1
▼3FL
Section

Plan

3,583

KAN2

900

Fig.7 Position of measurement points

900

KAN3

ЌMeasurement point
Measuring pole

KAN4‫ڸ‬Tracer Gas

KANK

900

A-A

3.583 m * 3.680
m * 9.850
m = 128.1m3
KAN3,4
KAN1,2

9,850

7,150

Mixing Fan

1,330
3,583

Folding Container

EV

Scaffold Platform
Angle Iron
CO2 Cylinder

Voidtop
Atrium
Fig.5 Schematic of void

Ѝ
1,330

Fig.6 Equipment to generate tracer gas

1,330

▼3FL

Section空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-7
1.5
CO2 Consentration [ppm]Time zone regard as steady
600

1 560

KANK
KAN1

520
KAN2

480

0.5 440

KAN3

11:28:00

400
11:20

KAN4

11:31:00

11:30

11:40

11:50

12:00

CO2 generation start: 11:27:00

0
11:20

11:30

12:10

12:20

12:30

12:40

12:50

13:00

CO2 generation start: 11:27:00
Time [hh:mm]
Fig.8 CO2 consentration time-series data

11:40

11:50

12:00

12:10

12:20

12:30

12:40

12:50

Table 2 Ventiration amount and wind velocity at voidtop
果を Table 2 に示す。換気量は 10,000 [m3/h] 程度とTOP
CO2ఈ৙൅ਫ਼๑෫ଐ
CO2ఈ৙൅ਫ਼๑෫ଐ
なり、空気質の観点からは厚生労働省 3) による一人
Only KANK KAN1 ～ KANK

Outdoor CO2 concentration

386 [ppm]

あたりの換気量 30 [m3/h] をもとにすると 330 人相

CO2 generation flow rate

1.51 [m3/h]

当の換気量が確保できたことになる。実測対象建物

CO2 steady concentration
at measurement points

533 [ppm]

519 [ppm]

velocity [m/s]Ventiration amount from
10,224.20 [m3/h] 11,254.16 [m3/h]
the voidtop window
Wind velocity at the
0.38 [m/s]0.43 [m/s]voidtop window

1.5

0
11:20

ると、十分な換気能力を有する考えれる。Fig.9 に無指向性風速計で測定したボイド排気窓中心部の風速を示しており、トレーサーガス法での換気量より概算した値の 2.5~2.8 倍となった。これは、排気窓における風速分布やボイド内の混合状態が影響したと

1
0.5

対象室内の執務者人数が 130 人であることをふまえ考えられる。
11:28
11:31
11:40

５. おわりに本研究では自然換気ボイドを有し、スキップフロア

12:40
12:00
12:20
13:00
time[hh:mm]
Fig.9 Measured wind velocity at the center of voidtop

一体空間型のために複雑な換気経路を有する執務空間ををもとにボンベから一定流量で発生させた。測定にた。実測では、i) 水平風力換気における自然換気経路のは CO2 レコーダー（RTR-576, T&D 社）を使用した。

空気齢測定による把握、ii) 重力換気の駆動力となるボ

また、KANK 付近で無指向性風速計により排気窓のイドにおける換気量測定を行った。結果、各執務室にお中心風速を測定した。

ける風力換気性状の違いを把握し、重力換気による自然4.2 測定条件
重力換気による自然換気駆動力を生むため、ガス対象として、実地測定による自然換気性状の把握を行っ換気量が執務人数に対して十分であることを確認した。
給排気口位置や室内気流場の把握に関して更なる検発生 2 時間前（9 時 45 分）から 26° C の設定で窓を討を行うことを今後の課題とする。

閉めた状態で執務室の暖房を運転し、発生直前に室━━━━━━━━━━ 参 考 文 献━━━━━━━━━━━
1）譚盾 , 小林知広 , 山中俊夫ら：手動開閉窓を用いたオフィ
スビルの自然換気設計手法に関する研究（その 1）窓
開放面積がハイブリッド空調時の室内環境に及ぼす影
響 , 空気調和・衛生工学会近畿支部学術研究発表会論文
集 ,2023,03

温 21° C であることを確認した。実測中は ABC 室す
べての窓をにし、ボイドトップ窓も開放した。トレー
サーガスの発生量は 25L/min とした。
4.3 測定結果と考察
Fig.8 に各測定点における CO2 濃度の経時変化を示す。11 時 27 分に発生を開始し、12 時 33 分に終了した。発生中はすべての測定点において CO2 濃度が激しく変動する結果となった。ここで、変動が比較的少ない 11 時 28 分からの 3 分間を定常とみなし、
ボイドトップを通過する換気量を算出した。
窓近傍の測定点 KANK のみ使用した場合と KAN1から KANK すべての測定点を使用した場合の算出結

2）譚盾 , 小林知広 , 山中俊夫ら：手動開閉窓を用いたオフィ
スビルの自然換気設計手法に関する研究（その 2）外部
風向及び窓の開度と数が室内環境に及ぼす影響 , 空気調
和・衛生工学会学術講演会講演論文集 ,2023.09
3）新型コロナウイルス感染症対策分科会：感染拡大防止のための効果的な換気について ,2022.7.14━━━━━━━━━━━ 謝 辞━━━━━━━━━━━━
本研究において種々の便宜を図っていただきましたエア・ウォーター ( 株 ) の関係者各位に深く感謝いたします。

13:00

空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-8

スキップフロア型の一体オフィス空間における自然換気性能に関する研究（その 2）アンケート調査による居住者の室内環境評価
Natural Ventilation Performance of Integrated Skip-Floor Office Space(Part 2) Evaluation of Indoor Environment Based on Questionnaire Survey○譚

盾（大 阪 大 学）

小林知 広（大 阪 大 学）

山中俊 夫（大 阪 大 学）

山澤

春 菜（大 阪 大 学）

廣瀬

文 哉（大 阪 大 学）粕谷敦（竹中工務店）

君塚

尚 也（竹中工務店）

増田

恭 大（竹中工務店）

三木

僚 子（竹中工務店）

和田

一 樹（竹中工務店）

Dun TAN*1 Tomohiro KOBAYASHI*1 Toshio YAMANAKA*1 Haruna YAMASAWA*1 Fumiya HIROSE*1
Atsushi KASUYA*2 Naoya KIMIZUKA*2 Yasuhiro MASUDA*2 Ryoko MIKI*2 Kazuki WADA*2*1 Osaka University *2 Takenaka Corporation
The purpose of this study is to evaluate the natural ventilation effects in skip-floor office space through a series ofmeasurements. Previous research has assessed the airﬂow pathways of natural ventilation through measurements of age of
air and air change rate. In contrast, this paper investigates the perceptions of occupants in actual working conditions undernatural ventilation through a questionnaire survey.

Void top

1. はじめに
近年、冷房負荷低減や快適性向上を目的として非住宅建築で自然換気を導入した事例が増えている。し

3

5

4

かし、自然換気の効果は外気条件に影響されやすいと換気量測定により自然換気経路の明確化を試みた。
本報では実運用下での執務環境の実態把握を目的と

5

Room A

8

7 Room D

認する必要がある。前報 1) では実運用下での空気齢

7

4

9

8

ため、実測とアンケート調査で自然換気の効果を確

3

6

30
29
28

12

27

Atrium

したアンケート調査の結果を報告する。

11

10

12
11

Temperature
[℃]

9

Void

10

6

Equipment space

26

Equipment space

25
24

2. 各室空調条件

23

1)

アンケート調査は前報 と同じ建物におけるスキッ

3

プフロアで接続された執務室で、2023/10/2~10/20 の 3週間の期間で他の実測と同時に行った。Fig. 1 に平面6図を示す。各執務室には手動開閉の自然換気窓があり、D 室以外はボイドトップに接続されて重力換気も

9

4

3

5

Room C
10

21

5

8

7

Room B

7
11

22

4

8
10

12

20

6

9

11
12

併用する方式である。空調設備として、4 室のうち A、B 室は給気風量と給気温度を強制的かつ周期的に変動

Temperature measurement point (Indoor)

させることでゆらぎのある気流感を作る「気流感変Fig. 1 Floor plan and measurement point of the target room

0ｍ

3.6ｍ

10.8ｍ

動システム」があり、C、D 室は放射によりで冷房効
Table 1 Conditions

果を促進する放射式空調が導入されている。自然換
気と機械換気での比較を意図し、調査期間中の空調
条件を Table 1 に示す通りに設定した。3 週間のうち、

Date

Natural
HVAC
ventilation

Variable
airﬂow
systemRadiantpanel

機械換気を使用した 1, 2 週目は放射空調と気流感変動

1st week(HVAC)

10/2
~10/6

✕

◯

◯

◯

システムも同時に作動させた。また自然換気条件の 2,

2nd week(Hybrid)

10/10~10/13◯◯◯◯3rd week(Naturalventilation)

10/16~10/20◯✕✕✕

3 週目では各室の窓の開度を各週前半 3 日間は半開、後半 2 日間は全開とした。

(n=27)

A-8

QGZHHN(n=34)

22

VWZHHN(n=42)

29

0%

11

20%

空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）
1340%

4. アンケート調査結果

3. アンケート調査概要
アンケート設問項目を Table 2 に示す。3 週間それ

60%
⏨

8

2

80%

100%

7

5

0%

20%

ዪ

20௦

4.1 個人属性
回収した有効回答者数は 1 週目 42 人、2 週目 34 人、
3 週目 27 人となった。記入時刻の分布を Fig. 3 に示

ぞれの空調条件に基づいて異なる設問を作り、各週の執務時間中に時間の指定はせず回答を要望した。
Table 3 に、アンケート実施期間中の気象条件をす。特に 1、2 週目は週前半に提出されたアンケート示す。屋外最頻風向及び平均風速は屋上に設置したが 4 割以上を締めており、各条件で期間全体を通じた

BEMS 風速計により、外気温はアメダス気象データ（枚

室内環境及び温熱環境が反映されていない可能性が考えられる。回答者の男女構成を Fig. 4、年齢構成を方市）からの執務時間中（9:00-18:00）のデータより計算した。結果より 3 週間の平均外気温は概ね 23℃で、 Fig. 5 に示す。各週で最もよく利用する室の申告結果概ね一致したことが分かる。
を Table 4 に示す。A,B 室の利用者がほとんどである。
[Person] VWZHHN

1,100 mm 高さにおいて室温を測定した。各週の勤務時間帯（9:00~18:00）における時間平均値と標準偏差の結果を全測定点について Fig. 2 に示す。グラフの横軸が測定点番号を示し、参考として屋外とボイドトッ
プ窓で測定した温度を「O」と「V」として併記した。
自然換気を利用した 2, 3 週目では室内の温度が全体
Temperature of 1st Week
Room A

Room B

Room CRoom D

28
27
26
25
24
23
22

UGZHHN(n=27)

19

8

2

5

QGZHHN(n=34)

22

11

2

8

VWZHHN(n=42)

29

13

21
20

0%

3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 O V

20%

Temperature of 2nd Week

30

Room A

29
27

100%

0%

20
20௦

Room DUGZHHN(n=27)

19

8

QGZHHN(n=34)

22

VWZHHN(n=42)29

UGZHHN(n=27)

2

5

5
19

11

QGZHHN
2(n=34)

8

22

13

VWZHHN(n=42)

5

100%

0%

8 6

9

2

5

2

8

26
25
24
23
22
21
20

3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 O V

Measurement Point No.
0% Temperature
20%
40%
Temperature of 3rd Week

30

Room A

29

Room B

60%

⏨

80%

ዪ

Room C

7

20%
20%
20௦

Room D

27
26[Person] VWZHHN

25
23
22
21
3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 O V

Temperature Measurement Point No.

Average+σ

Average

Average-σ

Fig. 2 Indoor temperature

Table 2 Questionnaire Content
Date

10

11

29 10

11

13 8

40%
40%
30௦

40௦

60%
60%
⏨ 50௦ዪ

2023/10/2~10/20（3 weeks）

18

Temperature Sensation, Air Purity, Airﬂow Sensation,Work Eﬃciency.

14
HVAC（Weeks 112and 2 only）

Awareness/Perception/Satisfaction/Acceptance of Variable
Airﬂow System and Radiant Air Conditioning.

Natural ventilation
8（Weeks 2 and 3 only）

Awareness/Perception/Satisfaction/Acceptance of
Natural Ventilation

10

6
4
2
0
10/2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23

1RQUHVSRQGHQWVContent

1

5

100%

0%

QGZHHNUGZHHN

NWSWUGZHHN

Average Wind Speed[m/s]
3.2
2.9
2.4
18
16
Maximum Temperature[℃ ]
26.5
25.2
25.8
14
12
Average Temperature[℃ ]
23.0
22.6
22.9
10
Minimum Temperature[℃ ]
18.5
18.2
16.5
8
6
4
2
0
10/2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23

7

20
20௦

↓ᅇ⟅

Table 4 Respondent location

Most frequent wind direction
Personal
Attributes
Thermal comfort, Perspiration,
Proﬁle, Clothing.
[Person][Person] VWZHHN
VWZHHNGender, Age,QGZHHN
UGZHHNQGZHHN NWWork Environment
16

80%
80%

60௦

6

Room A Room B Room C Room D
18
16
1st week
20
12
7
2
14
2nd
week
19
8
3
1
12
10
3rd week
17
6
1
0
8
Total
56
26
11
3
6
4
2
Table 3 Meteorological condition
0
10/2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13
15 16 17
19 203rd
21 week
22 23
1st14
week
2nd18
week

24

20

8

Fig. 5 Age ratio

28

Temperature [℃]80%Fig. 4 Genderᖺ㱋ᛶูratioᛶู

Room C

60%
ዪ

1RQUHVSRQGHQWV

Temperature [℃]28

Room B

40%⏨

Temperature Measurement Point No.

7

5

1RQUHVSRQGHQWV

Temperature [℃]29

UGZHHN

Fig. 3 Survey submissiondateᛶู

的に 23 ～ 24℃程度で、室温は若干低い環境であった。
30

QGZHHN

18
16
14
12
10
8
6
4
2
0
10/2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23

1RQUHVSRQGHQWV

また、アンケート調査を実施した 3 週間の室内環境を把握するために、Fig. 1 に示した測定点の床面から

‫͏צ‬
̐ु໪
(n=34)

ྍ͢͏

ΏΏྍ͢͏

7

9

̏ु໪
(n=42)A-80%ʹͬΔͲ΍͵͏

ΏΏྍ͢͏

ஈ͖͏

ॷ͏

4

0

50%

75%

ʹͬΔͲ΍͵͏

ΏΏஈ͖͏

100%

ॷ͏
3 週間の作業効率について 0 ～ 100 の点数で在室者
執務環境について、温冷感、空気の清浄度、気流感、 が自己申告した結果を Fig. 11 に示す。空調のみの 1

4.2 執務環境ྍ͢͏3

空気調和・衛生工学会近畿支部
43 1
5学術研究発表会論文集（2024.3.8）

13

25%

‫͏צ‬

ΏΏஈ͖͏

27

ஈ͖͏

週目では 80 点以上の人数がほとんどで、2 週目と 3

作業効率についてアンケート調査を行った。
Fig. 6 に温冷感申告を、Fig. 7 に温熱環境に対する

8

UGZHHN(n=27)

7

5

6

週目では低い点数の申告が増加した。特に 2 週目で

̑ु໪
̑ु໪
0
88 QGZHHN
5566
快適度を、Fig. 8 に満足度をそれぞれ 7 段階評価を行っは 0 点と 1077 点の回答者がそれぞれ4 0人であり、寒い̑ु໪(n=27)
27
3
4(n=27)
8(n=34)(n=27)
た結果を示す。温冷感申告について全体的に「寒い」と感じることで作業効率が低下したと考えられる。
̐ु໪
̐ु໪
27
7
9
13
3 1
5
VWZHHN
27
33
44 004 ̐ु໪(n=34)
側の申告数が多く、特に 2 週目（ハイブリッド換気
4.3
自然換気(n=34)(n=42)(n=34)UGZHHN
8
0%
25%
50%
75%
100%
7
5
6
条件）では
34 人のうち27 人は「寒い」と申告した。
自然換気に関する質問項目は
2 週目（ハイブリッ̏ु໪̏ु໪(n=27)
79
13 ᾴࡋ࠸
4
3 11 ࡝ࡕࡽ࡛ࡶ࡞࠸
5
ᐮ࠸13
ࡸࡸᾴࡋ࠸
7
9
4
3
5
̏ु໪
(n=42)(n=42)
Fig. 2 で室内温度を確認すると、回答人数が一番多い
7ド換気）と 3ᬬ࠸週目（自然換気のみ）のみ設定した。
ᬮ࠿࠸
ࡸࡸᬮ࠿࠸
(n=42)
QGZHHN
27
3
4

27

9

50%
75%
100%
50%
75%
100%
Fig. 12 に自然換気の知覚度を、Fig.
13 に知覚理由

A・B (n=34)
室では 2 週目平均温度が 23 ℃程度であり、測
0%
0%

25%
25%

0%

25%

‫͏צ‬
ྍ͢͏
ΏΏྍ͢͏
ʹͬΔͲ΍͵͏ ΏΏஈ͖͏ΏΏஈ͖͏ ஈ͖͏ஈ͖͏ ॷ͏
ॷ͏ΏΏྍ͢͏ʹͬΔͲ΍͵͏
定温度もアンケート結果と一致する。快適度及び満3 週目ともに自然換気の知覚度が高く、そ79134‫ ͏צ‬3 ྍ͢͏
1
5 を示す。2,
VWZHHN
‫͏צ‬

ྍ͢͏

ΏΏྍ͢͏

10

(n=42)
93
8
4
2
UGZHHN 1
足度はほぼ同じ傾向であり、最も低温の2 週目ではの理由については温熱環境が最も多く、ついで気流UGZHHN
8 25%
75 75% 「非6 100%0%50%
(n=27)(n=27)
ᐮ࠸ᾴࡋ࠸ࡸࡸᾴࡋ࠸࡝ࡕࡽ࡛ࡶ࡞࠸
常に不快」と「非常に不満」側の申告がほとんどで̑ु໪(n=27)

7 ᬬ࠸

QGZHHN(n=34)1

ᬮ࠿࠸ 5 ࡸࡸᬮ࠿࠸

27

今回の実測期間中の外気条件においては窓開度を小̐ु໪
(n=34)277

VWZHHN

9

313

4 0 4
̐ु໪

(n=42)
さくすることが好ましかったと言える。
93
8 (n=34)
UGZHHN 1

0%

25%

50%

に示す。快適だと回答する理由として「きれいな空気」
VWZHHN
1 3
1 3
14
8
7
8
1
5
(n=42)
27
3
4 0

3 1

4

75%

2

1

が 2,3 週目共通で見られた。ついで
「涼しい
・暖かい」
、
10
3
4
5
3

100%

0%

25%

50%

75%

100%

(n=27)
Fig. 9 「気流感」という結果となった。不快と感じた理由と空気の清浄度とそれに対する満足度の結果を
ᐮ࠸
ᾴࡋ࠸
ࡸࡸᾴࡋ࠸
࡝ࡕࡽ࡛ࡶ࡞࠸
㠀ᖖ࡟୙ᛌ ୙ᛌ ࡸࡸ୙ᛌ ࡝ࡕࡽ࡛ࡶ࡞࠸
913
4
3 1 ̏ु໪
5
7
9
13
3 1
5
ᬮ࠿࠸
ᬬ࠸
ࡸࡸᬮ࠿࠸
㠀ᖖ࡟ᛌ㐺
ᛌ㐺4 ࡸࡸᛌ㐺
10 に示す。自然換気を導入したと Fig.
週目では
QGZHHN
167
83
112,3 (n=42)
4 「非 5 しては「暑い・寒い」が一番多くなった。全体的に
14

̏ु໪
(n=42)

0%

2

㠀ᖖ࡟

7
0%

(n=34)
25%
50%
75%
100%
常に汚れている」「非常に不満」の回答数が増加した。
0%

‫͏צ‬

ྍ͢͏VWZHHNΏΏྍ͢͏ʹͬΔͲ΍͵͏ΏΏஈ͖͏
ஈ͖͏ 7 ॷ͏
1 3
13
9
1
1 3
14
8
8
1ΏΏྍ͢͏
その理由は後述の自然換気によると匂いとほこりななった。また、その他の内容にカメムシと強風で書‫͏צ‬ྍ͢͏ʹͬΔͲ΍͵͏ΏΏஈ͖͏10 ஈ͖͏ 5ॷ͏
10
3
4
5
3
9
3
8
4
2
(n=42)UGZHHN 1
どが原因と思われる。
類が飛ばされることなど記述もあった。
(n=27)
0%
25%
50%
75%
100%
0%
25%
50%
75%
100%
UGZHHNUGZHHN(n=27)(n=27)

VWZHHNVWZHHN(n=42)(n=42)

QGZHHN(n=34)

3
3 1

75%
ࡽ࡛ࡶ࡞࠸

3

2

ࡸࡸ୙ᛌ

11

4
6

8

25%

9
㠀ᖖ࡟୙ᛌ

࡝ࡕࡽ࡛ࡶ࡞࠸

ࡸࡸᛌ㐺5

14
27

0%

7

0%
0%
UGZHHN 1(n=27)

6㠀ᖖ࡟୙ᛌ ୙ᛌ14㠀ᖖ࡟ᛌ㐺 7 ᛌ㐺

QGZHHN
8(n=34)

QGZHHNQGZHHN VWZHHN 1(n=42)(n=34)(n=34)

4

感、屋外の音の順に多くなった。

QGZHHN
14
11
4
5
6 ̑ु໪
0
3
4
Fig. 14 と Fig. 15ある。結論として自然換気による冷房効果が過剰で、快適と不快の理由に関する結果を(n=34)
87
560(n=27)

8

13

73

50%

୙ᛌ

ࡸࡸ୙ᛌ

㠀ᖖ࡟ᛌ㐺 ᛌ㐺
25%
50%
2
11
ᐮ࠸
ᾴࡋ࠸
ࡸࡸᾴࡋ࠸
ᬮ࠿࠸
ᬬ࠸
ࡸࡸᬮ࠿࠸

ࡸࡸᛌ㐺

75%

4

3 1

4 Fig. 6 Thermal15comfort

5

4

3

4

7

8
75%

ࡕࡽ࡛ࡶ࡞࠸

ࡸࡸ୙‶
ࡸࡸ‶㊊

8

13

4

7

࡝ࡕࡽ࡛ࡶ࡞࠸

6

7

10

15
27

25%

VWZHHN 1 1
7
VWZHHN(n=42)(n=42)
2
20% 1
0%

8

8

5
5
5

50%

㠀ᖖ࡟୙‶
15

୙‶

ࡸࡸ୙‶
9

㠀ᖖ࡟‶㊊

‶㊊

ࡸࡸ‶㊊

9

4

6

9
8
3

4

3 1

52

75%

1

2

1

3

3

1

3

100%

࡝ࡕࡽ࡛ࡶ࡞࠸
13

13

3
2

4

111

3
9
5
6 100%
25%
50%
75%
25%
50%
75%
100% 0%㠀ᖖ࡟ởࢀ࡚࠸ࡿ
ởࢀ࡚࠸ࡿࡸࡸởࢀ࡚࠸ࡿ
࡝ࡕࡽ࡛ࡶ࡞࠸
ᐮ࠸
ᾴࡋ࠸
ࡸࡸᾴࡋ࠸
࡝ࡕࡽ࡛ࡶ࡞࠸
㠀ᖖ࡟ࡁࢀ࠸ࡁࢀ࠸ ࡸࡸᬮ࠿࠸
ࡸࡸࡁࢀ࠸
ᬮ࠿࠸
ᬬ࠸
1

3

15

4

Fig. 9 Air purity

1

2

㠀ᖖ࡟୙

㠀ᖖ࡟‶

8

VWZHHN
33
55 16
33
413
22
UGZHHN
10
11
9
3
11
15
98
2
UGZHHN
1 1 1 10
14
7 44
2
11
6
4
2
3 9
9 3
UGZHHN 1 2
1
12 1
85
46
2
UGZHHN(n=27)(n=42)(n=27)UGZHHN8756(n=27)(n=27)(n=27)
0%
25%
50%
75%
100%
0%
25%
50%
75%
100%
QGZHHN
16
77
88
33
QGZHHN
11
4
5
16
14
ởࢀ࡚࠸ࡿ
ࡸࡸởࢀ࡚࠸ࡿ
࡝ࡕࡽ࡛ࡶ࡞࠸୙‶ 15ࡸࡸ୙‶ ࡝ࡕࡽ࡛ࡶ࡞࠸
2415
58 QGZHHN 3 1 㠀ᖖ࡟୙‶QGZHHN 㠀ᖖ࡟ởࢀ࡚࠸ࡿ
3 14
4
8 5
4QGZHHN
114(n=34)
27
3
4(n=34)
2 1
24
ࡁࢀ࠸
ࡸࡸࡁࢀ࠸
㠀ᖖ࡟‶㊊ QGZHHN‶㊊ ࡸࡸ‶㊊7(n=34) 㠀ᖖ࡟ࡁࢀ࠸
(n=34)(n=34)
15(n=34)
VWZHHN 11 33
VWZHHN
11 33
13
10
55
99
11
7
8
11
13
10
14
8
5VWZHHN VWZHHN
11
15
9
2
1
7
9
13
4
3 1 135VWZHHNUGZHHN
1 3
1 1 1384 2 19 14145 7 8
9 7 16(n=42)(n=42)
VWZHHN
10
3
1
1
27
(n=42)(n=42)(n=42)(n=27)
10(n=42)
0%
25%
50%
75%
100%
0%
75%
100%
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25%
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25%
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75% 100%
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0%
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Fig. 7 Comfort level in thermal environment

4

1 3

1

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16
㠀ᖖ࡟‶㊊ 11‶㊊

2

QGZHHN 2
QGZHHN(n=34)(n=34) 0%
100%

100%
100%

5

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UGZHHN 1
UGZHHN(n=27)(n=27)

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温熱環境に対して不快を感じる在室者が多い結果と
25%
50%
75%
100%

5

4 8

㠀ᖖ࡟

2 UGZHHN
1
UGZHHN(n=27) (n=27)

10
9 9

5QGZHHNQGZHHNUGZHHN
11 22
UGZHHN(n=34)(n=27) (n=34)(n=27)

14
8 16

3 3 5

48

95

32

4

0%

4
10

11 4
11

4

117

6
6

Fig. 10 Satisfaction
in air purity
28

VWZHHN(n=42)
15

4818 44

5 322

10

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(n=27)

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33 16
UGZHHN 1 2
515(n=27)
13
898813 11 4 11 333 11 33
4
QGZHHN 2010(n=34)
25%
100%
100% 0%

3

13

1
0

50%

5 75%

4

3

100%

99

11

7

㸯㐌┠
(n=42) 1 2

55

7
544

6

8

66

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4

5

0

10

20

1st weekࡸࡸឤࡌࡓឤࡌࡓ㠀ᖖ࡟ឤࡌࡓ
㸰㐌┠
2 1 2
3 1
(n=34)

25
2

2 1
27

3

VWZHHN
1 2233 44
13
1 VWZHHN
9 88
1
1UGZHHN
14 9
8105
75
15
QGZHHN
15
28
15
55
QGZHHN
15 10
9
150%
5
850%
(n=42)
3 75%
1 3
25%
(n=34) (n=42)(n=27)(n=34)
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25% 25%50% 50%75% 75%
100%
100%
0
10
20
30
40
50
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90
100
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15
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13 18
22
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14
77
16
VWZHHN
8
4 ࡸࡸ୙‶
11 11
15
94
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1st14week (n=42)
2ndweek(n=34)
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1
1
15
9
13
2
111
(n=42)(n=34)(n=42)
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5(n=42)
0%
25%
50%
75%
100%
0%
25%
50%
75%
100%
Fig. 11 Workin thermal
0% Fig. 8 Satisfaction
25%
50% environment
75%
100%
0%
25%
50% eﬃciency
75%
100%
VWZHHN
0%
25%
50%
75%
100%
0%
28
13
1
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㠀ᖖ
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0㠀ᖖ࡟ࡁࢀ࠸
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80
90
100
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1st week (n=42)

2nd week(n=34)

3rd week(n=27)

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2nd week (n=34)

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(n=27)

15

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week (n=34)
3rd week(n=27)
Fig. 14 Reasons for
comfortin naturalventilation

9 9
20

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2nd week (n=34)

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㸱㐌┠
8 9
4 3
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(n=27)
1
1
8 5
46
2
UGZHHN(n=27)
301
2nd week (n=34) 3rd week(n=27)(n=27)
㸰㐌┠㸰㐌┠25 2 21 1
2 2 3 31 1
25 25
(n=34)(n=34)
㸰㐌┠
㸰㐌┠
20
8
15
24
3
3
(n=34)
QGZHHN
14
1111
52 1
(n=34)
15(n=34)
㸯㐌┠
㸯㐌┠
2 7 7
1 21 0%5 527 27 75%
(n=42)(n=42)
25%
50%
100% 㸯㐌┠
100%
㸯㐌┠
10
VWZHHN 1 3᫂ࡽ࠿࡟ཷࡅධࢀࡽࢀ࡞࠸
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14
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7
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0%0%
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100%
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ཷࡅධࢀࡽࢀࡿ
Fig.
17
Acceptance of natural ventilation
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↓ᅇ⟅
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35
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4
5
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QGZHHN
2 23 3 4 427
34QGZHHN
30
QGZHHN
7 7
2 2
1 1
24 24
5(n=27)(n=34)(n=34)(n=34)
250
QGZHHN
15 9
20
7
138
4 8 3 153
VWZHHN
100% VWZHHN
VWZHHN
3 32 2 5 5
10 10
3 31 1 1 1
27 27(n=34)(n=42)
15(n=42)(n=42)
0%
0%
50%
75%
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2nd week(n=34)
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Fig. 16 Satisfaction in natural ventilation
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7 7
QGZHHN(n=34)
10 101) 廣瀬文哉 , 小林知広 , 山中俊夫ら：スキップフロア型の一体オフィス空間における自然換気性能に関する研究
25 （その 1）空気齢測定による自然換気気流の挙動の評価
2nd week (n=34) 3rd week(n=27),
20 空気調和・衛生工学会学術講演論文集 ,2024.6 （投稿中）
30

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2nd week (n=34)

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【参考文献】

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3rd week(n=27)
100%

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2nd week (n=34) 3rd week(n=27)
本研究において、種々の便宜を図っていただきましたエ
5
アウォーター( 株 ) の関係者各位に深く感謝いたします。

100%

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2nd week (n=34) 3rd week(n=27)
ࡑ10Fig. 13 Reasons for perception in natural ventilation

0
10

100%
25%
25%

3 1

3
3UGZHHN
4 43

30
15
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13 13

15
【謝辞】

0

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2nd week (n=34) 3rd week(n=27)

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↓ᅇ⟅
30

4

0

換気運用方法の改善方法の検討が必要と言える。

20

3rd week(n=27)

60%
80%
3rd week(n=27)

ΏΏஈ͖͏
ஈ͖͏
16 ॷ͏
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2nd week (n=34)
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100%

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20

Fig. 12 Perception of natural ventilation

30
20

9

25%

換気窓の開度を大きい値に固定したため、寒い側の
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20
13
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25

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2nd week (n=34)

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10

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9

5
後は手動開閉窓の開度を在室者に委ねるなど、自然

15

5

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期自然換気時のアンケート実態調査を行った。自然2nd week (n=34) 3rd week(n=27)
0%

25
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10

27

意見が多く見られた結果となり、外気温が低い場合
15

0

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20

0

10
の自然換気は不快になりやすいことが示された。今

ࡗ

15

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(n=34)

30

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25

10

3rd week(n=27)
̐ु໪7
本報では実運用中のオフィスビルに対して、中間35(n=42)
30

20

25

5
気流感低減というメリットが示された。

20

2nd week (n=34)

まとめྍ͢͏ ʹͬΔͲ΍͵͏ʹͬΔͲ΍͵͏ΏΏஈ͖͏ ஈ͖͏ஈ͖͏ ॷ͏
ॷ͏͢͏ΏΏஈ͖͏
空調を「感じなかった」在室者が多く、放射空調の35

25 100%(n=27)

0

4.4 放射空調と気流感変動システム
13 13
4 4 3 31 1 5 5Fig. 18 に示す。C、D 室を利用
放射空調の知覚度を1050%した回答者が少なく、サンプル数が少ないが、放射
75%
100%
50%
75%
100%

஝

ᾴ

C,Dᐊᮍ౑⏝となった。これも前述の温度結果と一致した。

30

࣭

ほぼ知覚されなかった。

4 40 0▱ࡗ࡚࠸ࡓ 3 3▱ࡽ࡞࠿ࡗࡓ

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100%
らかに受け入れられない」が半数以上を占める結果

5
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5
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気流感変動システムも放射空調と同様、在室者には
8 15

13

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5 5
6 6
0 0
なった。受容度についてもと「明2nd 「受け入れられない」
week (n=34) 3rd week(n=27)࠸

す。自然換気を導入すると明らかに不満足者が多く
0

7 7

27 27

1

35

10

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23

5
Fig. 16 と Fig. 17 に示
自然換気の満足度と受容度を

⇱

3

10

30
気流感変動システムは自然換気に影響されるため、
525
Fig. 19 に示す。
1 週目のみ設問した。その知覚度を0㸯㐌┠(n=42)

⏝

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15

10

8

空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

20

A-8 15㸰㐌┠(n=34)

3rd week(n=27)

25

20
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(n=27)

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4
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25 25

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1

3

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20 20 3 1 3
Fig.218 Perceptionof radiantsystem4
15 panel air-conditioning
58
QGZHHN㸱㐌┠
15 15(n=34)(n=27)
㸱㐌┠
0
10 10
10
3
4
5
3
VWZHHN 1 18
15 4
9 5
2
14 14
169 162 241(n=27)
11
UGZHHN7 7 36138
541 VWZHHN
VWZHHN
31 4
3 5 5
31
8
3
㸰㐌┠
(n=42)(n=27)
2123
1
25(n=42)(n=42)(n=34)
0 0 㸰㐌┠
25%
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16
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(n=34)
25%
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0%0%
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50%
75%
100%
QGZHHN
15
11
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8
8
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2nd week (n=34) 3rd week(n=27)㠀ᖖ࡟୙‶୙‶୙‶ࡸࡸ୙‶
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㠀ᖖ࡟ឤࡌࡓ ↓ᅇ⟅࣭A,Bᮍ౑⏝↓ᅇ⟅࣭A,Bᮍ౑⏝ឤࡌ࡞࠿ࡗࡓ
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(n=42) 1 2 㠀ᖖ࡟ࡁࢀ࠸
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Fig.
15
Reasonsfordiscomfort
innaturalventilation
Fig.
19 Perceptionof variable airﬂow
system100%
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10

13 3

空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-9

大規模オフィス空間における手動窓開放による自然換気性能に関する研究（その 1) 自然換気及び床吹出空調気流の空気齢に関する実測評価
Natural Ventilation Performance of a Large-space Office with Manually-Operated Windows(Part 1) Age of Air Measurement of Natural Ventilation and UnderfloorAir Distribution Airflow〇小椋

梨音 ( 大阪大学 )小林知広 ( 大阪大学 )山中俊夫 ( 大阪大学 )山澤

春菜 ( 大阪大学 )山口

剛毅 ( 大阪大学 )井守紀昭 ( 大林組 )名倉宏明 ( 大林組 )齋藤悠輔 ( 大林組 )光昭 ( 大林組 )稲子

田中Rion KOMURO*1Tomohiro KOBAYASHI

雄大 ( 大林組 )*1

Toshio YAMANAKA*1

Haruna YAMASAWA*1 Koki YAMAGUCHI*1 Noriaki IMORI*2
Hiroaki NAGURA*2*1

Yusuke SAITO*2 Mitsuaki TANAKA*2 Yudai INAKO*2

Osaka University*2

Obayashi Corporation

In recent years, there has been an increase in cases of natural ventilation being introduced into offices due to heightenedawareness of infectious diseases and energy conservation efforts. In ensureing natural ventilation performance, which
is susceptible to outdoor conditions, it seems to be effective to conduct a field measurement in the actual building after
its completion. This study specially focuses on the offices with mega floors, and conducted measurements with the aimof finally proposing an optimal operation of the air-conditioning and natural ventilation system. This paper presents themesurement of local-mean age of air from natural ventilation openings and underfloor air distribution diffusers.
1．はじめに
近年、感染症対策や省エネルギーの観点からオフィスへの自然換気の導入事例が増加している。自然換気は外部条件に影響を受けやすく、特に大規模空間に自然換気を導入する際は、空気質・温熱環境の観点から望ましくない分布を形成しないような配慮が必要である。本研究では、大規模平面を有する執務室での自然換気設計の指針整備に資する知見を得ることを目的とし、本報では実建物で温湿度・CO2 濃度、自然換気時の空気齢、床吹出
空調の空気分配性能を実測で評価した結果を報告する。
2. 測定概要
2.1 測定対象空間概要
本実測は、大阪府堺市に位置する技術研究所内の 6、7 階執務室において実施した。対象空間の写真を Fig. 1に示す。対象空間は 80m × 180m の大規模な平面を有す

る各階が積層するような構造で、7 階の大部分が吹き抜
け空間である。また、執務室には昼光利用や外気取入れを目的とした吹き抜けが各所に存在する。
2.2 空調システム概要
Fig. 2 に対象建物の 6 階平面図を示す。当該建物では執務者近傍の床吹出口からの外調または外気冷房による機械換気に加え、手動開閉窓 (Fig. 3) による水平方向の風力換気と執務室各所に存在する吹き抜けを利用した重力換気を併用した自然換気が導入されている。また、機械換気時は前述の床吹出空調に加えて執務エリア毎に設置された PAC を併用して行われる。床吹出口空調はタ
スク域の空調として概ね執務者 1 人当たり 1 個の間隔で設置されており、執務者は自由に風向・風量を変更することができる。
Manually-operated
windows

80 ,000[mm]

ENT

6F

Possible ventilation
pathways

Obstacles

Fig. 1 Interior view of the office

Fig. 2

180,000 [mm]Manually-operated windows

N

Void (7F)

Image of possible ventilation pathways Fig. 3 Manually-operated
windows

空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-9

2.3 測定実施概要
なお、SF6 の濃度応答はリアルタイムガスモニター
実測は 2023 年 10 月 16 日～ 10 月 27 日に実施した。 （INNOVA, 1311）を用いて 20 Hz で測定した。
まず実際の執務環境下で自然換気の有無が室内環境に与3.2 結果及び考察える影響を把握するため、10 月 16 日～ 20 日の 5 日間
南北各面の窓前で SF6 ガスをパルス発生させ測定したを自然換気なしの Case-AC(PAC ON)、10 月 23 日～ 27
8 条件についての濃度応答及び開口別局所平均空気齢の日の 5 日間を自然換気ありの Case-NV(PAC OFF) とし、 結果を Fig. 5 に示す。全条件で濃度応答が見られたこと
室内 CO2 濃度・温度分布を測定した。また、大空間でから自然換気窓からの流入外気は室中央まで到達していの換気気流の挙動評価のため、手動開閉窓からの開口別ることが確認された。しかし各パルス発生点から最も離局所平均空気齢の測定を 10 月 21 日に実施した。加えて、 れた 6S-B 及び 6N-D の 2 条件では顕著なピークは見ら
床吹出口からの外気分配性能評価のための給気口別局所
れなかった。以上より、新鮮外気は自然換気窓から流入
平均空気齢測定を 10 月 22 日に実施した。
後南北方向に移動し中央通路へ到達、その後中央通路を
3. 執務室全域の自然換気性能評価
通じて東西方向へ拡散、または執務室内の什器によって3.1 測定概要及び測定手法
東西方向へ移動したと思われる。
対象空間において自然換気窓から流入する外気の挙動
4. 床吹出空調気流の分配性状評価と分配性状を把握するため、トレーサガスパルス法を用
4.1 測定概要及び測定手法
いて 6 階執務室の南北面手動開閉窓各 1 箇所から流入
タスク域に設置された各床吹出空調由来の気流の到達範
する外気の開口別局所空気齢を測定した。Fig. 4 にパル
囲を把握するため、床吹出口において SF6 をパルス発生さス発生点及び測定点配置を示す。測定は計 8 回実施し、 せ、前章同様にその濃度応答を測定することで給気口別局
Table 1 に測定時の気象条件を、Table 2 に測定条件を示
所空気齢を算出した。Table 3 に測定条件を、Fig. 6 にパす。実測中は 14:00 頃から外部風向の変化が見られたた
ルス発生点と測定点配置を示す。なお、測定中は自然換気
め、比較的安定して流入が見られた自然換気窓からのト
窓は全閉とし、コアタイム時の執務室における熱負荷を再レーサ発生を意図し、外部風向に応じた窓前で SF6 を充現するため PAC を暖房運転とした。また、床吹出空調は
填した風船を割ることでパルスを発生させた。測定時は機械空調モードで稼働させた。
Table 1 Ambient conditions(NV)
全ての自然換気窓を全開にし、機械空調は停止した。こPrevailing
Average
3
Mean velocity[m/s] Tempearature[℃]
Date
and
time
こでは自然換気窓 i で qi [m ] のガスのパルス発生に対す
wind direction
2.6
WNW
20.3
10/21 11:00
る時刻 t の室内の点 p でのトレーサガス濃度 Aip(t) を測WNW
10/21 12:00
2.9
21.1
WSW
10/21 13:00
1.7
19.9
定し、点 p での開口別局所平均空気齢 τip を Eq. 1 で求W
10/21 14:00
1.4
19.6
NNE
10/21 15:00
3.3
19.3
めた。1)
10/21 16:00
NNE
3.7
17.9
Eq .1

15m
15m
15m

B
C
D
E

N

Concentration of SF6 [ppm]

120
100
80
60
40
20
0
120
100
80
60
40
20
0

Pulse generation
80,000[mm]

ENT

15m

A

180,000[mm]

1000

2000

3000

1000

2000
Time [s]

3000

11:32

12:14

12:46

13:40

14:20

15:17

16:11

16:47

6F-S 6F-S 6F-S 6F-S 6F-N 6F-N 6F-N 6F-N
E
D
C
B
A
B
C
D
6S-E 6S-D 6S-C 6S-B 6N-A 6N-B 6N-C 6N-D
847.5 900.6 1145.6 1336.5 729.9 974.9 1283.2 1404.5

Table 3 Measurement conditions(Floor vent)Measurement conditions

Case : 6S-D
Local age of air [s] : 353

0Case : 6N-D
Local age of air [s] : 2063

0

Measurement conditions
Time of gas generation
Generation point
Measurement point
Case-name
Mass of SF6 [g]Maximum concentrationof SF6 [ppm]Measurement points

Case : 6S-E
Local age of air [s] : 434

0

16.8

Time of gas generation 12:09:31 12:42:49 14:35:12 13:27:53 13:53:58 14:11:57 14:52:32 15:08:50
Generation point
3
4
5
6
7
BIG
1
2
The number of balloons
4
4
6
6
8
2
1
2
Case-name
3-4
4-4
5-6
6-6
7-8 BIG-2 1-1
2-2

Pulse generation

Fig. 4

5.3

Table 2 Measurement conditions(NV)Manually-operated windows

Obstacles

6F

NNE

10/21 17:00

1000

2000

3000

1000

2000
Time [s]

3000

11

36

Case : 6S-C
Local age of air [s] : 6750Case : 6N-C
Local age of air [s] : 526

0

98

1000

2000

3000

0

1000

2000
Time [s]

3000

31

15

50

108

Case : 6S-B
Local age of air [s] : 1018

0

Case : 6N-B
Local age of air [s] : 779

Fig. 5 Concentration responce of SF6 and Local age of air

25

1000

2000

3000

Case : 6N-A
Local age of air [s] : 524

0

1000

2000
Time [s]3000空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-9
Concentration of SF6 [ppm]

120
100
80
60
40
20
0
120
100
80
60
40
20
0

Case : 2-2
Local age of air [s] : 140

Case : 1-1
Local age of air [s] : 60

Case : 3-4
Local age of air [s] : 215

Case : 4-4
Local age of air [s] : 185

0 200 400 600 800 1000 1200

0 200 400 600 800 1000 1200

0 200 400 600 800 1000 1200

0 200 400 600 800 1000 1200

0 200 400 600 800 1000 1200

0 200 400 600 800 1000 1200

0 200 400 600 800 1000 1200

0 200 400 600 800 1000 1200

Case : BIG-2
Local age of air [s] : 110

Time [s]Time [s]Case : 6-6
Local age of air [s] :228

Time [s]Case : 7-8
Local age of air [s] : 337

Time [s]Fig. 7 Concentration responce of SF6 and Local age of air

3

4

6F
ENT

Measurement point

Case : 5-6
Local age of air [s] : 311

V-1

2

V-2

V-3

7

1
Fig. 6

6

5BIG
Measurement points

Obstacles Horizontal distribution
Manually-operated windows

Fig. 8

CO2 concentration [ppm]7,000

Case-AC

Measurement points

Temperature[℃]
Case-AC

Case-NVN

Vertical distribution

Humidity[％RH]

Case-NV

Case-AC

Case-NV

6,000

10:00

Height[mm]

5,000
4,000

12:00

3,000

14:00

2,000
1,000
0

550

17:00
750

950 550

750

950

23

26

29 23

26

29 35

45

55

35

45

55

Fig. 9 Vertical profiles of Temperature, CO2 concentration and Humidity
4.2 結果及び考察
5.2 実験結果と考察
Fig.
7
各測定点における SF6 濃度応答の結果をに示す。
室内温度・CO2 濃度について、日照時間・気温・降想定執務者用の吹出口 1 でパルス発生を行った Case1-1
水量・相対湿度から概ね同様の気象条件とした 10 月 17では、給気口別空気齢が 60 秒であり濃度応答はピーク
日 (Case-AC)、10 月 24 日 (Case-NV) の結果より考察を後速やかに減少していることから対象タスク域の換気に行う。
十分な性能を示していることがわかる。
5.2.1 室内温度・室内汚染質濃度の鉛直分布
Fig. 9 に鉛直方向の測定点 V-1 における CO2 濃度、5. 自然換気の有無による室内空間性状評価
5.1 測定概要及び測定手法
室内温湿度の各時間測定結果を示す。CO2 濃度に関し自然換気利用時の室内環境の把握を目的として就業時て、
Case-AC では午後以降の顕著な濃度上昇が見られた。
間内における執務室内の温湿度・CO2 濃度の測定を行っ
Case-NV では経時的な濃度上昇は比較的小さく、自然
た。Fig. 8 に測定点配置を示す。測定は、ポータブル
換気による空気質の向上が確認された。また、Case-AC
CO2 濃度計 (T&D,RTR-576) を使用し FL+1,100mm の高では就業時間中の温度変化は 1℃程度であるが、Caseさに測定点を執務室 6 階に 25 点配置した。また、執務
NV では 3℃程度の差が見られた。加えて、Case-NV で
室 6、7 階を通る吹き抜け 3 カ所において高さ方向に 8は温度成層及び濃度勾配が確認され、吹き抜けによる重点で鉛直方向の分布を計 24 点で測定した。前述の通り、 力換気が行われていることが確認された。以上より自然
測定は自然換気なしの Case-AC と、6、7 階執務室全て
換気時には室内温熱環境への影響が比較的大きいことがの自然換気窓を全開にして自然換気を行う Case-NV の示唆された。相対湿度に関して、両条件とも時間によ
期間に分けて実施した。Case-NV では床吹出しによるる大きな差異は見られないが、Case-NV で全ての点で外調は常時運転し、執務者が室内環境を不快と感じたエ
40％ RH 程度となり、中間期であるため自然換気により
リアでは PAC による空調運転も許可する運用とした。
室内が高湿になることがない点も確認された。

空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-9
Case-AC

10:00

24

24.5

26

26

25.5

25.5
25
25

24.5

24.5

25.5

26

24.5

25

25.5

25.5

25

29

25

28

25.5

26

16:00

Temperature[℃]

Case-NV

27
25.5

25.5
26

27

26.5

27

26.5

26

27.5

26.5

25
26

27
26.5

27.5

25.5

25

24

27

10:00

820
840

780
800

760

820
780 800

680
660

700
820

820

640

660

680

840
820

660
640

860
840

840

600 620

640
660
680

680

980
930
880

900
900

840

840

880

920

720
680 660
740 700

920

940

830

640
780

800

880

16:00

CO2 concentration [ppm]

23

920

900

920
960 900
880

780

660
760
720 740

740
720
680 700

720
760 740

730
680
630
580

Results of Horizontal distribution
鮮外気の流入が微小であったことが要因と考えられる。
5.2.2 室内温湿度・室内汚染質濃度の水平分布
Fig. 10 に空調方式が異なる 10 月 17 日と 10 月 24 日
6. まとめ本報では、大規模な執務空間において自然換気を実施
10 時、16 時の室温・CO2 濃度の測定結果を示す。室温した場合の室内環境を把握するため室内温度・汚染質濃について、Case-AC では北西側の室温が最低温部と比較度の測定及び室内の局所空気齢の測定を実施した。結果
して 1℃程度高い値を示しその他では大きな差異は見らより、空気環境は改善が見られるが、温熱環境についてれなかった。この傾向は、10 時と 16 時の分布で一致しは外部の影響が大きく、執務環境の悪化が確認された。
てることから機械空調は 26℃程度で制御されているこ
また、
床吹出空調の性能は十分であることが示唆された。
とが読み取れる。また Case-NV では、午後の分布で温2)
次報 では得られた結果と執務者アンケートとを比較し度が上昇したことがわかり、温度上昇はペリメータに近執務空間の環境について評価を行う。
い部分で顕著で、室中央部付近では 1℃程度の上昇で留Fig. 10

まっていることがわかる。したがって午後の温度上昇は
外気温と日射に起因するものと考えられる。CO2 濃度に関して、
Case-AC では Case-NV と比較して高い値であった。このため、自然換気によって室内の CO2 が希釈されたと言える。Case-AC では顕著な濃度分布は見られな
いが、16 時の分布で一様に 50ppm 程度の濃度上昇が見られた。Case-NV おいては午前に顕著な濃度分布は見られないが、16 時の分布では南西側で濃度の偏りが見られた。これは、当該部分における自然換気窓からの新【謝辞】

本研究において、実測の実施にご尽力いただきました ( 株 ) 大気社の関係者各位に深く感謝いたします。
【参考文献】

1) LIM, 相良 , 山中,甲谷 , 杭瀬 , 山際 , 堀川 : 自然換気併用空調を有するオフィス室内における温熱・空気環境形成メカニズム，空気調和・衛生工学会論文集 , No.141, pp.19-28, 2008
2) 山口 , 小林 , 山中, 山澤 , 小椋 : 大規模オフィス空間における手動
窓開放による自然換気性能に関する研究 ( その 2) アンケート調
査による自然換気時の室内環境及び自然換気意識の評価，空気調和・衛生工学会近畿支部学術研究発表会論文集 (2024. 3 掲
載予定 )空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-10

大規模オフィス空間における手動窓開放による自然換気性能に関する研究（その 2）アンケート調査による自然換気時の室内環境及び自然換気意識の評価
Natural Ventilation Performance of a Large-space Office with Manually-Operated Windows(Part 2) Indoor Environment and Attitude Survey on Natural Ventilation based on Questionnaire〇山口

剛毅 ( 大阪大学 )小林知広 ( 大阪大学 )山中俊夫 ( 大阪大学 )山澤

春菜 ( 大阪大学 )小椋梨音 ( 大阪大学 )井守紀昭 ( 大林組 )名倉宏明 ( 大林組 )齋藤悠輔 ( 大林組 )田中

光昭 ( 大林組 )稲子

雄大 ( 大林組 )Koki YAMAGUCHI*1 Tomohiro KOBAYASHI*1
Haruna YAMASAWA*1
Hiroaki NAGURA*2

Toshio YAMANAKA*1

Rion KOMURO*1 Noriaki IMORI*2

Yusuke SAITO*2 Mitsuaki TANAKA*2
Yudai INAKO*2*1

Osaka University*2

Obayashi Corporation

In recent years, many buildings have been incorporating natural ventilation with the aim of energy efficiency. However,natural ventilation is susceptible to external conditions, and particularly in large office spaces, design standards to ensure astable ventilation rate have not yet been established. Therefore, in this study, a performance evaluation of natural ventilationis conducted through on-site measurements in an office with double-height spaces. This paper presents the evaluation resultsof a survey on natural ventilation conducted with occupants of the office room in the target building.
1．はじめに近年、省エネルギーの観点から建築への自然換気の導入が増加している。しかし、自然観気は外部風速などの不安定な外界条件の影響を受けやすく、特に大規模オ
フィスにおいては安定した換気量の確保のための設計基
準は未だ確立されていない。1) そこで本研究では、初期段階として 80 m × 180 m の二層吹き抜けの大空間を有するオフィスにおける実測調査により、自然換気の性能評価を行った。前報 2) では空気齢を用いた換気性能の評
価及び、室内環境の測定結果を報告した。本報では、対象建物の 6、7 階執務室を利用する在室者を対象に行った自然換気に関するアンケートの評価結果を報告する。
Table 1 Survey evaluation items

6F

Entrance

7F

Entrance

評価項目
詳細
回答者属性 性別、年齢、回答日、在籍年数、座席位置
温冷感（暑い、暖かい、やや暖かい、どちらでもない、やや涼しい、涼しい、寒い）
乾湿感（非常に湿っている、湿っている、
やや湿っている、どちらでもない、やや乾いCている、乾いている、非常に乾いている）
A
気流感（非常に感じる、感じる、やや感じる、B
全く感じない）上下温度差（非常に感じる、感じる、やや感
じる、全く感じない）
G
J
温度の時間変化（自由記述）
E
I
D
Dにおい（自由記述）
室内環境
F
H
音（自由記述）まぶしさ（非常に感じる、感じる、やや感じる、
全く感じない）清浄度（非常に清浄、清浄、やや清浄、Aどちらでもない、やや清浄ではない、
清浄ではない、まったく清浄ではない）
作業性（非常に良い、良い、やや良い、どちらでもない、やや悪い、悪い、非常に悪い）B
快適性（非常に快適、快適、やや快適、どちらでもない、やや不快、不快、非常に不快）C
許容度（許容できる、許容できない）
自然換気お知らせ用メーリングリストの認知、Group nameN
Obstacles
Void
North side
Non-void area
自然換気実施の認知（Case-NV のみ）、
Manually operated windows 自然換気意識 自然換気による環境・意識の変化、South interiorSouth perimeter
自然換気の意欲
Fig. 1 Seating arrangement on the 6th and 7th floors of the office空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-10

湿度は両条件それぞれ 460 ppm、51% 程度であり、時間平均外気温は Case-AC と比較して Case-NV で 2 ℃程
度低い結果となった。自然換気により室内の平均の CO2
濃度及び湿度は低下し、室温は変動幅の拡大が見られた。
500

467

Number of occupants

200

Concentration of CO2 (ppm)

600
500
400

10/16 10/17 10/18 10/19 10/20 10/23 10/24 10/25 10/26 10/27

Temperature (℃)

30
25
20
15
10

10/16 10/17 10/18 10/19 10/20 10/23 10/24 10/25 10/26 10/27

90
70
50
30
10

10/16 10/17 10/18 10/19 10/20 10/23 10/24 10/25 10/26 10/27
Working hours㸦9:00 㹼 17:00)
OutdoorIndoor averageFig. 3 Changes in external conditions
ࢃ࠿ࡽ࡞࠸

ᖺ┠

,

㝵

[Case-AC]
Length of ᖺ
enrollment ┠

300

㝵

ᖺ┠௨ୖ

ዪᛶ

258

100

24

72

$
%

[Case-AC]
Location(6F)&[Case-NV]
Floor

ࢃ࠿ࡽ࡞࠸
$
,
+
*
[Case-NV]
Location
)
(6F)
(

㝵

ᖺ┠௨ୖ

'

%

&

Fig. 4 Results of Respondent Attributes

Fig. 2 Number of survey respondents
Thermal sensation㝵[Case-NV]
Length of ᖺ
enrollment ┠⏨ᛶ

10/23 10/24 10/25 10/26 10/27(Mon.) (Tue.) (Wed.) (Thu.) (Fri.)

-

'

ᖺ┠

[Case-NV]
Gender

142

+
*
)
(

[Case-AC]
Floor

ᅇ⟅ࡋ࡞࠸

383

0

700

35

⏨ᛶ

500

200

800

[Case-AC]
Gender83
50
9
10/16 10/17 10/18 10/19 10/20(Mon.) (Tue.) (Wed.) (Thu.) (Fri.)

400

900

ዪᛶ

307

300

0

Case-NV

ᅇ⟅ࡋ࡞࠸

400

100

Case-AC
1000

Humidity (%)

2. アンケート概要
アンケートは対象施設の 6、7 階執務室利用者を対象に、2023 年 10 月 16 日から 27 日までの平日 10 日間で実施した。1 週目は自然換気を行わない条件 (Case-AC)とした。2 週目は自然換気及び床吹き外気冷房を運転させる条件 (Case-NV) としたが、執務者が室内環境を許容できないと感じるエリアでは、Case-AC 同様の空調条件に変更した。アンケートは各条件 1 回ずつ Google
フォームで回答する方式とし、1 週目で 892 名、2 週目
で 888 名の回答を得た。評価項目を Table 1 に示す。座席は Fig. 1 に示すように、空調系統等を考慮して 10 分
割した 6 階座席を「北側」「、南インテリア」「、南ペリメータ」「、吹き抜けなし」の 4 グループに大別して検討した。
3. アンケート結果
Fig. 2 に各日のアンケート回答者数を示す。アンケー
ト実施の告知を行った火曜日及び金曜日で多数の回答を2)得た。Fig. 3 に前報 で測定した期間中の室外及び室内
水平面平均の CO2 濃度、温度、湿度の推移を示す。就業時間帯 (9:00 ~ 17:00) の時間平均の屋外 CO2 濃度及びHumidity sensation

Airflow sensation

Vertical air temperature difference

25% 50% 75% 100% 0%

25% 50% 75% 100% 0%Brightness

Case-AC(n = 892)
Case-NV(n = 888)
0%

25% 50% 75% 100% 0%
ᬬ࠸

ᬮ࠿࠸
ࡸࡸᬮ࠿࠸
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CleanlinessWorkability

Comfort25% 50% 75% 100% 0%㠀ᖖ࡟ឤࡌࡿ ឤࡌࡿࡸࡸឤࡌࡿ ࡲࡗࡓࡃឤࡌ࡞࠸

Acceptability

Case-AC(n = 892)
Case-NV(n = 888)
0%

25% 50% 75% 100% 0%

㠀ᖖ࡟Ύί
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ࡲࡗࡓࡃΎί࡛ࡣ࡞࠸

25% 50% 75% 100% 0%
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ᝏ࠸
㠀ᖖ࡟ᝏ࠸

25% 50% 75% 100% 0%
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ࡸࡸ୙ᛌ
୙ᛌ
㠀ᖖ࡟୙ᛌ

Fig. 5 Evaluation of indoor environment

25% 50% 75% 100%チᐜ࡛ࡁࡿチᐜ࡛ࡁ࡞࠸

25% 50% 75% 100%㠀ᖖ࡟ឤࡌࡿ ឤࡌࡿࡸࡸឤࡌࡿ ࡲࡗࡓࡃឤࡌ࡞࠸

空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-10
3.1 回答者属性
Fig. 4 に回答者属性の回答結果を示す。両条件で男女

3.3 快適性別の室内環境評価結果の比較
Fig. 6 に Case-NV における室内環境を不快だと感じる要

比はおよそ 9:1 の割合、在籍年数については 1 年目、2年目の割合が合計で 35% 程度となった。座席位置については 6 階が全体の約 75% を占め、対象部分が大きい A、
B、C、D で回答が多い傾向が見られた。
3.2 室内環境の評価
両条件における室内環境の評価結果を Fig. 5 に示す。
Case-NV 期間の全ての日で正午頃に外気温が約 30℃まで上昇しており、暑いと感じる人の割合が大きく増加した。自然換気を行うことで室内平均湿度は 10% 程度低下
したが、湿っている側の評価が増加し、清浄度についても清浄だと感じる人の割合が低下した。これらは対象建物が海の近くに位置していることによる潮のにおいや、暑さによる汗等が要因である可能性が考えられる。また、自然換
気による窓開放によって、まぶしさや上下温度差を感じる人の割合が増加している一方で、気流感を感じる人の割合は低下している。Case-NV 期間中、北側の自然換
気窓近傍で連続測定を行った風速は 2 m/s 以下であったことを別途確認しており、大規模空間において自然換気
窓から流入する外気を感じる部分は限定的であることが示唆される。室内環境の評価の変化に伴い、作業性、快適性、許容度は全てネガティブ側の回答が増加している。

因の上位 9 項目を示す。不快だと感じる人の多くが温冷感を要因として挙げている。加えて温度の時間変化や上下温度差も回答が多く、温熱環境の制御が重要であると考えられる。Fig. 7 に快適性の評価ごとの室内環境の評価結果を示す。ここで、室内環境を快適だと感じる人を「快適側」、
不快だと感じる人を「不快側」、どちらでもないと感じる
人を「中立」とグループ化した。温冷感で大きな変化が見られ、不快だと感じる人の約 6 割が非常に暑いと感じていた。清浄度でも大きな違いが見られ、不快要因として挙げられた乾湿感やにおいが影響していると考えられる。作業性は不快側でネガティブ側の評価が 8 割以上となり、生産性の向上のためには快適性の確保が重要だと言える。

Thermal sensation

Comfortable side
(n=385)
Neutral(n=180)Uncomfortable side
(n=321)

0%

25%

50%

75%

400
350
300
250
200
150
100
50
0

345

162

25%

50%

75%

ࢀ
ở

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23

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45

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ࡉ
஝

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ࡪ

ኚ
ࡲ

54

Fig. 6 Discomfort factors

Humidity sensation

100% 0%

72

ᗘ

ࡢ

᫬

㛫

෭

ឤ

88

Airflow sensation

100% 0%

25%

50%

75%

Vertical air temperature difference

100% 0%

25%

50%

75%

100%

ᬮ࠿࠸
ࡸࡸᬮ࠿࠸
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ᾴࡋ࠸
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㠀ᖖ࡟ឤࡌࡿ ឤࡌࡿࡸࡸឤࡌࡿ ࡲࡗࡓࡃឤࡌ࡞࠸

Brightness

CleanlinessWorkability

Acceptability

ᬬ࠸Comfortable side
(n=385)
Neutral(n=180)Uncomfortable side
(n=321)

0%

25%

50%

75%

100% 0%㠀ᖖ࡟ឤࡌࡿ ឤࡌࡿࡸࡸឤࡌࡿ ࡲࡗࡓࡃឤࡌ࡞࠸

25%

50%

75%

100% 0%㠀ᖖ࡟ΎίΎί ࡸࡸΎί
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25%

50%

75%

100% 0%25%㠀ᖖ࡟Ⰻ࠸Ⰻ࠸ ࡸࡸⰋ࠸
࡝ࡕࡽ࡛ࡶ࡞࠸ ࡸࡸᝏ࠸ᝏ࠸ 㠀ᖖ࡟ᝏ࠸

50%

チᐜ࡛ࡁࡿ

75%

100%

チᐜ࡛ࡁ࡞࠸

Fig. 7 Evaluation of indoor environment based on comfort preferences
Thermal sensation

Humidity sensation

Airflow sensation

Vertical air temperature difference

25% 50% 75% 100% 0%

25% 50% 75% 100% 0%

25% 50% 75% 100% 0%Brightness

South perimeter(n = 64)
South interior(n = 241)
Non-void area(n = 99)
North side(n = 275)

0%

ᬬ࠸

ᬮ࠿࠸
ࡸࡸᬮ࠿࠸ 㠀ᖖ࡟‵ࡗ࡚࠸ࡿ ‵ࡗ࡚࠸ࡿ ࡸࡸ‵ࡗ࡚࠸ࡿ㠀ᖖ࡟ឤࡌࡿ ឤࡌࡿ࡝ࡕࡽ࡛ࡶ࡞࠸
࡝ࡕࡽ࡛ࡶ࡞࠸
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ࡸࡸឤࡌࡿ ࡲࡗࡓࡃឤࡌ࡞࠸
ࡸࡸᾴࡋ࠸
ᾴࡋ࠸
ᐮ࠸
஝࠸࡚࠸ࡿ 㠀ᖖ࡟஝࠸࡚࠸ࡿ

CleanlinessWorkability

Comfort25% 50% 75% 100% 0%㠀ᖖ࡟ឤࡌࡿ ឤࡌࡿࡸࡸឤࡌࡿ ࡲࡗࡓࡃឤࡌ࡞࠸

Acceptability

South perimeter(n = 64)
South interior(n = 241)
Non-void area(n = 99)
North side(n = 275)

0%25% 50% 75% 100% 0%㠀ᖖ࡟ΎίΎί ࡸࡸΎί
࡝ࡕࡽ࡛ࡶ࡞࠸
ࡸࡸΎί࡛ࡣ࡞࠸
Ύί࡛ࡣ࡞࠸
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25% 50% 75% 100% 0%㠀ᖖ࡟Ⰻ࠸Ⰻ࠸ ࡸࡸⰋ࠸
࡝ࡕࡽ࡛ࡶ࡞࠸ ࡸࡸᝏ࠸ᝏ࠸ 㠀ᖖ࡟ᝏ࠸

25% 50% 75% 100% 0%㠀ᖖ࡟ᛌ㐺ᛌ㐺 ࡸࡸᛌ㐺࡝ࡕࡽ࡛ࡶ࡞࠸ ࡸࡸ୙ᛌ୙ᛌ 㠀ᖖ࡟୙ᛌ

25% 50% 75% 100%チᐜ࡛ࡁࡿFig. 8 Evaluation of indoor environment based on seat locationチᐜ࡛ࡁ࡞࠸

25% 50% 75% 100%㠀ᖖ࡟ឤࡌࡿ ឤࡌࡿࡸࡸឤࡌࡿ ࡲࡗࡓࡃឤࡌ࡞࠸

空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

ᛌ

2

2

1

1

1

2

3

-3

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-1 0
-1

1

2

3

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-2

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-2

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ᛌ㐺ᛶ

ᛌ

1

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-3

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-2

-3

ᐮ

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-1

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ᐮ

1

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3

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150 people

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1

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ᛌ㐺ᛶ

-2

3

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-3

ᛌ

Ⰻ

3

సᴗᛶ

సᴗᛶ

Ⰻ

A-10

-3

஝

஝‵ឤ

ᛌ

3

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1

1

2

3

-3

-2

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-2

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-1

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-2

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-3

-3

ᛌ㐺ᛶ

ᛌ

ᐮ

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-2

ᐮ

1

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3

-3

-2

-1 0
-1

100 people
12

50 people

ᬬ

-3

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஝‵ឤ

‵

10 people(b). Case-NV

Fig. 9 The relationship among indoor environment evaluationࠕᮏ᪥ࠊ⮬↛᥮Ẽࢆ⾜ࡗ࡚࠸ࡿࡇ࡜ࢆ
▱ࡗ࡚࠸ࡲࡋࡓ࠿ࠖ
Case-AC(n = 892)

Not appliciable

Case-NV(n = 888)
0%

25%
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50%

75% 100%▱ࡽ࡞࠿ࡗࡓ

ࠕ⮬↛᥮Ẽ࠾▱ࡽࡏ⏝࣓࣮ࣜࣥࢢࣜࢫࢺࡀ
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ࠕ௒ᚋࡶ⮬↛᥮Ẽࢆ⾜࠸ࡓ࠸࡜ᛮ࠸ࡲࡍ࠿ࠖ

Case-AC(n = 892)

Case-AC(n = 892)

Case-NV(n = 888)

Case-NV(n = 888)

0%

25%

50%

75% 100%Ⓩ㘓ࡋ࡚࠸ࡿ
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▱ࡗ࡚࠸ࡿࡀⓏ㘓ࡋ࡚࠸࡞࠸

3

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1

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2

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2

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3

ᝏ

సᴗᛶ

Ⰻ

(a). Case-AC

0%

25%

50%

75% 100%㠀ᖖ࡟ࡑ࠺ᛮ࠺ ࡑ࠺ᛮ࠺ ࡸࡸࡑ࠺ᛮ࠺ ࡝ࡕࡽ࡛ࡶ࡞࠸
ࡸࡸࡑ࠺ᛮࢃ࡞࠸
ࡑ࠺ᛮࢃ࡞࠸
㠀ᖖ࡟ࡑ࠺ᛮࢃ࡞࠸

Fig. 10 Evaluation of attitude towards natural ventilation

3.4 座席別の室内環境評価結果の比較
Fig. 8 に Case-NV における座席ごとの室内環境の評価結

3.6 自然換気意識の変化
Fig. 10 に自然換気意識の評価結果を示す。期間中、約 2果を示す。自然換気によるブラインドの開放により、南ペ割の人が自然換気の実施を認知しておらず、窓の開閉を特リメータ、南インテリアの順でまぶしさを感じる人の割合
定の執務者が行っていたことや、在籍年数が少ない執務者が多い結果となった。温冷感に着目するとペリメータの部が多いことが要因だと考えられる。自然換気意欲は Case分で日射の影響による体感温度の上昇が想定されたが、まNV で行いたいと思わない側の割合が増加し、要因としてぶしさの評価とは逆に、南インテリア、南ペリメータの順
温熱環境による作業のはかどり度の低下や体調不良の懸念
で暑いと感じる人の割合が多い結果となった。これは、南が多く挙げられた。
ペリメータの一部では Case-NV において暑さが許容できず
4. まとめ
窓開放を中止し、空調を運転させたことが要因だと考えら
本報では、自然換気の有無をパラメータとした室内環れる。吹き抜けなし部分は日射の影響を受けにくいため、 境の評価結果を報告した。自然換気により執務者のネガ
暑さやまぶしさを感じている人の割合が少なく、快適側のティブ評価が増加し、温熱環境が大きな影響を与えてい評価が 50% を超えている。また、対象建物付近は主風向ることが確認された。本実測は、手動開閉窓を全開かつが北西に近いことから、北側では寒い側の評価が比較的多機械空調を停止して検証を行うことで、自然換気が受けく見られ、上下温度差を感じる人の割合も多い。
入れづらいと感じる要因の抽出を図っており、今後は得
3.5 評価項目間の相関
られた要因を踏まえた更なる実測・解析が必要である。
【謝辞】
Fig. 9に、
Case-NVにおける温冷感、快適性、作業性の関係、本研究において、実測の実施にご尽力いただきました ( 株 )及び、乾湿感と快適性との関係を示す。快適性と作業性に
大気社の関係者各位に深く感謝いたします。
は強い正の相関が見られ、自然換気により両者ネガティブ 【参考文献】
側に移行している。温冷感の評価は暑い側に移行すること
1) 日本建築学会 : 実務者のための自然換気設計ハンドブッ
ク、技報堂出版株式会社、2013 年
で快適性の評価もネガティブ側に移行しており、作業性も
2) 小椋、小林、山中、山澤、山口、井守、名倉、齋藤、田中、同様の傾向を示した。一方で、乾湿感の大きな変化なく快稲子 : 大規模オフィスのける手動窓開放による自然換気
性能に関する研究 ( その 1) 自然換気及び床吹出空調気流
適性の変化が見られるため、湿度が 30% から 50% の範囲の空気齢に関する実測評価、空気調和・衛生工学会近畿
内では快適性が確保されると言える。
支部学術研究発表会論文集 (2024. 3 掲載予定 )空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-11

省エネ性と快適性を両立した執務室の自然換気口制御に関する研究( その 3) 有孔ダクト天井方式における自然換気量に関する上限値制御の必要性検討
Control of Natural Ventilation Opening to Keep Energy
Saving and Thermal Comfort in Office Room(Part 3) Necessity of Maximum Natural Ventilation Rate Control
in Perforated Ceiling Duct System
〇丹羽
山中
桃井
藤井

剣竜 （大阪大学）
俊夫 （大阪大学）
良尚 （福井大学）
拓郎 （日建設計）

小林
山澤
田中
守

知広 （大阪大学）
春菜 （大阪大学）
宏明 （日建設計）雅俊 （日建設計）

Kenryu NIWA*1 Tomohiro KOBAYASHI*1 Toshio YAMANAKA*1 Haruna YAMASAWA*1
Yoshihisa MOMOI*2 Hiroaki TANAKA*3 Takuro FUJII*3 Masatoshi MORI*3*1
Osaka University *2University of Fukui *3Nikken Sekkei
In recent years, the number of office buildings that introduce natural ventilation (NV) is being increased to reduce
cooling loads. However, when NV is introduced, indoor thermal comfort depends on the inflow conditions of outdoor
air. In order to achieve both energy saving performance and thermal comfort, it is necessary to understand the relation
between NV conditions and the indoor environment, and to set the upper limit of the ventilation air volume. In thispaper, the indoor environment is evaluated changing NV conditions by using CFD analysis, and propose the necessityof setting the upper limit of ventilation air volume and a prediction method.
1. はじめに2. CFD 解析モデル

近年、オフィスにおいて冷房負荷低減に効果的な自解析対象空間の概要を Fig. 1 に示す。モデルは一般

然換気の導入例が増加している。自然換気時は外気流的な執務室を想定し、対称境界面を用いて 1 スパン分

入条件によっては室内の熱的快適性が低下する懸念がの領域を解析する手法 3) を採用する。解析領域は横幅あるが、外界条件に応じた自然換気口開度の適切な制3.2 m、奥行 14.0 m、高さ 2.8 m とし、自然換気と天御によって省エネ性と熱的快適性の両立が可能と考え井設置した機械換気によるハイブリッド空調を想定する。そのような自然換気口制御手法の実現には、制御る。本報では有孔ダクト天井方式（Type 3）と天井ス

パラメータと室内熱環境に関する体系的な整備が必要

リット開口方式（Type 4）を対象に、ペリカウンターである。本研究では一般的な執務室を想定し、自然換方式（Type 2）と比較する。なお、Type 2 については

気時の室内外温度差と自然換気量に着目したパラメー

前報 2) で検討した結果を用いる。Type 3 では天井設置

タ解析を CFD 解析により実施することで、熱的快適した角ダクトに流入した外気がダクト下面の有孔パネ性が担保された換気回数の上限値設定の必要性検討及ルから低風速で流入する方式であり、本来は有孔パネ

び予測法提案を目的とする。本報では有孔ダクト天井

ル上で風速分布が生じるが、本報では一様風速による

1)

2)

方式 に特に着目し、天井スリット開口及び前報 の流入を想定して解析を行う。Type 4 では天井面のス

ペリカウンター方式と比較を行った結果を報告する。

リット開口から鉛直下向きに吹き出す方式とする。機PC surface

Desk

械換気設備は、Type 3 では天井有孔ダクトからの低風

3,200 mmOccupant

速の吹き出しを模し、Type 4 ではアネモスタット型吹出し口（以下、アネモ）による流入を想定する。
Table 2 Internal Heat Generation

14,000 mm( a ) Horizontal section
Anemostat diffuser
Panel of NV
Panel ofNV opening
mechanical ventilation
ExhaustType 3Light
Occupant
PC surface
Floor

(b)

ContaminantFig. 1 Analysis domain

ExhaustType 4
Type 414,000 mm

14,000 mm

2,800 mm

Type 3Fig. 2 Mesh layout (vertical section)

Internal occupant
60 [W/person] 8 [persons] = 480 [W]ࠉЍ 31.9 [W/m2] at the occupants surface
Heat generation rate2
15 [W/m ] Floor Area [m2] = 672 [W]ࠉЍ 700 [W/m2] at the PC surface
Light
10 [W/m2] Floor Area [m2] = 448 [W]ࠉЍ 160 [W/m2] on the lights (Type 3)
ࠉࠉ 156 [W/m2] on the lights (Type 4)
ࠉЍ 5.07 [W/m2] on the floor (Type 3, 4)

空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-11

Table 1 CFD analysis condition

Anemostatdiffuser

50

300

Upper

Type 4Standard k-Ȝ Model

Algorithm

CoupledSIMPLE

Discretization Scheme
for Advection Term

Second Order Upwind

QUICK

Turbulence Model

20
30

AnemostatdiffuserBottomUpper
BottomType 3
SST k-Ȱ Model

50

[mm]

Total Number of Cells

1,382,830

1,004,800

Densityboussinesq

polynominal

Fig. 3 P.V. surface domain
Table 3 Studied cased in parametric study

Y = - 9.80665

Gravity

Table 4 Natural ventilation air velocity

To [°C]14, 16, 18, 20
Q [m3/h] ( N [1/h] )50 ( 0.40 ), 100 ( 0.80 ), 200 ( 1.59 ), 300 ( 2.39 ), 400 ( 3.19 )Q [m3/h]

50

100

200

300

400

Type 3 [m/s]

0.003

0.007

0.013

0.020

0.026

Type 4 [m/s]

0.069

0.139

0.278

0.417

0.556

Table 5 Supply air flow rate from mechanical ventilation
To [℃]

1450
Q [m3/h]Total supply flowratefrom mechanical ventilation [m3/h] 420

16

18

20

100

200

300

400

50

100

200

300

400

50

100

200

300

400

50

100

200

300

400

360

240

120

0

430

380

280

180

80

440

400

320

240

160

450

420

360

300

240

300

400

Table 6 Velocity on P.V. surface
14

To [℃]
3

50

100

200

16
300

400

50

100

200

18
300

400

50

100

200

20
300

400

50

100

200

Q [m /h]upper [m/s]2.87 2.46 1.64 0.82 0.00 2.94 2.59 1.91 1.23 0.55 3.00 2.73 2.18 1.64 1.09 3.07 2.87 2.46 2.05 1.64

bottom [m/s]0.75 0.65 0.43 0.22 0.00 0.77 0.68 0.50 0.32 0.14 0.79 0.72 0.57 0.43 0.29 0.81 0.75 0.65 0.54 0.43

CFD 解析手法を Table 1、メッシュ分割を Fig. 2 に

3. 室内温度分布示す。Type 3 では非構造格子、Type 4 では基本的に自然換気吹出口を含む鉛直断面における温度コン

50 mm 等分割の構造格子とする。Type 4 ではアネモ

ターを Fig. 4 に示す。Type 2, Type 4 では、領域全体

吹き出し気流を P.V. 法にて再現するために天井面かでの顕熱処理熱量が等しいにも拘わらず、外気温が低ら第 1 メッシュを 20 mm、第 2 メッシュを 30 mm でく自然換気量が大きい条件で室下部が低温となった。

分割する。

Type 2 では特にこの傾向が顕著であるが、自然換気の

内部発熱条件を Table 2 に示す。人体発熱は 1 人当流入空気が低温であるためにペリカウンターから垂れたり 60 W、机上機器及び照明による熱負荷は、それ下がること、Type 4 では自然換気の吹出し気流が壁にぞれ床面積に対して 15 W/m2, 10 W/m2 とする。いず沿って下降し床面に拡散していることが原因であるとれの内部発熱も熱流束を用いて再現し、人体発熱は人
体表面、机上機器発熱は机上機器を模した 0.3 m × 0.4

考えられる。一方、Type 3 では内部発熱によるプルー

m の面、照明発熱は天井の照明パネルと床面に分けて的な低温領域はないことが分かる。流入風速が小さい与える。なお、壁面、天井面、床面は断熱条件とする。

ため温度分布に大きな偏りが生じず、自然換気の流入

CFD 解析のケースを Table 3 に示す。自然換気時の外気温を 4 条件 (To = 14, 16, 18, 20 °C) と自然換気

温度及び自然換気量への依存は小さいと考えられる。

量 を 5 条 件 (Q = 50, 100, 200, 300, 400 m3/h) と し た

4. 室内環境の快適性評価

ムは見られるが、居住域において自然換気による局所計 20 条件で解析を行う。自然換気の吹き出し風速を

ADPI は冷房時の室内の快適性を表す指標で、室容Table 4 に示す。自然換気吹き出し面積は Type 3 では

積に対する快適空間の体積割合を表す。本報では居4.2 m2、Type 4 では 0.2 m2 であり、流入境界面での風住域での評価を意図として床面から高さ 1.8 m まで

速規定による一様吹き出しとする。

を対象空間とする。なお、快適空間は以下の両条件

機械換気の吹き出し風量を Table 5、P.V. 法にて与える風速を Table 6 に示す。機械換気は吹出温度 16°C の VAV とし、自然換気と機械換気による合計処理
熱量が内部熱負荷と等しくなるように、機械換気吹き
出し風量を設定する。なお、完全混合時に室温 26 °Cを想定する。Type 4 におけるアネモの吹出気流の再現にあたっては長澤・近藤らの手法 4) を簡易化し、Fig.
3 に示すように吹出口を囲う鉛直 2 メッシュ ( 上からUpper , Bottom とする ) に水平方向の風速を与える。

を満たす空間である。数値が大きいほど快適であり、ASHRAE では 80 % 以上を推奨している 5)。

Ux

0.35 [m / s]

1.7

t ed

1.1

ここで、有効ドラフト温度 ted は (1) 式で求められる。
㸦Straubᘧ㸧t ed (t x t r ) 7.73( U x

0.15)

(1)

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To = 14 [℃]

To = 16 [℃]

To = 18 [℃][℃]

To = 20 [℃]

50

30

200

26
24
22

300

Q [m3/h]

100

28

400

20
18

( a ) Type 2
To = 14 [℃]

To = 16 [℃]

To = 18 [℃][℃]

To = 20 [℃]

50

31

200

27
25
23

300

Q [m3/h]

100

29

400

21
19

( b ) Type 3
To = 14 [℃]

To = 16 [℃]

To = 18 [℃][℃]

To = 20 [℃]

50

30

200

26
24
22

300

Q [m3/h]

100

28

400

20
18

( c ) Type 4

Fig. 4 Temperature contour
CFD 解析により得られる風速は各成分のレイノルズ
各内外温度差条件での換気回数 N に対する ADPI を
平均値であるが、ADPI の算定に用いる風速は無指向

Fig. 5 に示す。Type 2, Type 4 では自然換気による処理

6)

熱量が大きい条件ほど ADPI が低下し、80 % を下回

性 ( スカラー平均風速 ) が前提であるため、Popiolek らによる (2) 式により乱流強度 Tu に基づいて換算を行う。
V(1 0.044 Tu 1.195 Tu

Ue

2

3

0.329Tu ) if Tu 1.3

然換気回数の上限値の予測を行う。対して、Type 3 で(2)

if Tu 1.3

V(0.287 1.502 Tu)る条件が見受けられるため、内外温度差条件ごとの自は全ての自然換気条件において ADPI が 80 % 以上で

U e 㸸↓ᣦྥᛶ㢼㏿ [m/s]Vあり、室内の熱的快適性は室内外温度差・換気回数に㸸᭷ᣦྥᛶ㢼㏿ [m/s]大きく依存しないと考えられるため、自然換気量の上Tu 㸸஘ὶᙉᗘ [-]限値設定の必要は高くないと言える。

ADPI [%]

To = 14 [Υ]

100
90
80
70
60
50
40
30
20
10
0

0

100

0

1

To = 16 [Υ]To = 18 [Υ]To = 20 [Υ]Type 2Type 3

Type 4Q [m3/h]Q [m3/h]Q [m3/h]

200

300

2
N [1/h]

400

500

3

4

100
90
80
70
60
50
40
30
20
10
0

0

100

0

1

200

300

2
N [1/h]

400

500

3

4

100
90
80
70
60
50
40
30
20
10
0

0

100

0

1

Fig. 5 Relationship between air exchange rate and ADPI

200

300

2
N [1/h]

400

500

3

4

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Table 7 Maximum air exchange rate from ADPI

5. 上限換気回数の算出
自然換気時において、熱的快適性を大きく損なわな

To [Υ]

14

16

18

20

い自然換気による換気回数の最大値を上限換気回数
Nmax とする。内外温度差の条件ごとに評価指標の基準

Ti - To [Υ]

12

10

8

6

然換気量 300 m3/h 及び 400 m3/h の 2 条件から外挿による線形補完を用いて算出する。
解析した内外温度差 4 条件の Nmax の算出結果から近似曲線を用いて、内外温度差による上限換気回数の関数化を行う。近似式は (3) 式をモデルとし、最小二乗法により定数 a と b を求める。

b
N max 
(Ti  To )  a(3)

ず ADPI が 80 % 以上となり、内外温度差が大きいほど上限換気回数 Nmax が 0 に近づく式表現を意図する。
(4) 式及び (5) 式に Type 2, Type 4 の自然換気方式における上限換気回数 Nmax の近似式を示す。
6.04
N max 
(4)
( for Type 2 )(Ti  To ) 3.61
14.66
(Ti  To ) 3.23

( for Type 4 )6.04(Ti  To ) 3.61

5

600

500

4

500
400

400

1

100

3

300

2

0

200

0

5
10
Ti - To [℃]

0
15

3

300

2
1
0
0

200
N max 

14.66
(Ti  To ) 3.23

5
10
Ti - To [℃]

100
0
15

Fig. 6 Maximum air exchange rate
6. まとめ
本報では有孔ダクト天井方式と天井スリット型の自然換気導入時について、内外温度差と自然換気量をパ

上式は Ti - To = a と Nmax = 0 に漸近するが、これは内外温度差が a [°C] 以下のときは自然換気回数 N によら

N max 

N max 

4

Type 4600

Qmax [m3/h]

気量条件でも ADPI が 80 % を上回っているため、自Type 2
5

Nmax [1/h]

なお、Type 4 における外気温 20°C 条件では全自然換

Type 4 [m3/h] ([1/h]) 210.7 ( 1.68 ) 289.8 ( 2.31 ) 367.5 ( 2.93 ) 668.4 ( 5.33 )Qmax [m3/h]

温度差に対する上限換気回数 Nmax を Table 7 に示す。

141.7 ( 1.13 ) 156.8 ( 1.25 ) 319.9 ( 2.55 )Nmax [1/h]値 (ADPI = 80 %) を跨ぐ 2 点から線形補間により指標の値が基準値となる時の換気回数を算出し、上限換気
回数 Nmax とする。ADPI = 80% を基準に算定した内外Type 2 [m3/h] ([1/h]) 82.8 ( 0.66 )(5)

各自然換気方式における内外温度差 Ti - To と上限換気回数 Nmax の関係を Fig. 6 に示す。
自然換気の換気回数によらず室内の快適性が保たれる内外温度差条件は、既報で示した Type 2 では 3.61
°C 以下、本報で検討した Type 4 では 3.23 °C 以下である。また、例えば上限換気回数 2.0 回 /h となる内外温度差条件は Type 2 では 6.6 °C、Type 4 では 10.6 °Cとなる。
前報 2) による Type 2、本報で検討した Type 4 では
それぞれ内外温度差に対する自然換気回数の上限値設
定の必要性が示されたが、Type 3 では自然換気時の内外温度差及び自然換気回数によらず室内の快適性が保たれる結果となり、上限換気回数の算定は不要であると判断した。有孔ダクト天井方式では低風速での流入によって室内にて静穏な気流場・均一な温度分布が形成されると考えられるため、Type 2 や Type 4 のように自然換気による吹出し気流が局所的に卓越することが少なく、快適な室内環境を提供できると考えられる。

ラメータとした CFD 解析を行い、ADPI に基づき自然換気回数の上限値設定の必要性検討を行い、ペリカウ
ンター型と比較した。ペリカウンター型と天井スリッ
ト型では、自然換気による処理熱量が大きい条件ほど
室内温熱環境が悪化し、内外温度差に対する上限換気回数の設定が好ましいことに対して、有孔ダクト天井
方式では外気温が低く、内外差圧が大きい条件で自然換気量が大きい場合であっても室内で極端に不快な分布は形成されず、熱的快適性の低下を防止するために自然換気量を絞る必要性は高くない結果となった。
今後は他の自然換気方式についても同様の検討を行うとともに、新たな室内環境評価指標の検討、体系的なデータの蓄積による予測法の確立が必要である。
【記号表】
To：外気温 [°C]
Ti：室内気温 [°C]
Ti - To：内外温度差 [°C]
Q：自然換気量 [m3/h]
Qmax：上限自然換気量 [m3/h]
N：換気回数 [1/h]Nmax：上限換気回数 [1/h]【参考文献】
1) 丹羽、小林ら：「有孔ダクト天井を用いた自然換気システムの設計手法に関する研究（その 6）」, 空気調和・衛生工学会大会学術講演文集 , 第 4 巻 , pp.57-60 , 2023.9.
2) 丹羽、小林ら 「: 省エネ性と快適性を両立した執務室の自然換気口制御に関する研究 ( その 2)」, 空気調和・衛生工学会大会学術講演文集 , 第 4 巻 , pp41-44 , 2022.9.
3) 桑山、白石ら 「: 外断熱建築における躯体蓄熱型放射 + 床
吹出システムに関する研究 ( 第 4 報 )」, 日本建築学大会
学術講演梗概集 , No.41652 , pp1371-1372 , 2016.8.
4) 長澤康弘 , 近藤靖史 「: 数値流体解析における空調用天井
吹出ロのモデリング手法 ( その 4)」, 日本建築学会計画系
論文集 , No.585 , pp.27-34, 2004.11
5) ASHRAE:ASHRAE HANDBOOK HVAC Applications SI
Edition, 58.6, 20196) Z.Popiolek, and A. K. Melikov : Improvement of CFD
predictions of air speed turbulence intensity and draught
discomfort, Proceedings of Indoor Air 2008, paper 718,
2008

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A-12

ボイドを有する市庁舎における換気制御の効果検証（第３報）アンケート調査による窓開け換気の実態調査と除去熱量予測モデルを用いた換気効果検証
Verification of the Effectiveness of Ventilation Control in a City Hall with Void
(Part3) Survey about Window Opening Ventilation and Verification of Ventilation
Effectiveness by using Heat Removal Prediction Model○石 川

翼（立命館大学）

田 村 富 士 雄（佐藤総合計画）
Tsubasa ISHIKAWA*1

Tomoyuki CHIKAMOTO*1*1

Ritsumeikan University

近 本

智 行（立命館大学）

篠 原

正 樹（佐藤総合計画）

Fujio TAMURA*2*2

Masaki SHINOHARA*2

AXS SATOW INC.

In this study, we research the actual situation of window opening ventilation in a city hall with void by questionnaire survey,
and the ventilation effect by using a heat removal prediction model. This paper reports on the status of window opening
implementation and recognition of Natural Ventilation Recommended Ramps by questionnaire survey, evaluation of
psychometric quantities when Natural Ventilation is introduced, calculation of wind pressure coefficient by Wind Tunnel
Experiment, creation of heat removal prediction model, and ventilation effects.
はじめに
室内の快適性や省エネの観点から自然換気は環境計画として多くの建物で採用されている。しかし、自然換気は
外気の温湿度、外部風速等の外部条件に大きく左右されるため、省エネ効果確認のためには様々な外部条件下で室負荷が除去出来ているかの検証が必要である。また、室内の快適性向上と空調負荷削減を目的とするには、運用段階で自然換気窓を有効活用することが必要である。
Fig.1 に自然換気とハイブリッド換気の仕組みを示す。浮
力換気による安定した換気量を得るため、建物中央にボイドを設け、自然換気だけで換気量を補うことが難しいと判断された場合は、トップライトのアシストファンによりハイブリッド換気を行う仕組みを導入した市庁舎を対象とする。既往研究では、建物建設前の換気の有効性判
断と自然換気（以下、NV）
・ハイブリッド換気（以下、HV）の制御設定値を検討した１）（Fig.2）。また、建物建設後のエネルギー消費量及び換気制御設定値の有効性の分析、
NV・HV の通風効果検証を行った２）。
Assist Fan

Void

ボ
イ
ド

NO

Non-RainfallingNO

Indoor Enthalpy > Outdoor EnthalpyNOOutside Temperature ＞5℃

NOVentilation Enable

YES

NO

Top light Temperature-Indoor Temperature ＜3℃

Outside dew point temperature ＞19℃

NONO

Top light Wind Velocity＜0.8m/s

Indoor Temperature > Outdoor Temperature

NO

NO

External Wind Velocity ＞5m/s

External Wind Velocity＜2.0m/s

Ventilation
DisableFig.1 How each ventilation system works

本研究では、中間期に着目して検討を行い、以下のフローで実施した。①アンケート調査による窓開け換気の運用状況についての実態把握及び快適性評価を行う。また、自然換気による省エネルギー効果を明らかにするため、②自然風を再現した風洞内で代表点の風圧を計測する風洞実験を実施し、各開口部の風圧係数を算出する。③除去
熱量予測モデルを作成し、風洞実験で得られた風圧係数の結果と BEMS データを基にした長期的な視点での除去熱量の算出及び換気効果検証を行う。
1．研究対象建物概要（市庁舎）
対象建物は、山口県に位置する地上 6 階、塔屋 1 階の市庁舎である。中央にボイドを有し、南北面の窓から空気が流出入し、一部の空気はエコボイドを経由してトッ
プライトから排出される。Fig.2 中の左側の外部条件に適した際、R 階のトップライト窓が自動で開き、温度差による誘引効果が期待できる。敷地周辺は、高さ 6～
10m 程度の低層建物、南側 500m 付近に海が広がる立地
であり、風の通り抜けを防げない環境となっている。

YES
YES

YES

YES
YES

NO

YES

External Wind Direction

YES

YES

NaturalVentilation

Fig.2 Ventilation control flow

YES

Hybrid Ventilation

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2．アンケート調査
2.1 アンケート調査 概要
本調査は新市庁舎において、実際に窓開けをどの程度実施しているのかという運用状況の把握と、NV 導入時の快適性評価を目的としている。本調査は 2023 年 7 月
24 日～8 月 18 日に実施し、市庁舎の職員に対し電子申請サービスにより回答頂いた。Table.1 にアンケート調
査項目を示す。対象者 780 人に対し、回答者数は 331 人
で回答率は 42.4％であった。
2.2 窓開け実施者割合
Fig.3 にアンケート結果を示す。4～5 月、10～11 月ともに 2～5 階は約 40%が窓開けを実施していたことが確認できた。特に、4 階の窓開け実施者は 60%以上と高く、十分に自然換気が行われていると分かる。一方で、窓開け実施者が 20％と低い 1 階に関しては、NV に効果的な窓が少ないこと、旧庁舎の解体工事の音や粉塵が原因で開けられないという意見が多かった注１。工事終了後は、窓開けの実施率が向上する可能性が高いと考える。
2.3 自然換気推奨ランプ注 2 の認知度
NV 推奨ランプの点灯の意味を認知している割合が３割を上回る結果となった。また、特に４階は認知度が52％と高く、窓を開ける実施者割合を踏まえ、窓開け換
気の意識が高いと推測する。しかしながら、他の階では全く知らない割合が大きい。より NV を促進する為には、執務者間でランプ点灯の意味を周知させると同時に、NV による省エネ効果について知る必要がある。
2.4 自然換気導入時の温冷感・気流感・快適感
温冷感について、男女間による差はなく平均して 5 割の方が普通と申告した。寒いと申告される方はほとんど見られなかった一方、暑いと申告されている方は日射による影響で暑いと申告されている傾向がある可能性が示唆される。気流感については、上半身と足元での感じ方として、上半身で感じる傾向が高いことが分かった。一方で、NV 時で気流を感じないという割合が男女ともに 6割を超えていることが分かった。原因としては、執務者
周辺の事務棚等による風を妨げる障害物の存在が示唆される。快適性についても温冷感や気流感と同様に男女間で大きな差はなく、5 割以上が普通と申告しており、不快という申告が 30％と比較的少ない為、NV による快適性は概ね確保できているのではないかと考える。
3．風洞実験
3.1 予測モデル概要
除去熱量予測モデルの作成にあたり、風圧係数差から換気量を求める為、風洞実験によって 16 方位の風圧係数を算出した。測定方位と測定開口ポイントを除き、使用設備や模型サイズ等は既報 1）と同条件で実施した。
風洞実験は Fig.4 に立命館大学設置のゲッチンゲン型

Table.1 Questionnaire Survey Items
Configuration
I. Respondent attributes
II. Operational Status of
Natural Ventilation
III. Natural ventilation
recommended lamp

Questionnaire
City Hall location (floor and location where youstay),
distance from windows
Operation status of window opening(period: April-May, October-November),
who is responsible for window opening
The existence and meaning of the Natural Ventilation
recommendation lamps,
behavior change when the lamps are turned on
Thermal (5-point scale)

IV. Psychometric evaluation
during natural ventilation

Upper body airflow (4-point scale)

V. Free description

Problems and complaints during Natural Ventilation

Number of subjects

780
331(Response rate: 42.4%)

underfoot airflow (4-point scale)
Comfort (5-point scale)

Number of Respondents(a) April-May Window openers per floor(b) Oct-Nov Window openers per floor(c) Awareness of
Natural Ventilation Recommended Lamps(e) Airflow Sensation in Upper Body(d) Thermal Sensation(f) Comfortable Sensation

Fig.3 Survey Results

風洞により実施した。風洞の助走区間にラフネスとスパ
イアを設置し、べき指数 0.14 に近づけた境界層流を作成
し実験を行った。べき指数の検討については、市庁舎南側から 500ｍ付近に海がある為、低層建築物が立ち並ぶ
郊外地のべき指数 0.25 と海のべき指数 0.1 の間となる値に設定する事で本実験のべき指数とした 3）。
Fig.5 に風洞実験模型を示す。本実験の風洞実験模型は
既報の街区模型と同じ寸法である 1/300 で作成した。開口部の代表点において風圧を計測した。
3.2 実験 Case
既報 1）では、HV システムの制御設定値を検討するために風洞実験を行ったが、中間期に限定した風向である
北東・南西・北・北西の 4 方位のみであった。長期的な除去熱量予測を行うためには、その他の方位も併せて把握する必要がある。従って、本実験では 16 方位からの外部風による風圧測定を行った。
3.3 風洞実験 結果・考察
Fig.6 に風洞実験による各方位の風圧係数結果を示す。

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既報 1）の実験時と同様に、北東、北、南西からの風の場
合には、全ての階の風上で正の風圧を確認し、風下で負の風圧となることが確認できた。2~4 階までの開口部全てにおいて比較的大きな風圧が確認できた。周辺環境では低層建築物が立ち並び、大きな広場や川などの開けた空間があるため、自然風が入りやすい環境であると考える。また、一部の風圧係数で流入側であるのに対して負圧になる傾向が見られたため、気流の可視化実験を合わせて実施した。その結果、本市庁舎と南側に位置する二期庁舎及び北側に位置する立体駐車場それぞれとの間にて乱流が発生していることが確認できた（Fig.7）。そのため、階によって風圧係数に差が生まれたと推測する。
4．除去熱量予測モデル
4.1 予測モデル概要
本研究では、風力換気と浮力換気による除去熱量予測モデルを提案する。風力換気については、南北面の風圧係数差から換気量を算出している。本研究の市庁舎では南北に大きな換気窓があり、その間に風を遮る壁のない 2～4 階を対象とする。
風力換気及び浮力換気による除去熱量の算出式をTable.2 に示す。式(1)より各階高さ Z[m]での外部風速 Vi0を、式(2)で南北面の総合実効面積 αA を、式(3)で空気密
度 ρ を算出する。これらの得られた値を基に、式(4)より
各階での開口部を通過＝風力換気による換気量 Q[m3/s]を算出する。求めた換気量を式(5)に代入し、風力換気による除去熱量 q を算出する。浮力換気に関しては、式(6)より 1 階とトップライト階の総合実効面積 α’A’を定め、温度差による換気量 Q’[m3/s]を求める。求めた換気量 Q’から式(7)に代入して浮力換気による除去熱量 q’を算出する。室負荷は、機器負荷・人体負荷・照明負荷・日射負
荷・貫流負荷の合計値である。機器・人体・照明負荷は
NW

Height above GL [m]2020

Fig.7 Visualization of Airflow
NNE

20

NE

20

15

15

15

15

15

10

10

10

10

10

5

5

5

5

5

5

0
0.6 -0.6

0
0.6 -0.6

0
0.6 -0.6

0
0.6 -0.6

-0.4

-0.2

0

0.2

Height above GL [m]

0.4

WNW

-0.4

-0.2

0

0.2

Height above GL [m]

0.4

-0.4

-0.2

0

0.2

0.4

Height above GL [m]

-0.4

-0.2

0

0.2

0.4

Height above GL [m]

W

20

-0.4

-0.2

0

0.2

0.4

Height above GL [m]

0.6

E

20

0
-0.6

15

15

15

10

10

10

10

5

5

5

5

0
-0.6

20

-0.4

-0.2

0

0.2

Height above GL [m]
WSW

0.4

0.6

0
-0.6

20

-0.4

-0.2

0

0.2

Height above GL [m]
SW

0.4

0
-0.6

0.6

SSW

20

S

20

-0.4

-0.2

0

0.2

0.4

Height above GL [m]
SSE

20

0.6

0
-0.6

20

15

15

15

15

15

15

10

10

10

10

10

10

5

5

5

5

5

5

0
0.6 -0.6

0
0.6 -0.6

0
0.6 -0.6

0
0.6 -0.6

0
0.6 -0.6

0
-0.6

-0.4

-0.2

0

0.2

Height above GL [m]

0.4

-0.4

-0.2

0

0.2

Height above GL [m]

0.4

-0.4

-0.2

0

0.2

0.4

Height above GL [m]

-0.4

-0.2

0

0.2

0.4

Height above GL [m]-0.4

Fig.6 Wind pressure coefficient results for each orientation

-0.2

0

-0.4

-0.2

0.2

0.4

Height above GL [m]

0

0.2

0.4

0.6

Height above GL [m]
ESE

20

15

N

ENE

20

10

20

Height above GL [m]20N

Fig.5 Wind Tunnel Experimental Model

15

0
-0.6

Height above GL [m]NNW

Fig.4 Wind Tunnel Experiment Summary

-0.4

-0.2

0

0.2

0.4

0.6

-0.4

-0.2

0

0.2

0.4

0.6

Height above GL [m]SE

Height above GL [m]空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-12
既報２）より、日射・貫流負荷は BIM ソフト「Revit
Architecture」のエネルギー解析機能を利用し算出した。
4.2 除去熱量予測モデルによる換気効果検証
作成した除去熱量予測モデルを利用して NV 有効時間
内の 2～４階全体の除去熱量を 10 分間隔で算出し、積算した。月別の室負荷と NV による除去熱量を Fig.8 に示す。2023 年 5 月と 10 月を除き、室負荷の大半の熱をNV により除去していることが分かる。また、NV 有効
時間とその時間内の外気温と室温の平均を Fig.9 に示す。2023 年 5 月及び 10 月の除去熱量が小さい要因として、NV 有効時間及び室内外温度差が他の月に比べて小さいことが考えられる。
5. まとめ本研究では、窓開け換気の運用状況と快適性、省エネ効
果を明らかにすることを目的とし、アンケート調査による実態把握と快適性評価、作成した除去熱量予測モデルによる除去熱量の検証を行い、以下の知見が得られた。
1）窓開け換気の運用状況について、旧庁舎の解体工事の音や粉塵が原因で窓開け実施者割合が低い階が見られたが、換気が有効な 2～４階では窓開けは積極的に行われている。
2）アンケート調査の結果、窓開け時に不快に感じる人が30％程度と少ないため、自然換気導入時の快適性は概ね確保できていると考える。
3）2022 年 10 月から 2023 年 11 月の自然換気有効時間内の除去熱量を見ると、中間期の大部分の負荷を NV で除去できており、十分な省エネ効果があると考える。
今後の課題として、本予測モデルで求めた換気量が予想される数値よりも低く、既報での実測時による換気量とは大きく異なるため、原因を究明していく。

Table.2 Heat removal prediction Model formula
𝑍𝑍 γ𝑉𝑉𝑖𝑖0 = 𝑉𝑉𝐻𝐻 � �
𝐻𝐻

αA = 1��(𝜌𝜌 =353.25273.15+𝑇𝑇0

注釈

参考文献
1） 近本智行他：ボイドを有する市庁舎における換気制御の効果検証（その３）、空気調和・衛生工学会大会学術講演論文集、
I-1、pp5-8、2022 年 9 月
2） 石川翼他：環境先進都市を目指したまちづくりを先導する市庁舎における継続的な環境・エネルギーマネジメント（第３報）、空気調和・衛生工学会大会学術講演論文集、I-76、pp397400、2023 年 9 月
3） 風洞実験法ガイドライン研究委員会：実務者のための建築物
風洞実験ガイドブック 2008 版、財団法人日本建築センター、
pp.22-29、2008 年 10 月

)2 + ((3)

𝑄𝑄𝑖𝑖 = αA𝑉𝑉𝑖𝑖0 �|∆C|
𝑞𝑞𝑖𝑖 = Cp (𝑇𝑇𝑖𝑖 − 𝑇𝑇𝑜𝑜 )𝑄𝑄𝑖𝑖
𝑄𝑄′ = α′A′�

2g(𝑇𝑇𝑖𝑖 −𝑇𝑇𝑜𝑜)h
𝑇𝑇𝑖𝑖 +273.15

𝑞𝑞′ = Cp 𝜌𝜌(𝑇𝑇𝑖𝑖 − 𝑇𝑇𝑜𝑜 )𝑄𝑄′

1

α2 A 2

(4)

(2)

)2

(5)
(6)

(7)

＜凡例＞𝑉𝑉𝑖𝑖0 :i 階高さでの外部風速[m/s]、𝑉𝑉𝐻𝐻 :トップライ
ト風速(=基準風速）[m/s]、𝑍𝑍:各階高さ[m]、H:トップライト高さ(=29.8)[m]、γ:べき指数(=0.142)[-]、𝑄𝑄:浮力換気による換気量[㎥/s]、𝜌𝜌:空気密度[kg/㎥]、∆C:風圧係数[-]、α1 A1:北面実効面積[㎡]、α2 A2 :南面実効面積[㎡]、𝑇𝑇𝑜𝑜 :外気温度[℃]、
𝑞𝑞:風力換気による除去熱量[J]、Cp :空気の定圧比熱(=1005)[J/kg・K]、𝑇𝑇𝑖𝑖 :室内温度[℃]、𝑄𝑄′:浮力換気による換気量[㎥/s]、α′A′:1～R 階の総合実効面積[㎡]、g:重力加速度(=9.8)[m/s2]、h:開口高さの差(=26.5)[m]、𝑞𝑞′:浮力換気による除去熱量[J]October2022

注1 5 階に関して、市議会議員等の部屋が多く、個別空調による
室内の温湿度制御が主である為、窓を開ける行動が非常に少ないと推測する。
注2 自然換気が有効な外部条件下のとき、ランプが点灯し窓開けを促すシステムが導入されている。ただし、自動で窓が開閉しない為、手動で開閉する必要がある。

1

α1 A 1(1)

November
2022

April
2023

May
2023

October2023

November2023

Fig.8 Indoor load and Heat removal by Natural Ventilation by month

October2022

November
2022

April
2023

May
2023

October2023

November2023

Fig.9 Effevtive Time of Natural Ventilation andOutside / Indoor Temperature by month
謝 辞
本研究の実施にあたっては永田梨々香氏（研究当時、立命館大
学 4 回生）による所が大きい。また、アンケート調査の実施に当たっては山口大学 桑原亮一先生にご助言頂き、市庁舎職員の皆様にご回答頂いた。ここに記して謝意を表する。

空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

B-1

大規模水族館のライフサポートシステムにおける節水計画
Water-saving plan for life support systems in large-scale aquariums○坂本馨（竹中工務店）

上田

真也（竹中工務店）

前田 龍紀（竹中工務店）

原瀬拓也（竹中工務店）

松永 知大（竹中工務店）

松尾和哉（竹中工務店）

富山 賢一（新菱冷熱工業）

佃孝夫（新菱冷熱工業）

Kaoru SAKAMOTO*1
Tomohiro MATSUNAGA*1*1

Shinya UEDA*1

Tatsunori MAEDA*1

Kazuya MATSUO*1
Takenaka Corporation

Takuya HARASE*1

Kenichi TOMIYAMA*2*2

Takao TSUKUDA*2

Shinryo Corporation

This study reports on water conservation plans for life support systems in one of the largest aquarium construction
projects in Japan. We have achieved water savings of 42% compared to conventional methods by adopting technologies
such as a water intake system that provides stable seawater and fresh water, a filtration method that requires less washingwastewater, improved circulation efficiency through aquarium water flow simulation, and cascade use of breeding water.

はじめに
日本最初の水族館は、1897 年(明治 30 年）に神戸市で開催された第 2 回大日本水産博覧会に合わせ開設された
和田岬水族館と言われている。その流れを汲んで 1957年
（昭和 32 年）に須磨海浜公園に須磨水族館が新設され、1987 年（昭和 62 年）に須磨海浜水族園と名称を改め、全面建替えされた。いずれも我が国を代表とする規模と設備を有する水族館として、長く市民に親しまれてきたが、築 30 年以上が経過し、施設の老朽化や展示の魅力低下が顕著となった事から、水族館の建替えを中心とした海浜公園エリアの抜本的な再整備を民設民営によって行う事となり、2024 年 6 月に国内有数の規模を誇る水族館
神戸須磨シーワールドとして生まれ変わる事となった。
展示総水量は旧施設の約3,250㎥から約13,000㎥へと大幅に増え、飼育排水を全量公共下水道に放流する必要のある本計画地の特性上、下水インフラ負担低減及び下水処理場への負荷低減の観点から排水量削減が求められた。
本稿では水族館の心臓部であるライフサポートシステム
における節水計画について報告する。

飼育・展示する一般的な水族館、飼育生物の屋外プールと飲食・物販店舗を有するスタディアムが 2 棟の合計３棟構成となっている。

Fig 1 配置図
Table 1 建築概要
アクアライブオルカ
スタディアム建築面積（㎡）

3681.0※3488.9※

延床面積（㎡）

8858.56051.38810.7

19.9

27.2

28.0

建物高さ（m）

１． 計画概要
1.1 施設概要
本計画は自然海岸の景勝地に立地する水族館を核とした既存の海浜公園の景観や環境を保存・育成しながら、地域コミュニティと観光リゾートが融合する新しい施設に再整備する計画である。Fig 1 に本計画の配置図を示す。 本研究の対象とする水族館は、魚類や海獣類をドルフィン
スタディアム主な展示生物
展示総水量（㎥）魚類
アシカ・アザラシ
ペンギン

2155.6

イルカ

2349.44753.8オルカ（シャチ）8501.0※プール面積除く

1.2 ライフサポートシステム
水族館の水処理設備はライフサポートシステムとも呼ばれ、展示生物にとって、その住環境となる飼育水を常に良好な状態に保つ事で、その生命や健康を維持する

空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

B-1
まさに生命維持装置（Life Support System）である。
飼育水の水利用方式は、水槽内の水を連続的に浄化処理し再利用する事で新鮮海水による 1 日あたりの補給水量を水槽容量の数％～10%程度に留める閉鎖循環方式とする事が、水質や水温のコントロールの観点からも一般的である。閉鎖循環方式では生物の排泄物、残餌由来の懸濁物質の発生、アンモニアの増加のほか、溶存酸素量の低下、藻類や雑菌の繁殖等によって飼育水の水質が悪化し、展示生物にとって好ましくない水環境になってしまうと共に、来館者の側に立てば展示生物の視認性が悪化し展示効果が損ねられる事に繋がるため、濾過循環設
備、取排水設備、薬注殺菌装置、温度調節装置、空気源
装置等からなるライフサポートシステムによって適切に処理する事が必要となる。
２． 水源及び取水システム
2.1 海水生物に適した飼育水の確保は極めて重要であり、水族館の最も根幹を成すものであり、清澄な海水を年間を通して安定して取水する事で水使用量を最小限にする事が可能となる。須磨海浜公園は瀬戸内海に面している事から、旧施設では近傍の護岸に取水ポンプを設置し揚水管にて直接取水する方式であった。そのために、吸込揚程の限界から水深 4m 程の表層水を取水しており水質や水温の安定性に欠け、貝類を中心とした付着生物による揚水管の閉塞も課題となっていた。加えて阪神淡路大震災
による被災の際には須磨ヨットハーバー護岸に設置された取水ポンプ室が倒壊し、送水管も複数個所で破損するなど、数日間取水不能に陥った。
新施設ではこれらの経験を教訓とし、水質、水温の安定性に優れ、また、信頼性も大きく向上する沖合自然導入鉛直取水方式を採用した。

Fig 2 取水管縦断図

取水ポイントの決定にあたっては、①取水水深 10m 以上を確保、②取水管敷設工法として採用された推進工法の施工限界、③関係官庁および周辺関係者との協議、によって決定され、ドルフィンスタディアムに設置した着水槽から沖合へ 380m の地点とした。
当該地域には堤や潜堤といった海岸保全施設があり、また、阪神高速の延伸による地下トンネル建設が予定されている事からこれらとの干渉を避けるよう取水管の敷設ルート及び深度を慎重に計画した。取水管敷設工事は前述の通り推進工法によって行い、海底掘削工事を取水先端周辺のエリアに限定する事で海水浴客や周辺漁業への影響を最小にするように配慮した。
また、付近に河口があるため表層水は淡水混入の影響が、海底付近は漂砂の影響が懸念されたため、取水口にベロシティキャップと L デッキを設け、それらの緩和を図った。
取水先端は海底から 2m 突出する形状となる事から、周辺漁業者と協議のうえ取水口廻りに漁網対策カバーを設置する事とした。
（Fig 3）

Fig 3 取水先端詳細図

取水管の口径は取水量から決定するとΦ450mm 程度で十分であったが、ムラサキイガイやフジツボ類などの生物付着が旧施設でも顕著であったため、片側 200mm 程度の付着代を考慮し、また、管内での潜水作業も可能なサイズとしてΦ1000mm として計画した。合わせて取水流速を小さくすることで、流れ藻やクラゲ、塵芥、魚類の流入を極力抑える事を意図した。
取水口や取水管には鋼材が用いられるため、アルミニ
ウムブロックを用いた犠牲陽極方式による電気防食を実施した。
2.2 井水飼育用淡水の使用量は 95.4 ㎥/日、全て井戸水を利用する計画とした。当該地域の地下水は鉄・マンガンの含有が多かったため、次亜塩素酸ナトリウム注入のうえで砂ろ過機による物理ろ過を行っている。加えてアンモニ
ア態窒素の含有も多く、次亜塩素酸ナトリウムの注入量が多くなり残留塩素濃度が飼育水に適さない事が懸念されたため、最終段に活性炭ろ過を備え、さらに、処理水槽にチオ硫酸ナトリウムを注入可能とし万が一に備えた。
３．循環ろ過水槽飼育水は連続的に浄化処理し再利用する循環ろ過方式とする事で水質を維持し、新鮮海水の 1 日あたり

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学術研究発表会論文集（2024.3.8）

B-1
補給量を水槽容量の数％程度に留め、海水取水量、すな
わち排水量を抑え環境負荷を小さくし、水温調節に要するエネルギーコストも小さくしている。
循環ターン数は多いことが望ましいが、限られた設備
スペース、経済合理性を考慮して必要最小限の循環ター
ン数にて如何に効率よく水質維持を行うことが出来るか、運営事業者と共に綿密に調整して決定した。
ろ過機は水槽容量や展示生物、展示内容に応じて、節水や省エネルギーにも配慮して砂ろ過機と FM フィルターの 2 種類を使い分けて採用した。

等の補機が不要である。これにより、洗浄水の使用量す
なわち排水量も大幅に低減される。
（Table 3、4）
また、ろ過速度も砂ろ過機に比べると最大 1.5 倍ほど速くする事ができるので、省スペース化にも効果がある。

Table 2 循環ターン数
循環ターン数

Ｎ＝Ｑ/Ｖ
Ｎ：ターン数（回/日）
Ｑ：循環水量（㎥/h）
V：水槽水量（㎥）

（回/日）
魚類

24

アシカ・アザラシ

18

ペンギン

18

オルカ

10

イルカ

20

3.1 砂ろ過機
砂ろ過機は展示水量 5 ㎥以下の水槽は開放型、5 ㎥を超える水槽は密閉圧力型とし、内径Φ2400mm 以上を内面
ゴムライニングを施した鋼板製、Φ2400mm 未満を FRP 製とした。
ろ材は水道用ろ材（JWWA A-103 2006-2）相当品 0.6mm、均等係数 1.4 以下を用い、ろ層厚は 700mm とし、汚濁の激しい取水ろ過や海獣類水槽についてはアンスラサイト
200mm＋ろ砂 500mm の複層ろ過として、ろ過効率を高めた。

Fig 4 ＦＭフィルター外観
Table 3 ＦＭフィルター洗浄工程

Table 4 砂ろ過機／ＦＭフィルター比較
Fig 3 砂ろ過機外観

3.2 ＦＭフィルター
処理量が大きいオルカ、イルカのろ過機は樹脂製ろ材
で固液分離が行われるＦＭ（Floating Media）フィルタ
ーを採用した。用いられるろ材の比重が 1 より小さく、
砂ろ過機とは異なり、ろ過機内上部にろ材層が形成され、原水はろ過機底部から流入し、上向流によって処理されろ過機上部から流出する。目詰まりしたろ材層は、攪拌機によってろ過機内保有水を流動させ解きほぐされた上
で、目詰まり物が剥離され、沈降分離される事で再生される。この際に外部からの洗浄水は必要とせず、フィルター内の保有水を捨水するのみであるので、逆洗ポンプ

空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

B-1
オルカ、イルカのプールのろ過機を砂ろ過機とした場
合の排水量スタディを Table 5 に、今回採用したＦＭフ
ィルターの排水量を Table 6 に、それぞれまとめた。Ｆ
Ｍフィルターを採用する事で 627 ㎥/日の排水量削減が見込まれる結果となった。
Table 5 オルカ、イルカろ過機構成（砂ろ過機）
系統

水槽名称

オルカ

イルカ

水量
[㎥]

メイン

3540

ブリーディング

2523

メディカル

循環
回数

循環
流量

直径 基

ろ過器（砂ろ過）
全ろ過 ろ過
洗浄排水量
面積

速度

逆洗 逆洗時間 頻度

22.9

36.0

㎥/基

㎥/d

15.0

0.5

72.3

289.4

36.0

15.0

0.5

72.3

217.0

22.9

36.0

15.0

0.5

47.8

23.9

48.2

22.8

36.0

15.0

0.5

72.3

217.0

2

16.1

23.4

36.0

15.0

0.5

72.3

72.3

1

7.1

22.9

36.0

15.0

0.5

63.6

31.8

2

14.1

22.8

36.0

15.0

0.5

63.6

63.6

[回/日] [㎥/h] [m] 数

[㎡]

[m/h]

1475

3.2

8

64.3

1051

3.2

6

48.2

21.8

292

121

2.6

1

5.3

メイン

1318

1098

3.2

6

ブリーディング

451

376

3.2

サブ１

194

162

3

サブ２

386

322

3

サブ

2146

10

20

894

3

6

42.4

21.1

LV

36.0

[min/基] [回/d]

15.0

0.5

63.6

190.8

５．カスケード利用
飼育水に求められる水質のグレードは無脊椎動物（クラゲ等）＞魚類＞鰭脚類（アシカ・アザラシ等）
・鯨類（イルカ・オルカ）という順で高く、生物由来の汚染の程度
はその真逆となっているので、カスケード利用によって水使用量の削減を図った。具体的には、①魚類水槽のオーバーフロー排水を海獣系水槽の補給水に利用（278 ㎥/日）②イルカオーバーフロー排水を海獣系水槽ろ過機の逆洗水に利用している（81.6 ㎥/日） Fig 6 に飼育海水の給排水全体フローを示す。これらにより 360 ㎥/日の排水量削減が見込まれる。

合計 1106㎥/日

Table 6 オルカ、イルカろ過機構成（ＦＭフィルター）
系統

オルカ

イルカ

水槽名称

水量
[㎥]

メイン

3540

ブリーディング

2523

サブ

2146

メディカル

循環
回数

ろ過器（ＦＭフィルター）

循環
流量

直径 基

[回/日] [㎥/h] [m] 数1475

全ろ過 ろ過面積

逆洗 逆洗時間 頻度

30.6

－

㎥/基

㎥/d

－

1.0

20.8

124.8

－

－

1.0

17.6

88.0

－

－

1.0

20.8

83.2

26.9

－

－

1.0

10.6

10.6

40.2

27.3

－

－

1.0

20.8

104.0

2

12.3

30.5

－

－

1.0

15.1

30.2

1

5.3

30.5

－

－

1.0

12.7

12.7

2

10.6

30.3

－

－

1.0

12.7

25.4

[m/h]

3.2

6

48.2

1051

3

5

35.3

29.8

894

3.2

4

32.2

27.8

292

121

2.4

1

4.5

メイン

1318

1098

3.2

5

ブリーディング

451

376

2.8

サブ１

194

162

2.6

サブ２

386

322

2.6

10

20

洗浄排水量

速度

[㎡]

LV

[min/基] [回/d]

合計 479㎥/日

４．大型水槽の水流シミュレーション
水槽の飼育水をさらに効率よく循環ろ過させるためには、ろ過循環の吐出口、釜場、オーバーフロー、補給水供給口が適切に配置され、各所の流量のバランス良い分
布を計画しなければならない。本計画では SOLIDWORKS
Flow Simulation を用いた CFD 解析による水流シミュレーションを実施したうえで決定した。吐出口から釜場、オーバーフローへのショートサーキットや顕著な淀み箇
所が無いように、また、水槽内は緩やかな時計回りの水流になるように配慮した。

Fig 6 飼育海水全体フロー６．まとめ
オルカ・イルカ用ろ過機にＦＭフィルターを採用する
事で従来技術の砂ろ過に比べて 627 ㎥/日、飼育水のカス
ケード利用によって 360 ㎥/日の節水効果となり、施設全体の飼育海水使用量としては 42%削減の見込みとなった。
また、安定した海水や淡水が得られる取水システムに加え、水流シミュレーションによってろ過循環の効率を最大限発揮できるように配慮した。
今後は 2024 年 6 月に予定されている施設開業後に運用データを収集し、水運用状況の検証を実施していく予定である。
参 考文献
1） 磯舜也ら：取水設備と前処理,日本海水学会誌 35 巻 4 号（1981）
2） 鈴木孝明：浄化処理技術と実態,活魚大全（1990）
3） 矢野孝一:特殊設備計画 水族館,建築設備集成 11（1992）
4） 岩泉孝司:水族館の水処理施設と水質管理,空気調和・衛生工学会誌 67 巻 7 号（1992）
5） 忠田浩：水族館の生物飼育設備,建築設備と配管工事（2007）6） 坂本馨：生きているミュージアム・NIFREL の Life Support

Fig 5 イルカサブプール水流シミュレーション

System について,給排水設備研究会誌 36 巻 2 号（2019）空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

B-2

室内人員密度を用いた空調のフィードフォワード制御手法の検討
Study of feed forward control method for package air conditioner
using indoor personnel density○青 野

真 和（(株)竹中工務店）
安 心 院
Masakazu AONO*1*1

小 山

健 太 郎（(株)竹中工務店）

智（(株)竹中工務店）
Kentaro OYAMA*1

Satoshi AJIMI*1

TAKENAKA corporation

はじめに
近年、ABW（Active Based Working）のように仕事内容や気分に応じて、働く時間、場所を自由に個人が選択できる働き方も注目されている。個人が自由に働く時間、場所を選択できることで、従来よりもオフィス内の利用
エリアに偏りが生じる可能性がある。それによりに空調負荷に偏りが生じたり、発停操作も細やかなゾーニングが求められたりする。そのため、エリアによっての在/不在の偏り、在室人数の増減に伴う発熱量の変化に対応して空調する必要がある。
一般的なパッケージ型空調機は吸い込み温度に応じて、風量を変動させるため、オフィスや共創スペースにおいて、打ち合わせ時や休憩前後など、急激に人数増減が発生する可能性がある場面におい人数増減による発熱量の変化より室温が変化し、その室温に対して空調機出力が
増加する。
そのため、
オフィスや共創スペースにおいて、打ち合わせ時や休憩前後など、急激に人数増減が発生する可能性がある場面に、室温が設定温度を外れて変動し、一時的に居住者が不快に感じる可能性がある。一方、人数変動の情報を用いて空調のフィードフォワード制御を行うことで、発熱量変化による室内の気温変化が出る前に空調制御を行うことができる。
本稿では、カメラセンサにより室内人員密度を測定し、在室人数に合わせた空調を制御する手法を検討する。カ
メラセンサ制御と吸い込み温度制御での室内温熱環境比較を行った。
１．システム概要と目的及び対象建物
1.1 システム概要
カメラセンサを使用した空調制御の模式的な制御のイメージ図を Fig. 1 に示す。使用するカメラセンサは、画像解析により対象範囲の人員密度を人数レベルとして出力することができる。一つのカメラ当たりで制御できる
対象範囲は 9 ｍ×9 ｍの範囲であり、人数レベルを 0 ～40 まで検出することができる。１レベルがおよそ１人を示している。人数レベルには 20 ％程度の誤差がある。

カメラセンサから出力された人数レベル情報を、制御装置で演算し、急、強、弱の風量設定の制御信号として空調室内機に送ることで、人数レベルに応じた風量制御を行うことが可能である。本システムにおいて、制御対象の空調機は、
電気式ヒートポンプパッケージエアコン（以
下 EHP）の 4 方向天井カセット式の室内機である。

Fig.1 システム概要イメージ
1.2 従来制御とカメラセンサ制御について
天カセ４方向吹出のパッケージエアコンにおいて、冷房時に風量設定を自動モードにした場合の運転状態をTable.1 に示す。吸込温度と設定温度の差に対して、弱、強、急の風量制御を行う。
一方でカメラセンサ制御では、吸込温度ではなく、人数レベルによって運転条件を決定する。そのため、吸込温度が上昇する前に人数変動に対応して風量制御を行うことができる。Fig.2 に冷房時に人数が増加した状態を例に、人数増減と風量設定と室温変化のイメージを示す。
Table.1 自動モードにおける風量条件（冷房時）
吸込温度と設定温度の差

運転条件

０～１℃

弱運転（62％）

１～２℃

強運転（76％）２℃以上

急運転（100％）

空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

B-2

Table. 2 カメラセンサ制御の風量制御条件
人数レベル

Fig. 2 従来制御とカメラ制御の室温変化イメージ
1.3 対象建物
1.2 に示したカメラセンサ制御のシステムを現在建設
中の建物に実装予定である。対象建物のうち１フロアの平面を Fig. 3 に示す。南北のオフィスエリア及び、中央の共創ペースに実装予定である。ともに天井高は 2.8 mである。オフィスはフリーアドレスに伴い人員移動が発生しやすく、共創スペースは用途が多岐にわたることから、人員変動が多いことが想定される。

Fig. 3 対象建物平面イメージ
２．数値/気流シミュレーション
2.1 目的及び計算条件
対象建物の条件においてカメラセンサ制御を実装するにあたり、人数レベルに対する風量設定の条件を決定する必要がある。本稿においては、Table.2 の条件で数値シミュレーションを行った。人数レベル 10 を閾値とし、１～９の時は従来同様の自動運転、10 以上の時には急運
転になる設定とした。 加えて、実空間においては、空調機の配置、室内の温度分布も考慮する必要があるため、気流シミュレーションを行い、従来制御とカメラセンサ制御の比較を行った。

風量設定

０

0

1～9

自動運転

10～40

急運転（100％）

2.2 数値シミュレーション
2.2.1 計算条件
カメラセンサ一台での制御範囲にあたる 9 m×9 m×高さ 2.8 m のエリアにおいて、4.65ｋW の発熱量（在室人
員 15 人相当）で非空調の空間を想定して、室内の熱負荷の変動、その熱負荷に伴う室温上昇を予想した。計算上での定数は Table. 3 に示す。従来制御は Table. 1 の条
件で風量制御をした場合、カメラ制御は Table. 2 の条件で風量制御をした場合の室温の変動を示している。吹出温度制御については、
吸込温度-設定温度の値が-1℃以下
であると、空調機はサーモ OFF となり送風運転となり、
吸込温度-設定温度が+1℃以上になるとサーモ ON になり冷房運転となる。
Table. 3 発熱量推定での定数
空気比熱

1kJ/(kg・K)

空気密度

1.3

kg/m3

容積

226.8

m3

人数レベル

15

-

内部発熱

4.65

kW

計算間隔

30

秒

2.2.2 計算結果及び考察
計算結果を Fig. 4 に示す。従来制御の場合、室温-設
定温度が 1～2℃の時は、処理熱量より、発熱量のほうが大きいため、室温が上昇する。それぞれのグラフで、室温と設定温度との差分を平均すると、従来制御では1.4℃、カメラセンサ制御では 0.6℃となり、カメラセン
サ制御の方が設定温度との差が小さいことが分かる。

Fig.4 従来制御とカメラセンサ制御での温度上昇の比較

空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

B-2
2.3 気流シミュレーション
2.3.1 計算条件
Flow Designer 2022 を用いて CFD 解析を行った。形状モデルを Fig. 5 に示す。解析領域天井面の対角に天井カセット型のパッケージエアコンを 2 台設置した。計算条
件を Table. 4 に示す。夏季の冷房条件を想定した。
初期条件として、人員レベル１での温熱環境を定常計
算にて解析した。初期条件の結果を Fig. 6 に示す。
その後、Case 1、Case 2 のケースで非定常計算にてシミュレーションを行った。Case 1 は従来制御、Case 2 はカメラセンサ制御での風量条件設定とした。

かる。Case１、Case 2 における吸い込み温度の時間変動
を Fig. 7 に示す。Case 1,2 ともに発熱量の増加に伴い、吸込温度が上昇するが、Case 2 のほうが早く目標温度の26℃に近づくことがわかる。また Case 2 では風量が大きいことから温度変化への応答が早いことがわかる。

Fig. 5 Case 1 の解析結果

Fig. 5 解析モデル
Table. 4 解析条件
解析領域

9 ｍ×9 ｍ×高さ 2.8 m

要素数

約 300000

空調機能力

7.1 kW×2 台

吹出風速

3 m/s

目標設定温度

26℃

内部発熱

人体負荷 70 W/人Fig. 6 Case 2 での解析結果

機器負荷 200 W/人
その他負荷 600 W
人数レベル

15（発熱量 4650 W）

計算ステップ

T=1s

計算時間

30 分間

Fig. 6 人員レベル 1 での解析結果（初期条件）
2.3.2 計算結果及び考察
Fig. 5,6 に Case１,2 において初期条件から 30 分後の結果を示す。Fig. 6 に比べ、Fig. 5 のほうが平均的な温度は高くなってきてる。また温度ムラも大きいことがわ

Fig.７ Case １Case 2 の吸込温度時刻変化
３．考察及び結論
2 章の比較結果から、人員レベルに対して風量設定を行うことで、内部発熱増加による一時的な温度上昇を抑えることができることを示した。
４．今後の展望シミュレーションだけでなく、実環境において人員レ
ベル情報を用いた風量設定と、従来の自動設定を併用して制御を行っていく必要があると考えられる。
また、オフィスエリア全体の温熱環境への影響、潜熱処理について、暖房条件での運用についても考慮する必要があるといえる。さらに、空調機の運転状況の時系列
変化をシミュレーションすることが難しく、実運用と異なる可能性があるため、今後検証を進める必要がある。

空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

B-3

逆解析による室内・外部環境を考慮した自然換気用電動窓の開閉制御の検討（第 2 報）Research of opening/closing control of motorized windows for natural ventilation consideringindoor/external environment by inverse analysis○伊藤小山志歩（竹中工務店）

健太郎（竹中工務店）青野

Shiho ITO*1

Satoshi AJIMI*1

安心院 智（竹中工務店）

真和（竹中工務店） 伊勢

Kentaro OYAMA*1

司朗（竹中工務店）

Masakazu AONO*1

Shiro ISE*1*1 Takenaka Co. Ltd.
はじめに
近年、地球温暖化やエネルギー価格の高騰に伴い、建築物に対する省エネルギーの必要性は依然高いままとなっている。建築物においては特に空調に使用されるエネ
ルギーが大きく、オフィスでは建物の全消費エネルギーのうち約４分の 1 を占めることがある 1）。空調の消費エ
ネルギー削減方策の１つとして自然換気を導入すること
で、空気搬送・換気に使われるエネルギーの削減が期待できるため、近年では多くのビルで採用されている。2）
一方で近年オフィスにおいては従業員の労働環境を改善
し、快適性や知的生産性の向上等を目的としたウェルネスに対する取組が積極的に行われている。また、ASHRAE
では機械空調と比較し、自然換気を行う建物の方が在室
者の温熱環境に対する快適範囲が大きくなる可能性も示されている。3）

本稿ではオフィス内の室内温度を検証対象とし、窓の開口率の検討を行う。第１報 4）では Fig.1 に示す地上 8階建ての執務室エリアである 5～8 階に計画された自然換気口（電動窓）および建物中央の吹抜において、効果的に自然換気ができ快適な室内風速を形成できるシステ
ムの構築を目的として熱流体解析ソフトウェアを用いて逆解析を行った。Fig. 2 で示すように通常解析で東側にて赤く示されたエリア（風速約 1.5m/s）が、逆解析後には自然換気口の開口率変化により Fig.2 の右図のように水色（風速約 0.5m/s）へと改善することが確認された。
しかしながら上記では室内の温熱環境についての検討に至らなかったため本稿により報告を行う。
2．解析モデル・条件・フロー
2.1 解析モデル・条件
解析モデルの諸条件を Table 1 に示す。建物内部については5～8階の中央部分に4階層を貫く吹抜空間のほか、南北に 2 階層分の吹抜けが 2 フロアごとに東西交互に位置している。建物外周部の南北面には自然換気窓が設置され、バルコニーが伸びている。検証対象である室内温

Table 1 Analysis Conditions

Fig. 1 Analysis modelFig. 1 Comparison of wind speeds４）【建物概要】
規模： 地上8階
建築面積： 約6,000㎡
延床面積： 約42,000㎡
用途： 研究所【領域条件】
親モデル解析領域
： x:2,000m, y:2,000m, z:300m
親モデルメッシュ数： 669,600
ネスティング解析領域： x:94m, y:84m, z:67.5m
ネスティングメッシュ数： 1,872,306【外気条件】
風向： 南西・北東風速： 3.0m/s
温度： 20℃一定[ターゲット・発生エリア】
ターゲットエリア： 各階8カ所
ターゲット温度： 24℃
発生エリア： 各階8カ所
発生エリア発熱量： 30W/㎡【自然換気口条件】
自然換気口： 計27組
開口率初期値： 60％（窓全開放時の流量係数を考慮）
最適化条件（開口率変動範囲）： 0～60％

空気調和・衛生工学会近畿支部
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B-3

Fig. 3 Analysis model Plan viewFig.4 Analysis model Cross section

Fig.5 Analysis Flow
度は Fig.3 で示すターゲットエリアに対して目標温度24℃を設定した。Fig.4 で示す通り各フロアの南北面とトップライトに自然換気口を設けている。
2.2 解析フローFig.5 の通り、大きく 3 ステップで構成される。
Step1：周辺街区・外気条件を入力した親モデルを解析し、対象建物の近傍を含んだ子モデル（以降ネスティングと記載）の境界条件を算出する。
Step2：ネスティングのフロアごとに逆解析を行う。
逆解析は次の 3 ステップから成る。

Step2-1:通常解析
各フロア水平方向の温度分布を確認する。
Step2-2:感度解析
目標値を設定する。
この手順では目標値に達するために影響度
合いの大きい部分が明らかとなる。
Step2-3:最適化
Step2-2 の結果から目標値達成に必要な具体的数値（本稿では開口率）が示される。
Step3：step2 で得られた各フロアの自然換気口の開口率解析結果を初期値として入力し、建物モデル
全体の解析を行うことで開口率を決定する。
3．感度解析結果
前述した解析フローの Step3 における感度解析結果（外気風向南西、建物南面）を Fig. 6 に示す。オレンジ・青で示された部分が室内目標温度に到達するための影響度合いが大きい窓である。すなわち該当箇所の開口率をそれぞれ上げる・下げることにより、ターゲット
エリアの温度が目標値に近づく要因となる。一方で青緑～黄緑にて表示された部分は目標温度到達に対しての影響度合いが小さい部分であることが示された。最適化ではオレンジ・青で示された窓の開口率を変化させる解析が行われ、最も目標値に到達する場合の開口率が結果として得られる。
4.通常解析・逆解析結果比較および考察
外気風向南西における８F の水平面温度分布を Fig.7に示す。８か所に設定したターゲットエリアにおいて温度差は通常解析時に最大で 3.5℃差生じていたが、逆解析では 2.3℃差に軽減されている。また、各風向におけるフロアごとのターゲットエリアの温度を Fig.8 に示す。
通常解析と比べ、逆解析では殆どのフロアで温度のばらつきが小さくなっていることが確認できる。温度範囲は
風向により異なり、南西で 26～20℃、北東では 20～24℃であった。Fig.9 に水平面温度分布と開口率の逆解析結果の一覧を示す。外気風向が南西の場合、温度分布に似た傾向はみられないが、北東では 5-8F において北側が20℃付近、南側は 23℃付近と類似した分布になっている。
開口率 50％以下の制御が必要な窓数については、風向が北東では 8 カ所、南西で 14 カ所であった。なお風速については、どちらの風向においても建物中央の吹抜近傍で0.7m/s となり、第 1 報での目標風速 0.5ｍ/s を超える結果となった。
以上より、水平面温度分布は開口率制御によって一様に近づくが、
温度帯は風向により異なることが示された。
要因については詳細な検討が必要であるが、屋上に設置された自然換気口の向きが影響している可能性が考えられる。屋外から流入した空気は温まりながら建物中央部

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学術研究発表会論文集（2024.3.8）

B-3

Fig.6 Result (southwesterly wind, South side)の吹き抜けを経由しトップライトから流出される。しかし風向が南西の場合、北東と比べるとトップライトからの流出量が少なくなり温まった空気が屋外へ排出しにくくなると推察される。そのため多数の自然換気口にて開口率 50％以下とし面風速を上げることで、流出を促し室
内温度を一様に近づける結果になったと考えられる。
5.まとめ・今後の展望
本稿では２つの風向において室内温度が一様となるよ
うな自然換気窓の開口率を逆解析により検討した。今後の課題として、下記が挙げられる。
１） 風向別の水平面温度分布と開口率の追加検証
２） 室内風速および室内温度を考慮した際の開口率の検討
３） 第１報にて報告したデーターシートへの補完
参 考文献

Fig.7 Comparison of temperature on horizontal surfaces

1） 実務者のための自然換気設計ハンドブック、日本建築学会編、技法堂出版、2013 年
2） 自然換気・通風の実建物での利用の最新動向、山本佳嗣、
日本風工学会誌 第 43 巻第４号、2018
3） Developing an adaptive model of thermal comfort andpreference, ASHRAE Transaction,1998
4） 逆解析による室内目標風速と外部風速を考慮した自然換気用電動窓の開閉制御の検討、伊勢司朗ら、空気調和衛生工学会梗概、2023 年
5） 自然通風の温熱快適性に基づく制御方法と省エネルギー効
果 自然通風に関する実測研究 その２、細井昭憲、成田樹昭、須永修通、日本建築学会環境系論文集 第 577 号、7-12、2004 年 3 月

Fig.8 Temperature comparison by wind direction and floor

Fig.9 Inverse analysis results of horizontal surface temperature distribution and aperture ratio空気調和・衛生工学会近畿支部
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C-1

大規模研究施設における省エネルギー性能の実測評価
Actual evaluation of Energy consumption for Large-scale research facility○齋 藤 悠 輔（大林組） 井 守 紀 昭（大林組） 名 倉 宏 明（大林組） 田 中

光 昭（大林組）

稲 子 雄 大（大林組） 廣 嶋 正 雄（大気社） 藤 澤 拓 平（大気社） 伊 藤

賢 一（大気社）

Yusuke SAITO*1

Noriaki IMORI*1

Hiroaki NAGURA*1

Yudai INAKO*1

Masao HIROSHIMA*2*1 Obayashi Co.

１．はじめに本計画は延床面積約94,047㎡（計算対象面積約57,385㎡）の事務所と工場の複合用途の大規模建築であり、設計時の評価においては Nearly ZEB、さらに事務所用途の部分評価では『ZEB』を達成している。本稿では運用段階の実測値から省エネルギー性能を評価したので報告する。
主な採用アクティブ技術
・超高効率変圧器
・高効率空冷HPチラー ・外気冷房
・全熱交換器・タスクアンビエント照明
・地中熱HPチラー
・照明制御
・CO2濃度による外気取入量制御
・大温度差熱搬送
・回生電力エレベーター
・熱源ポンプ変流量制御・クールスポット
・太陽光発電・高効率PACエアコン ・潜熱回収ガス給湯器
・蓄電池によるピークカット
・空調機の変風量制御 ・試験廃熱の給湯利用
・厨房排水処理水、雨水等の中水利用等
・居住域空調庇による日射遮蔽

屋根の断熱強化

トップライトによる
昼光利用

太陽光発電パネルによる日射遮蔽

卓越風を利用した自然換気クールピットウォームピット

レインガーデン 共用棟『 ZEB』
水景による
周囲温熱環境の改善

全体Nearly ZEB

Low-E複層ガラス

Mitsuaki TANAKA*1

Takuhei FUJISAWA*2

Kenichi ITO*2*2 Taikisha Ltd.
数値であり運用改善の余地があると考えられる。二次ポンプの WTF は 59.9 と高く、実流量による圧力制御の削減効果を確認できた。空調ファン、換気設備は設計値より上回る結果となっていたが、排気ファンの運転時間が4 階厨房で設計値 2000 時間に対し 2546 時間、トイレは設計値で3133時間に対し8751時間等運転時間に起因していると考えられる。
3.2 給湯設備
電気温水器は電力使用量を取得できなかったため設計値を流用したが、手洗い・流しの給水使用量実績 2021m3/
年と給湯温度 40℃、平均給水温度 15℃と仮定すると一次エネルギー消費量は 573.4GJ/年程度となり設計値より小さいと考えられる。一方、実験廃熱を予熱に利用したガス給湯器による中央式給湯は実験施設が本格稼働しておらず廃熱を回収できず設計値より大きくなる結果となった。

図 1 主な導入技術

２． 建物用途毎の運用実績
図 2 に 2022 年 10 月 16 日から 2023 年 10 月 15 日までの年間一次エネルギー消費量を示す。建物全体としては設計値以上の省エネルギー性能の確認ができたが、事務所用途では実績値の方が大きくなった。
図 3 設備用途毎の年間一次エネルギー消費量

図 2 建物用途毎の年間一次エネルギー消費量

図 4 空調・換気設備の用途毎の年間一次エネルギー消費量

３．設備用途毎の運用実績
3.1 空調設備・換気設備
熱源機の平均 COP は、空冷 HP チラーは冷房時 4.0、暖房時 4.1 で設計値相当であった。一方、地中熱 HP チ
ラーは冷房時 6.0 だったが、暖房時 4.1 と低く、24 時間
運転により地中温度の低下の影響がみられた。また、地中熱 HP チラー系統の一次ポンプの WTF は 9.4 と低い

４．まとめ
大規模研究施設の一次エネルギー消費量実績から設計時の省エネルギー性能（Nearly ZEB および『ZEB』）が確保できていることを確認した。今後は地中熱 HP チラ
ーや換気設備の運転の見直しに加え、未利用の実験廃熱や自然換気利用等により更なる省エネルギー性能を発揮できる可能性が示された。

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C-2

庁舎における ZEB 化に向けた取り組み
Efforts for Zero Energy Building in the Government Office Building○本多 順子（大林組）
Yoriko HONDA *1

古川 和彦（大林組）
Kazuhiko FURUKAWA*1*1 Obayashi Corp
We will report on the efforts and equipment plans for Zero Energy Building conversion in the joint government officebuilding. Specifically, we report on the utilization of natural energy such as natural ventilation using eco-voids and theadoption of high-efficiency air conditioners. The measurement results will be reported after the start of operation.
はじめに大阪城公園の西側に位置する大手前地区は、国のブ
ロック機関が入居する合同庁舎等が複数存在し、官庁街を形成している。今回、災害応急対策活動を行う地方ブ
ロック機関を核とする合同庁舎を整備し、将来想定される大規模災害の発生に備えた防災機能の強化、地域と連携した庁舎整備により新たなまちづくり空間やにぎわいの創出等、地域の活性化に積極的に貢献するとともに、効率的な維持管理を図ることを目的に、新合同庁舎の整備が行われた。本報は、本建物の ZEB 化に向けた取り組
みの概要について報告する。
１．建物概要表-１に建物概要、図-１に建物外観パースを示す。
外表面に格子状に現れる構造体の柱と梁は、庇や垂直ルーバーの役割も担い、陰影のある外観を創ること
により、熱負荷を軽減に配慮し
図－1 建物外観パースた計画とした。
南側の窓は、水平庇を設けることで更に熱負荷を軽減すると共に、光を間接的に室内に導く。執務空間の窓ガラ
スは全面 Low-E 複層ガラスを採用した。屋上は外断熱仕様とし、更にその上部に設備架台を設けることで、機能性を高めながら屋根面への直射日光の負荷を抑制した。
表－1 建物概要

所
敷

地

在

大阪府大阪市大手前 3 丁目面

6,453.54 ㎡

延

床

面 積

48,901.90 ㎡

建

物

高

さ

72.915ｍ

構

造

鉄筋コンクリート造、一部鉄骨造

規模

地上 14 階、地下 1 階、塔屋 3 階

用

途

庁舎

２．ZEB に向けた取り組み
建築計画の特徴を活かした負荷軽減手法や自然エネル
ギー・再生可能エネルギーの活用、高効率熱源機器や搬送エネルギーの様々な削減手法、外調機、照明、昇降機の省エネ等、実績の多い手法により、確実な省エネを図り、一次エネルギー消費量を 47％削減（BEI=0.53）とし、ZEB oriented を達成した。図-2 に、一次エネルギー削減
量の概略を示す。

図－2 一次エネルギー削減消費量

まとめ
本施設では、既存の技術を効果的に組み合わせること
で省エネルギーとなる設計を行い、ZEB oriented を達成した。Coil-to-Coil 再熱方式の外調機、ファンインバー
タ制御・２ファン化、CO2 制御・全熱交換器及び外気冷房等の手法を適用して、除湿性能の確保や搬送動力の低減及び外気負荷の低減及び自然エネルギー利用を行った。
新庁舎は 2022 年 9 月末に竣工し、開庁を迎えた。今後運用実績を蓄積して効果の検証を行いながら、実際の運用形態との関係を把握して、さらに最適な運転を模索したい。
最後に、本施設の計画・設計・施工・運用段階のすべてのプロセスにおいて深いご理解とご指導をいただきました関係者の方々に、心より御礼を申し上げます。

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学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-13
天井ダクト型自然換気口におけるダクト経路及びチャンバー形状が圧力損失に及ぼす影響
Effect of Path and Chamber Shape on Pressure Lossthrough Air Duct in Natural Ventilation〇長谷川達也（福井大学）

桃井良尚（福井大学）

塚見史郎（日建設計）

久保洋香（日建設計）上岡弘明(日建設計)
Tatsuya HASEGAWA*1

Shirou TSUKAMI*2*1

Yoshihisa MOMOI*1

Hirotaka KUBO*2

University of Fukui*2

Hiroaki KAMIOKA*2

Nikken Sekkei Ltd.

In natural ventilation, prediction of ventilation rate using a discharge coefficient is basically used. The dischargecoefficient can be determined by the sum of resistances such as shape and surface friction. However, reference values are
currently insufficient for the complex shapes of natural ventilation openings. In this study, the prediction method of thedischarge coefficient using a simple method was discussed by comparing with the scaled model experiment and CFD.
1.はじめに
過去約 10 年間に空気調和・衛生工学会 1)及び日本建築学会 2)の大会で発表された自然換気に関わる論文 105 編のうち、流量係数として単純な窓開口に用いられる 0.6
及び 0.65 が使用された論文が 3 割(28 編)で、残り 7 割(77 編)の多くは根拠が不明確な推測値が用いられている。流量係数は自然換気時の換気量を予測する際の重要な値であるが、複雑な形状の開口に対する一般的な推定方法は確立されていない。そこで本研究では、自然換気
経路の違いが圧力損失に及ぼす影響を把握するため縮小模型実験を用いた差圧と流量の測定と実験流路を再現した CFD 解析を行った。さらに、ダクトの抵抗係数計算を基に自然換気経路の抵抗係数の予測を行い、実験値及びCFD 解析値との比較を行うことで、簡易抵抗係数計算の有効性を検証することを目的とする。
2.自然換気経路パターン
図 1 に、本研究で K ビルでの導入を検討している自然換気経路パターンを示す。本研究では、３つの経路タイプを対象に検討を行った。NS はチャンバーが標準 (N)型でダクトが合流しシングル（S）となる経路、ND はチ
ャンバーが標準（N）型でダクトがダブル（D）に分岐す
る経路、SD はチャンバーが消音(S)型でダクトがダブル（D）に分岐する経路である。これらの各経路パターンに対して、抵抗係数及び流量係数を求めることとする。

①：Louver④：Diversion/merging duct(only NS)⑦：Reducer 2②：Bent⑤：MD (Motor damper)⑧：Slit supply③：Reducer 1⑥：Chamber

Fig.1 Overview of Natural Ventilation routes

opening空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-13
3.縮小模型実験
3.1 実験概要
研究対象の K ビルにおいて、基準階の目標換気量を自然換気口1 ユニット当たり(図1 の換気経路を1 ユニットとする) 、500 m3/h とした。模型の縮率を 1/5 とし、実物と模型実験の流れ場の相似を考慮し、目標換気量に対応する実験時の風量を、100 m3/h とした。図 2 に実験装置を示す。実験装置は自然換気口模型、チャンバー、ダ
クト、流量計、送風機で構成され、強制排気チャンバー法を用いて実験を行った。縮小模型は図面から作成した
3D データを用いて 3D プリンターで作成した。また、層流域での摩擦による抵抗係数を把握するため、低風量域
では測定数を増やし実験を行った。チャンバー内外差圧
は、微差圧計(Validyne 製, DP-45)を用いて図 2 に示すチャンバー中央の内表面 4 点で測定した。流量はオリフィ
ス流量計により微差圧計を用いて測定した。いずれも
60s 間測定し平均値を記録した。これを 3 回実施し、平均した値を最終的な測定結果とした。
3.2 実験結果
図 3 に、実験結果を示す。流量 Q とチャンバー内外差
圧ΔP の関係は式(1)で表される。
𝑄 = 1/ 𝜉 × 𝐴 2/𝜌 × ∆𝑃 = 𝛼𝐴 2/𝜌 × ∆𝑃 … (1)3)
ここで、流量：Q [m3/s]、抵抗係数：ξ [-]、面積：A [m2]、空気密度：ρ [kg/m3]、前後差圧：ΔP [Pa]、流量係数：α [-]。
面積 A を外気取入れ面の開口面積として最小二乗法を用い、流量係数及び抵抗係数を求めた。抵抗係数による圧力損失は、摩擦抵抗(Darcy-Weisbach の式)及び流路の曲がりや急縮小・拡大といった局所形状抵抗の和で表され、層流を仮定すると、抵抗係数は式(2)で表される。
𝜉 = 𝜆 × 𝐿/𝐷 + Σ𝜁 = 64/𝑅𝑒 × 𝐿/𝐷 + Σ𝜁… (2)ここで、摩擦抵抗係数：λ [-]、管長：L [m] 、管径:D [m]、局所抵抗係数：ζ [-]、風速：u [m/s] 、レイノルズ数：Re [-]。
λ=64/Re は、円管における層流域での摩擦抵抗係数であり、Hagen-Poiseuille の式として知られている。レイノルズ数については、式(3)3)に示す円管への等価直径を用いて計算を行い、外気取入れ開口面を基準とした。
… (3)3)
𝑅𝑒 = 𝑢𝐷/𝑣 = (𝑄/𝐴) × 𝐷𝑒/𝑣
ここで、風速：u [m/s]、粘動性係数:v [m2/s]、等価直径:De [m]。
実験結果から産出された各自然換気経路パターンの流量係数 α は、標準チャンバー型で約 0.24[-]、消音チャン
バー型で約 0.27[-]となった。また、形状抵抗係数 C は標
準チャンバー型で約 15[-]、消音チャンバー型で約 12[-]という結果となった。
4.CFD 解析
縮小模型実験を再現した CFD 解析を行った。
表 1 に解Fig.2 Experimental equipment diagram

Fig.3 Experimental measurement result (α [-] and ξ [-] )Table.1 CFD conditions
Analysis Soft

scFLOW v2022.1

Turbulence Model

SST k-ω model

Algorithm

SIMPLEC

Discretization Schem for Advection Term

1st and 2nd order up wind

Steady state judgment

10-4

7 LevelOctree size
Min 1 mm ~ Max 64 mm
Total Number of Layers

4

Thickness of First Layer

0.2 mmBoundary layer
Total Number of Cells

Approximately 2,000,000

Flow rate

12, 30, 60 [m /h]3

析条件を示す。前後差圧を流入出面中央 2 点の差圧とした。解析時の流入出体積流量を 3 条件とした。また、図4 に解析領域および作成メッシュを示す。外気取入れ面、MD 及び吹出面において最小メッシュとなるよう設定した。図 5 に解析結果を示す。チャンバー形状の違いによる流量係数 α の差異はほとんどなく、ダクト経路による

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差異が僅かにあることが確認された。また、抵抗係数 Cに関してもダクト経路の違いによる差異が約 3[-]であり、チャンバー形状による差異は約 0.1[-]であった。図 6 に断面の風速コンターを示す。ND や SD では外気取入れガラ
リから MD 部まで比較的スムーズに流れているのに対し、
NS では水平方向にも複雑に流れが蛇行している。
5.抵抗係数の推定
一般にダクト配管の圧力損失を求めるのに用いられる計算方法を用いて、抵抗係数の推定を行った。局所形状
抵抗は、自然換気経路の部位ごとに、メーカー値若しく
は値が不明な部位においては文献値 4) 5)を使用した。これ
らは円管など一様に流れる断面を想定している。局所形
状抵では圧力損失を求める式における風速変化の影響を考慮した式(4)を用いて、開口面積の形状抵抗係数を求めた。図 7 及び表 2 に、形状抵抗計算の結果を示す。
𝜉 = 𝜁𝑖 × (𝑢𝑖 /𝑢0 )2 = 𝜁𝑖 × (𝐴0 /𝐴𝑖 )2…(4)

ここで、局所部分風速：ui [m/s]、開口風速：u0 [-]、局
所断面積：Ai [㎡]、開口面積：A0 [㎡]。
表 2 において、標準チャンバー型の部位⑥での局所形状抵抗係数 ζi では、CFD 結果からチャンバー形状の差異
がほぼ 0 であることから消音チャンバー型と同値を用いた。また表 2 より、ND 及び SD において実験値と異なり大きな差異は見られなかった。また、ダクト経路差による差異は約 4 程度であり、シングルダクト型の部位④の形状抵抗による差異であることが確認された。
また、ダクト経路各部位で、管径と流速が変化するため、レイノルズ数が異なる。このことを考慮し、式(3)に代入する管長に、式(5)に示す管径と面変化による補正を行い、基準面相当管長 L0 を算出した。
𝐿0 = 𝛴𝐿𝑖 × 𝐴0 /𝐴𝑖 × (𝐷𝑒0 /𝐷𝑒𝑖 )2… (5)
ここで、基準面相当管長：L0[m]、部位の長さ：Li[m]、基準面面積：A0[m2]、局所面積：Ai[m2]、基準面等価直径：De0[m]、部位の等価直径：Dei[m]。
表 3 に、基準面相当管長の計算結果を示す。ガラリ開口面を基準とした円管として摩擦抵抗を求めると、経路全体においてガラリ開口面が最も狭い部分であることか
ら、実際の経路長より短くなることが確認された。
表 4 に、実験、解析、計算による抵抗係数をまとめて示す。また、図 8 に、ダクトのレイノルズ数に対する抵抗係数をプロットして比較した結果を示す。標準チャン
バーダブルダクト型(ND)の実験結果において、CFD 解析結果やダクト計算結果に比べ局所形状抵抗が大きいことが確認された。これは 3D プリンタによる模型作成段
階において、模型の部分厚さの不均一さによる造形精度が影響し、形状抵抗が大きくなったと考えられる。
一方、標準チャンバー・シングルダクト(NS)及び消音チャンバ

Fig.4 CFD analysis domain and meshes

Fig.5 CFD analysis result(α [-] and ξ [-] )Fig.6 Flow velocity distribution for each shape type [m/s]空気調和・衛生工学会近畿支部
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ーダブルダクト(SD)については、実験結果、CFD 結果、ダクト計算のいずれにおいても近い結果を示した。
Table.2 Shape resistance coefficient calculation results of each partFig.7 Shape resistance calculation result

Table.3 Frictional resistance calculation results of each part

Table.4 Prediction results of discharge coefficient and flow resistanceα
Cal(Table.4,5)
[NS]

5.68

16.8

0.236

20.5

16.5

Exp(Table.1)

0.238

34.5

15.2

4.39

12.8

CFD(Table.3)

0.260

21.5

13.2

Exp(Table.1)

0.241

33.9

14.9

Cal(Table.4,5)
[SD]

C(ξ)

CFD(Table.3)
Cal(Table.4,5)[ND]

B(L/D)

4.31

12.8

CFD(Table.3)

0.260

20.1

13.3

Exp(Table.1)

0.272

27.2

11.9

Fig.8 Comparison of results among exp, CFD and cal.

おわりに：本研究では縮小模型実験による圧力損失の測定を行った。また、CFD 解析を行い、ダクトの抵抗係数計算を行った。ダクト抵抗係数計算による予測では、摩擦による抵抗係数が過小評価されたが、流量係数への影響はわずかであるため、簡易計算による抵抗係数の予測は有用であることが示された。今後、摩擦抵抗の簡易予測の改善
及び消音チャンバーにおける内面粗度による再現等を行っていく予定である。
参 考文献
1） 空気調和・衛生工学大会学術講演論文集、(2013-2022)
2） 日本建築学会大会学術講演梗概集、(2014-2022)
3） 田中俊六、岩田利枝、武田仁、寺尾道仁、土屋喬雄、秋元
孝之:最新 建築環境工学[改訂 4 版]、pp.161-166、2020.2.
4） 石原正雄、建築換気設計、1969
5） 日本機械学会、技術資料 管路・ダクトの流体抵抗、1980

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立位人体表面の風速・対流熱伝達率・静圧の測定
Measurement of Air Velocity, Convective Heat Transfer Coefficient, and Static Pressure on
Surface of Standing Human Body
○南 條莉 花（福井大学）

桃 井良 尚（福井大学）

宮 本

征 一（摂南大学）

義江

龍一郎（東京工芸大学）

Rika NANJO*1*1

Yoshihisa MOMOI*1

University of Fukui*2

Seiichi MIYAMOTO*2

Setsunan University*3

Ryuichiro YOSHIE*3

Tokyo Polytechnic University

In order to clarify the effect of the air velocity, convective heat transfer coefficient (CHTC) and static pressure on eachpart of the human body surface when exposed to various air flow in the standing posture, experiments were conductedusing a thermal manikin (TM) with controllable heat generation. In this paper the distribution of the air velocity ratio(AVR), convective heat transfer coefficient (CHTC), and coefficient of wind pressure (Cp) on each part of human bodywas discussed, and the convective heat transfer coefficient (CHTC) was compared with the previous studies.

はじめに
気流は人間の温冷感に大きく影響する非常に重要な環境要素であるが、未だにその感覚知覚メカニズムは正確には解明されていない。そこで、本研究ではこの気流感が主に人体皮膚表面の風速・対流熱伝達・静圧によって生じると仮定し、実験及び CFD 解析によって得られるこ
れら「物理量」と、被験者実験によって得られる「心理量（人体各部位別の気流感申告）」との関係性を把握することで、人間の気流に対する感覚知覚メカニズムを明らかにすることを最終目標としている。本論文では、その基礎段階として、立位姿勢のときの人体各部位の風速・対流熱伝達率・静圧を測定し、その物理量分布を詳細に把握し、考察を行うことを目的とする。
１．立位姿勢における実験
1.1 実験概要
Fig.1 に示す東京工芸大学風工学研究センターのアクティブ制御マルティファン人工気候室において、サーマ
ルマネキン（Newton 20-Zone Sweating Thermal Manikin,
米国 MTNW 社製、以下 TM とする）を用いて、TM 表
面の風速・対流熱伝達率・静圧を測定した。Fig.2 に示す
TM 表面の測定点に 3cm 角の輻射熱センサ（CAPTEC 製,
輻射センサーRF）、1cm 角の熱流センサ（江藤電気製,
S11A）、無指向性の風速プローブ（日本カノマックス製,
Model6333, プローブ: 0976-15）を設置し、1 秒間隔で 1
分間、熱流・風速・表面温度を同時測定した。また、熱流と表面温度については TM から出力される値も 10 秒
間隔で記録した。圧力については、チューブ、パテ、大判絆創膏で構成された 10cm 角の段差が滑らかな風圧口を TM 表面に付けて静圧を、TM 横に設置したピトー管を用いてアプローチ風の動圧を同時測定した。いずれも切替器を介して微差圧計（Validyne 社製, DP45）に接続し、各測定点を切り替えながら順次 100Hz で 30 秒間測定した。Table1 に、実験条件を示す。

Unit：mmFig.1 Test room

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Back
Side

Front
Side

Fig.2 TM shape and measurement point
Table1 Experimental conditions
Air flow Direction
Air flow Velocity
TM surface Temperature
Test room Temperature

Forward , Side , Backward flow
0 , 0.25 , 0.5 , 1.0 , 2.0 m/s
34.0°C or non-heated
26.0°C

1.2 人体表面の風速測定結果
Fig.3 に、正面流における人体表面の局所風速をアプロ
ーチ風速で除した風速比（AVR）分布を示す。0.25m/sの低風速では、特に後流域（BACK）で他の風速条件より値が大きくなる傾向が見られたが、これは人体発熱による熱上昇流の影響を大きく受けたためと考えられる。
一方、0.5m/s 以上の風速条件では値はほぼ一致しており、アプローチ風に対して熱上昇流の影響が小さいことが考えられる。また、Hand 等の側流域（SIDE）では剥離流の影響により、高風速条件でも値が 1 を超えたと考えられる。
Fig.4 に、2.0m/s 条件時での正面・側面・背面流の AVR分布を示す。正面・背面流に比べて側面流の値は 1 を大きく超える部位が多く見られた。これは、側面流ではほとんどの部位で、先述した剥離流の影響を受けたためと考えられる。

Fig.4 AVR (2.0m/s) for all direction at each body part1.3 人体表面の対流熱伝達率測定結果
Fig.5,6 に、正面流における人体表面の対流放熱量を表
面温度と室温の差で除した対流熱伝達率（CHTC）分布
を局所値（熱流センサ値－輻射熱センサ値）と部位平均値（TM 出力値－輻射熱センサ値）でそれぞれ示す。な
お、全身の CHTC は、各部位の CHTC に面積重み付け平均を施して算出した。局所値も部位平均値のいずれもNeck 等の上半身の後流域では、低風速条件において値はほとんど上昇せず、1.0m/s 以上の風速条件で急激に増加する様子が見られた。これは、風速比と同様、低風速条
件では熱上昇流の方が正面流より影響が大きいためと考えられる。また、部位平均値の方は局所値に比べて、小さくなる傾向が見られた。

FRONT
BACK
FRONT

SIDE

FRONT

SIDE
SIDE

BACK

Fig.3 AVR for forward flow at each body partFig.5 Local CHTC for forward flowat each body part and whole body

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Fig.8 Cp (2.0m/s , heated) for all direction at each body partFig.6 Average CHTC for forward flowat each body part and whole body
1.4 人体表面の静圧測定結果
Fig.7 に、正面流における人体表面の静圧をアプローチ
風の動圧で基準化した風圧係数（Cp）分布を示す。ただし、0.25m/s 条件は、静圧測定値が非常に微差圧となり、Cp の値が正しく算出できなかったため省略している。
1.0m/s, 2.0m/s では発熱・非発熱条件にほとんど差異はないのに対して、0.5m/s 発熱条件では非発熱条件に比べて、全体的に静圧が負側にシフトする傾向が見られた。このことから、0.5m/s までの低風速では、熱上昇流が支配的となり、静圧が低下すると考えられる。
Fig.8 に、2.0m/s 発熱条件時での正面・側面・背面流の風圧係数分布を示す。風上側で直接アプロー
チ風を受ける部位（正面流の F-Pelvis, F-Thigh、
側面流の Hand, Shoulder、背面流の B-Pelvis）
では Cp が概ね 1 になっている。また、風下側となる部位ではいずれの風向条件でも Cp
は-0.5～-1.0 の値を示している。

２．風速に対する CHTC の関係
Fig.9 に、正面流における Face と Neck の CHTC とアプローチ風速の相関図を示す。いずれの部位も正の相関が見られたが、Face は低風速条件でも風速が変化すると CHTC が変化するのに対し、Neck は 0.5m/s まで CHTCがほとんど変化していない。また、Fig.10 に、正面流におけるFaceとNeckのCHTCと局所風速の相関図を示す。
Face は正の相関が見られた Fig.9 と異なり、Neck は局所
風速にほとんど変化しなかった。これらのことから、ア
プローチ風の影響を受けにくい背面側では、人体発熱に伴う熱上昇流とアプローチ風が合わさって影響を受けていると考えられる。

Fig.9 CHTC for forward flow with approaching velocity of each body partFig.7 Cp for forward flow at each body partFig.10 CHTC for forward flow with local velocity of each body part

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Fig.11 に全身の CHTC を既往研究 1)～5)と併せて示す。
既往研究と比較すると、本研究の値は桑原ら 1)や持田ら
2)の回帰曲線とほぼ一致していることが分かる。
Fig.12 に、各風向における全身の CHTC の比較を示す。
正面流と背面流はほぼ値が一致したが、側面流は局所値のみ値が若干小さい傾向が見られた。部位平均値は風向の影響をほとんど受けないことが分かる。一方、局所値
は正面流と背面流で上流域と下流域の測定点数がおおよそ同じであるのに対し、側面流ではほとんどの測定点が側流域に該当するため、それらが影響したと考えられる。

Fig.13 より、部位平均値の実験式からは、0～0.5m/s 条
件までで熱上昇流の影響を受けている様子が見られたが、局所値の実験式からは見られなかった。また、既往研究と比較すると、いずれも桑原ら 1)や持田ら 2)の曲線とほぼ一致していることが分かる。

Fig.13 Empirical formula for CHTC for forward flow
with approaching velocity of whole body
まとめ
本研究では、立位姿勢の人体表面の風速・対流熱伝達率・静圧について測定実験を行った。0.5m/s 以下の低風速条件では人
Fig.11 CHTC for forward flow with
Fig.12 CHTC (all direction) with
体発熱に伴う熱上昇流が大きく影響していapproaching velocity of whole body approaching velocity of whole bodyると考えられた。しかし、背面側では熱上
３．CHTC の実験式の算出並びに考察
昇流とアプローチ風が合わさって影響を受けている可能
Table2 に、本実験で得られた全身における CHTC の実性も考えられた。また、実験から得られた対流熱伝達率
験式と既往研究 1)～5)の実験式の比較を、Fig.13 に、これの実験式は、概ね既往研究とほぼ一致した結果が得られ
らの実験式を一部重ねて示す。ほとんどの研究ではた。
今後は立位姿勢の CFD 解析も行っていく予定である。
hc=αvβ の形式で算出されているが、この形式は低風速条
件時の熱上昇流の影響を考慮していない可能性があると謝辞
持田 5) が指摘している。代わりに提案されたのが本研究の一部は東京工芸大学の 2022 , 2023 年度風工学共同利用・共同研
hc=αvβ+γ の形式であるが、これは熱上昇流の影響を考慮
究課題助成（課題番号:22222008 , 23232006）を受け、また、大阪大学建しているものの、高風速条件では熱上昇流の影響を受け
築・都市環境工学領域から測定機器を借りて実施した。ここに謝意を表ないため、一概にこの形式で表すのはふさわしくないとします。
考える。そこで、本研究では、熱上昇流の影響を受ける
参考文献
0.5m/s を境界とし、0.5m/s 以下に hc=αvβ の形式、0.5m/s
1) 渡邊慎一, 堀越哲美, 石井仁, 宇野勇治, 兼子朋也, 冨田明美：サーマ
以上は hc=αvβ+γ の形式で算出した。
ルマネキンを用いた風速と風向が人体対流熱伝達率に及ぼす影響にTable2 Empirical formula for CHTC for forward flow
with approaching velocity of whole bodyhc =  v 
hc =  v  + 
hc = 6.60v0.79 + 3.56
hc = 10.9v 0.57

Local CHTC

Average CHTC
Watanabe1)
Seppänen2)
Ichihara3)
Kuwabara4)
Kuwabara4)(Mid-Air Velocity)
Mochida5)(v≦0.5)(v＞0.5)hc = 8.12v1.43 + 3.77

hc = 11.0v 0.68
hc = 13.0v 0.65
hc = 14.8v 0.69
hc = 15.7v 0.611

hc = 6.86v0.92 + 3.36

hc = 9.41v0.785
hc = 10.14v 0.431

関する研究, 日本建築学会 環境系論文集, 第 73 巻, 第 629 号,
pp.887-893, 2008.7
2) O. Seppänen, P. E. Mcnall, D. M. Munson, C. H. Sprague：THERMALINSULATING VALUES FOR TYPICAL INDOOR CLOTHINGENSEMBLES, ASHRAE, 19723) 市原真希, 齋藤正文, 西村美加, 田辺新一：サーマルマネキンを用いた立位・座位人体各部位の放射・対流熱伝達率の測定, 日本建築学会
計画系論文集第 501 号, pp.45-51, 1997.11
4) 桑原浩平, 持田徹, 近藤基, 松永和彦：人体に関する対流熱伝達率－
サーマルマネキンを用いた中風速実験－, 空気調和・衛生工学会大会
学術講演論文集, pp.1309-1312, 2000.9
5) 持田徹, 長野克則, 嶋倉一實, 桑原浩平, 中谷貴弘, 松永和彦：前面吹
き出し気流曝露時のサーマルマネキンの対流熱伝達特性, 人間と生
活環境, 6 巻, 2 号, pp.98-103, 1999.6

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居住域対象空調方式の換気効率の体系的整備のための基礎的研究（その１）CFD 解析による冷房時を対象とした予備検討
Systematic Compilation of Ventilation Efficiency of Occupant Targeted Ventilation Systems(Part 1) Preliminary Study for Cooling Mode Operation based on CFD Prediction〇古島 康平 （大阪大学）
山中 俊夫 （大阪大学）
Kohei KOJIMA*1

小林 知広 （大阪大学）
山澤 春菜 （大阪大学）

Tomohiro KOBAYASHI*1
Toshio YAMANAKA*1*1
Osaka University

Haruna YAMASAWA*1

To systematically summarize the performance of various OTV (Occupant Targeted Ventilation), this paper
compares the effects of DV(Displacement ventilation), IJV(Impinging jet ventilation), SV(Stratum ventilation),and WAV(Wall attached ventilation) on the indoor environment by CFD analysis and the air supply for the three
conditions was analyzed for each OTV. The results showed that DV and WAV efficiently air-conditioned theoccupied zone, while IJV and SV air-conditioned the entire room due to their large momentum. The smaller theArchimedes number, the higher the Ventilation effectiveness for DV and WAV, and the lower for IJV and SV.
はじめに
建物の換気方式には一般に混合換気方式が用いられるが、近年では換気効率が高く居住域で良好な空気質を保つことの重要性の認識が高まっている。これまでに置換換気をはじめ種々の高効率換気方式が提案されてきたが、そのように室全体ではなく居住域や呼吸域に対象を絞った換気方式を OTV(Occupant Targeted Ventilation) とま
とめて称する考え方が示されている 1)。OTV に分類される方式はそれぞれ特徴を有し、個別の方式に関する研究は多く見られるものの、換気効率や熱環境などを横並びで比較して体系的に取りまとめた研究 2) は多くない。
そこで本研究ではその体系的整備を最終目標とし、本報ではまず 4 種の OTV を取り上げて CFD 解析を行い、温度分布・換気効率の比較を行った結果を報告する。
1．解析条件1.1 解析概要
対象とした OTV 方式ごとの解析空間を Fig.1 に、解析手法を Table 1 に示す。解析対象は既往研究 3) の執務室とした。内部発熱も同研究 3) を参考に人体発熱量を 75
W/ 体、PC 発熱量を 50 W/ 台の計 500 W とした。また、
換気効率を評価するため、全座位人体の口前の空間より
CO2 を 20 L/(h・体 )、計 80 L/h 発生させた。

1.2 本研究で評価対象とした OTV 方式
本報で対象とした 4 方式を以下に示す。
(1)Displacement ventilation (DV)
ダクトに接続された半円筒形のディフューザーを用いて、室下部より低速で給気する。
(2)Impinging jet ventilation (IJV)
床から 0.60 m の高さに設置された半径 0.075 m の円形ダクトより、鉛直下向きに給気して床面で衝突させる。
(3)Stratum ventilation (SV)座位人体の頭の高さ（床から 1.3 m）に設置された給気口より最短経路で直接呼吸域に給気する。
(4)Wall attached ventilation (WAV)
壁際の天井に設置された給気口から、コアンダ効果により気流を壁面に沿わせて室下部まで給気する。

(1)DV

(3)SV

(2)IJV
OutletOccupant

OutletOccupant

PC
Desk

z
x

DV inlet:radius of semicircle: 0.20 m
wigth of both sides: 0.10 m
height: 0.60 m(4)WAVSV inletPCy

DV inletTable 1 CFD method
Software
ANSYS Fluent 2023 R1
Algorithm
SIMPLE
Gradient scheme
Green-Gauss Cell Based
Pressure interpolation sheme
Body Force Weighted
Scheme of convection component
QUICK
Analysis zone
5.00(x) 2.77(y) 5.45(z) mOutletvelocity inlet
Occupant
75 W/person × 4 = 300 W
PC
50 W/per each × 4 = 200 W
ceiling, wall, floor
adiabatic wall
CO2 emissions
20 L/h per person × 4 = 80 L/hOutletOccupant

WAV inlet Outlet
OccupantPCPCy

IJV inlet
Desk

z
x

y
Desk

z
x

SV inlet:
IJV inlet:
0.50 m × 0.10 m (L × W)
circular diffuser: radius: 0.075 m
1.3 m above floor
0.60 m above floor
Fig.1 Isometic viewy
Desk

WAV inlet:
2.0 m × 0.050 m (L × W)
ceiling by the wallzx

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Flow rate [m3/h]
Inletboundary Temperature [℃]condition
Velocity [m/s]Turbulence model
Turbulence intensity
Turbulence length scale
Number of cells

DV
240
360
480
19.92 21.94 22.96
0.134 0.201 0.268
SST k-ω
0.100
0.0060 m
4,207,343

Table 2 OTV type
IJV
240
360
480
19.92 21.94 22.96
3.77
5.66
7.55
SST k-ω
0.087
0.038 m3,428,113

OTV の種類ごとの解析条件を Table 2 に示す。給気量は 240, 360, 480 m3/h の 3 条件、給気温度は排気温度が26 ℃となるように決定した。乱流モデルは既往研究を参考に、室内の流れ場や温度分布を適切に予測し得るモデルを換気方式ごとに選択し、DV, IJV, WAV は SST
k- モデル 4-6)、SV は RNG k- 7) モデルを用いた。
2. 評価指標
2.1 無次元温度
温度は給排気温度差で無次元化して評価を行い、無次元温度 [-] は、以下の式から算出する。
( Eq.1 )

ここで、 [℃ ] は給気温度、 [℃ ] は排気温度を表す。
2.2 規準化濃度
CO2 濃度も同様に給排気濃度差で無次元化して評価を行い、規準化濃度 [-] を以下の式から算出する。
( Eq.2 )ここで、 [ppm] は給気濃度、 [ppm] は排気濃度を表す。
だだし、本解析では給気濃度 は 0 [ppm] とした。
2.3 換気効率指標(1) 熱除去効率
給気温度と居住域平均温度の差と、給排気温度差の比を表す熱除去効率 8) を以下の式から算出する。
IJV

SV
360
480
21.94 22.96
2.00
2.67
RNG k-ε0.100
0.10 m4,102,895

240
19.92
0.667

WAV
360
480
21.94 22.96
1.00
1.33
SST k-ω
0.100
0.050 m4,099,274( Eq.3 )[℃ ] は温度の居住域内平均であり、本報では高さ 1,800 mm9) までを居住域とした。
(2) 居住域清浄度指数
排気濃度と居住域濃度の比で定義される居住域清浄度
指数 10) を以下の式から算出する。
ここで( Eq.4 )[ppm] は CO2 濃度の居住域内平均を表す。
ここで(3) 空気交換効率
空気交換効率 10) を以下の式から算出する。
( Eq.5 )

ここで は室空気全体は最短の空気交換時間つまり名目換気時間、 は実際の交換時間、 は室平均空気齢を表す。
2.4 アルキメデス数
室内環境に及ぼす影響は給気温度と運動量が最も重要な要素と思われる。そこで、慣性力と浮力の両方を考慮したアルキメデス数（Ar 数）を以下の式から算出する。
( Eq.6 )ここで [m/s2] は重力加速度、 [1/K] は体膨張係数、[m] は部屋の高さ、 [m/s] は給気風速を表す。
SV

WAV

360 m3/h

240 m3/h

DV

240
19.92
1.33

28

480 m3/hTemperature [Υ]

27
26
25
24
23
22

Fig.2 Temperature distributions contours

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240 m3/h 360 m3/h

480 m3/h

240 m3/h

360 m3/h

480 m3/h

240 m3/h

360 m3/h

480 m3/h

240 m3/h 360 m3/h

480 m3/h

3,000

DV

Height [mm]

2,500

IJV

SV

WAV

2,000
1,500
1,000
500
0

0

0.5

1.0

1.5 0

0.5

1.0

1.5 0

0.5

1.0

1.5 0

0.5

1.0

1.5

Dimensionless temperature [-]Fig.3 Dimensionless temperature vertical distribution

3. 実験結果と考察
3.1 温度分布
CFD 解析により得られた温度コンターを Fig.2 に、水
平面平均した無次元温度の鉛直分布を Fig.3 に示す。DV
では全条件で明確な温度成層が形成され、特に室下部で低温となり上下温度差が大きい。IJV は給気量が 240 m3/
h の条件では DV と同様に温度成層が形成されたが、給気量が大きい条件である 360, 480 m3/h では室全体が一様な温度分布となった。SV は呼吸域に直接給気するため、呼吸域の高さの温度が低い一方で、呼吸域以外は一様な温度分布となった。また、給気速度が大きいため、室奥まで給気気流が届いている。WAV は天井から床面まで到達する間に給気気流の温度が徐々に高くなっているた
め、上下温度差は小さい。また、天井給気のため室上部の無次元温度も比較的低くなった。
以上より、IJV と SV では給気量に応じて上下温度分
布が代わり、給気量が大きくなると完全混合に近づく傾向が確認された。また、居住域の平均温度を同じ給気量の DV, IJV, SV, WAV で比較すると DV が最も低くなり、次に WAV が低い結果となった。IJV と SV は給気運動量が比較的大きいために室全体が混合され易く、居住域の平均温度が高くなったと考えられる。
IJV

SV

WAV

480 m3/hNormalized CO2 concentration [-]360 m3/h

240 m3/h

DV

3.2 CO2 濃度分布
CO2 濃度コンターを Fig.4 に、規準化 CO2 濃度鉛直分
布を Fig.5 に示す。DV は全条件で濃度境界面ができており、給気量が大きいほど濃度境界面が高くなっている。IJV は 240 m3/h の条件では濃度境界面が形成されたが、給気量が大きくなると一様な分布となった。また、給気が床面に沿って進み、壁面で跳ね返るため、発生した CO2 がダクト方向に流れている。一方、SV では給気
運動量が大きいことにより CO2 が給気の主流方向に流れている。WAV では高い位置に濃度境界面があり、給気量が多いほど居住域の濃度が低くなっている。また、天井付近の規準化濃度が急激に低くなっている。
DV と WAV は給気量が多いほど境界面が上昇して規準化濃度が低くなる傾向に対して、IJV と SV は給気量が大きいほど混合が促進され居住域で規準化濃度が高くなる傾向が見られた。
3.3 換気効率
Ar 数とそれぞれの換気効率指標の関係を Fig.6 に示し、それぞれの関係を以下にまとめる。
(1) 熱除去効率
DV と WAV は給気量が小さい、すなわち Ar 数が大
きいほど熱除去効率が低くなった。一方、IJV と SV はFig.4 Normalized CO2 concentration distributions contours

1.5
1.2
0.9
0.6
0.3
0

空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-15
240 m3/h 360 m3/h

3,000

Height [mm]2,500

480 m3/h

240 m3/hDV

360 m3/h

480 m3/h

240 m3/h

IJV

360 m3/h

480 m3/h

240 m3/h 360 m3/h

SV

480 m3/h

WAV

2,000
1,500
1,000
500
0

0

0.5

1.0

1.5 0

0.5

1.0

1.5 0

0.5

1.0

1.5 0

0.5

1.0

1.5

Normalized CO2 concentration [-]Fig.5 Normalized CO2 concentration vertical distribution
IJV

SV

WAV
2.5

60

2.0

2.0

50

1.5
1.0

1.5
1.0

Perfect Mixing

0.5
0 -3
10

[％]

2.5

[-]

[-]

DV

Perfect Mixing

0.5
10-2

10-1

100
101
[-]
(1) Efficiency of heat removal

102

Perfect Mixing

40
30
20
10

0 -3
10

10-2

10-1

100
101
102
[-]
(2) The occupied zone air quality index

Fig.6 Ventilation effectiveness

0

10-3

10-2

10-1

100
101
[-]
(3) Air exchange effectiveness102

アルキメデス数が小さい条件ほど、温度・Ar 数が大きいほど熱除去効率は大きくなる。そのため、 ・IJV と SV では、濃度分布が均一になり、換気効率が低くなった。
一定の給気運動量があり足元の過剰冷却の懸念の少ない方式である IJV と SV では給気速度を抑えて低温で給気 ・DV と WAV では居住域対象に空調できたが、IJV とSV では運動量が大きい条件で室全体を混合しやすい。
することが好ましいと言える。
今後は、給気条件を増やしてアルキメデス数と換気効(2) 居住域清浄度指数率の関係をより明確にする。また、対象とする OTV 方
概して熱除去効率と同様の傾向が見られたが、DV と式の種類を増やし、給気口の数や位置などのパラメータ
WAV は熱除去効率より傾向が顕著になった。これはが室内環境に与える影響の検討を行う予定である。
DV と WAV は Ar 数が小さい、すなわち給気量が多い
条件ほど濃度境界面が上昇していることが原因と考えら 【参考文献】
1) Arsen Melikov, Angui Li, Riston Kosonen, et al., Occupant
れる。そのため、給気量が多いほど換気効率が高くなる
targeted ventilation brings clean air to occupants, The
REHVA European HVAC Journal. 2022,4と言える。一方、IJV と SV では Ar 数が小さい場合、室2) Wei Su, Bin Yang, Arsen Melikov, et al., Infection
内の空気の混合を促進し、濃度分布が均一になるため、probability under different air distribution patterns, Building
Environment. 108555, 207, 2022,1
完全混合と同程度の性能となる。
3) 鹿野ら : オフィスにおけるブース型置換換気を用いた感(3) 空気交換効率
染症対策パーソナル空調に関する研究 ( その 1) ブ響・ブ、
日本建築学会2021 年度近畿支部研究報告集、第 61 号・すべての条件で 50 から 60 % の間の値となり、条件
環境系、pp.153~156、2021.6
間での違いや Ar 数との関係があまり見られなかった。 4) Sara Gilani, Hamid Montazeri, Bert Blocken, CFD simulationof stratiﬁed indoor environment in displacement ventilation:
ただし、すべての条件で完全混合時の 50 ％よりも大き
Validation and sensitivity analysis, Building Environment.
95, 299-313, 2016,1
い値となり、OTV として一定の性能が示されたと言え
5) 越田 , 小林 , 山中ら：Impinging Jet Ventilation 方式の室内る。居住域に着目した換気効率指標である熱除去効率と環境予測に関する研究（その 9）, 空気調和・衛生工学会近畿支部学術研究発表会論文集 , A-28, 2023,3
居住域清浄度指数は、Ar 数が大きいほど大きくなった
6) Modelling and simulation of the near-wall velocity of aが、室全体を考慮した空気交換効率は Ar 数との明確な
turbulent ceiling attached plane jet after its impingement withthe corner, Building Environment. 46, 489-500, 2011,2
関係はあまり見られなかった。
7) Experimental and numerical study of room airflow understratum ventilation, Building Environment. 46, 235-244,
まとめ
2011,1
本報では様々な OTV の性能を体系的にまとめるため
8) Awbi HB, Gan G, Evaluation of the overall performance ofroom air distribution. In: Proceedings of indoor air, vol. 5;に、
CFD 解析により DV, IJV, SV, WAV の性能を比較した。
1993. pp. 283-8.
本研究で得られた知見を以下にまとめる。
9) S H A S E - S 1 0 2 - 2 0 11 . Ve n t i l a t i o n R e q u i r e m e n t s f o r
Acceptable Air Quality
・DV と WAV は、アルキメデス数が小さい条件ほど濃10) 空気調和・衛生工学会 訳・編 : REHVA 換気効率ガイ度の境界面が上昇して、居住域の換気効率が高くなった。
ドブック - 理論と応用 -, 空気調和・衛生工学会 , 2009

空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

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Study on the Removal Performance of Human-derived Pollutants
LQ8QGHUÀRRU$LU6XSSO\6\VWHPV(൵HFWVRI$LUÀRZDQG9HQWLODWLRQ5DWHRQ,QGRRU7HPSHUDWXUHDQG
Pollutant Concentration Distributionࠐ⸨ཎࠉ☐ᾏ㸦኱㜰኱Ꮫ㸧ࠉࠉࠉࠉ ᒣ୰ࠉಇኵ㸦኱㜰኱Ꮫ )ࠉࠉࠉ ᓲࠉࢼࣞ㸦ᮾὒ኱Ꮫ㸧ᑠᯘࠉ▱ᗈ㸦኱㜰኱Ꮫ㸧ࠉࠉࠉࠉ ᒣ⃝ࠉ᫓⳯㸦኱㜰኱Ꮫ㸧ࠉࠉࠉ ᑠᯘࠉ඾ᙲ㸦኱㜰኱Ꮫ㸧ࠉỌ⏣ࠉஂᏊ㸦ᮾ⏿ᘓ⠏஦ົᡤ㸧ࠉ ᒸᮏࠉⱱ㸦ᮾ⏿ᘓ⠏஦ົᡤ㸧ࠉ Ᏻ஭ࠉࡉ࠾ࡾ㸦ᮾ⏿ᘓ⠏஦ົᡤ㸧ࠉᮡ⏣ࠉ㞝ᕼ㸦ᮾ⏿ᘓ⠏஦ົᡤ㸧 ྜྷཎࠉ㞙㸦኱㜰኱Ꮫ㸧ࠉࠉ

Aoi FUJIWARA*1

7RVKLR<$0$1$.$*1 1DUDH&+2,*2 7RPRKLUR.2%$<$6+,*1

+DUXQD<$0$6$:$*1 1RULDNL.2%$<$6+,*1 +LVDNR1$*$7$*3 6KLJHUX2.$0272*3
6DRUL<$68,*3 .D]XNL68*,7$*3 -XQ<26+,+$5$*3*1

2VDND8QLYHUVLW\*2*3

7R\R8QLYHUVLW\

Tohata$UFKLWHFWV (QJLQHHUV,QF0HPEHU

 6WXGLHV FRPSDULQJ YDULRXV 8)$' 8QHU )ORRU$LU 'LVWULEXWLRQ  V\VWHPV DUH QRW HQRXJK DQG WKH VHOHFWLRQFULWHULD LV XQFOHDU7KHUHIRUH D IXOOVFDOH H[SHULPHQW ZDV FRQGXFWHG WR HYDOXDWH SHUIRUPDQFHV RI WKUHH
8)' V\VWHPV )6'9)ORRU 6XSSO\ 'LVSODFHPHQW 9HQWLODWLRQ +))'+RUL]RQWDO )ORZ W\SH )ORRU 'LIIXVHU6))'6ZLUOLQJ )ORZ W\SH )ORRU 'LIIXVHU ,Q WKLV UHSRUW WKHUPDO HQYLURQPHQWV DQG  GLVWULEXWLRQV RI
KXPDQRULJLQDWHG SROOXWDQW FRQFHQWUDWLRQ DW GLIHUHQW YHWLOWLRQ UDWH DUH UHSRUWHG,Q WKH UHVXOW WKH WKHUPDOHQYLURQPHQW DQG WKH SROOXWDQW UHPRYDO HIILFLHQF\ RI )6'9 LPSURYHV ZLWK LQFUHDVHG YHQWLODWLRQ UDWH
,Q+))'DQG6))'WKHWKHUPDOHQYLURQPHQWLPSURYHVEXWSROOXWDQWUHPRYDOSHUIRUPDQFHGHFUHDVHVZLWKLQFUHDVHG
YHQWLODWLRQUDWHࡣࡌࡵ࡟ࠉ᫖௒㧗ຠ⋡࡞᥮Ẽᡭἲࡀὀ┠ࡉࢀ࡚࠸ࡿࠋᗋ྿ฟࡋ✵ㄪࡣࠊ⇕ࣉ࣮࣒ࣝ࡜ྠ᪉ྥ࡟⤥Ẽࡋ⨨᥮᥮Ẽࢆᙧᡂࡍࡿ㧗ຠ⋡᥮Ẽࡢ 1 ✀࡜ゝ࠺ࡇ࡜ࡀ࡛ࡁࠊᒃఫᇦࢆΎί
࡟ಖࡘࠋᗋ྿ฟࡋ✵ㄪ࡟ࡣ඲㠃ᗋ྿ฟࡋ 1) ࡸ᪕ᅇὶᆺᗋ
྿ฟࡋ 2) ➼ࡀ࠶ࡾࠊྛࠎࡢ᪉ᘧ࡟ࡘ࠸࡚ࡢ◊✲ࡣከࡃᏑᅾࡍࡿࠋࡋ࠿ࡋ࡞ࡀࡽࠊ」ᩘࡢᗋ྿ฟࡋ᪉ᘧࢆẚ㍑ࡋ
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ᗋ྿ฟࡋ 6))'6ZLUOLQJ)ORZ)ORRU'L൵XVHU ࠊỈᖹᗋ྿ฟࡋ
+))'+RUL]RQWDO)ORZ)ORRU'L൵XVHU ࡢᛶ⬟ࢹ࣮ࢱྲྀᚓࢆ┠ⓗ࡜ࡋࠊࡑࢀࡒࢀࡢ᥮Ẽ᪉ᘧ࡟ᑐࡋ࡚᥮Ẽ㔞ࢆኚ໬ࡉࡏࡿ
ᐇ኱ᐇ㦂ࢆ⾜ࡗࡓࠋᮏሗ࡛ࡣࠊ᥮Ẽ㔞ࢆኚ໬ࡉࡏࡓ㝿ࡢᗘศᕸཬࡧேయ⏤᮶ࡢởᰁ㉁⃰ᗘศᕸ࡟ࡘ࠸࡚ሗ࿌ࡍࡿࠋ ᐇ㦂ᴫせᐇ㦂タഛᐇ㦂ᐊࡢ᩿㠃ᅗࢆ Fig.1(a) ࡟♧ࡋࠊᐇ㦂✵㛫ࡢ࢔࢖ࢯ࣓
ᅗࢆ Fig.1(b) ࡟♧ࡍࠋᐇ㦂ᐊࡣ 2,400  3,800  2,200 mmࡢᐇ㦂✵㛫࡜ᗋୗࢳࣕࣥࣂ࣮ࠊ࿘㎶✵㛫࡟ࡼࡗ࡚ᵓᡂࡉࢀ
ࡿࠋCAV ࡟ࡼࡾ⤥Ẽ⣔⤫ࡣ 1,000 m3/hࠊ᤼Ẽ⣔⤫ࡣ 990 m3/h ࡟ไᚚࡉࢀᐊෆࢆ㝧ᅽ࡟ಖࡘࢡ࣮࣮࣒ࣜࣥࣝ࡜ࡋ࡚タィࡉࢀ࡚࠸ࡿࠋᐊෆ࡬ࡢ⤥Ẽࡣᗋୗ✵㛫ࢆ௓ࡋࡓᗋ྿ฟࡋ✵ㄪཬࡧኳ஭࢔ࢿࣔࡢ࠸ࡎ࠿࠿ࡽ⾜ࢃࢀࠊ᤼Ẽࡣ㸰ࡘࡢࣛ࢖ࣥᆺ᤼Ẽཱྀ࠿ࡽ⾜ࢃࢀࡿࠋࡇࡢ㝿⤥Ẽ⣔⤫ࡢ୍㒊ࢆࠊᐊෆ࡟౪⤥ࡍࡿ๓࡟᤼Ẽ⣔⤫࡟ྜὶࡉࡏࡿࡇ࡜࡛ᐊෆࡢ᥮Ẽ㔞ࢆኚ໬ࡉࡏࡿࠋࡲࡓᐇ㦂ᐊࡢ㒔ྜୖࠊᒁᡤ᤼Ẽࣇ࣮ࢻࡀኳ

00

Anemostat Diffuser

2,4

Fan CAV(990 m3/h)

COൢ:He = 5:3

Fan

Under Floor Air Supply
3,800 mm

Linear Exhaust
HeaterCAV
1,000 m3/h

He

300

CO₂

SupplyRoute1,100 mm1,200 mm
Human
simulator

2,200

HeaterExhaust
Route

300

2,500
2,200

Linear Exhaust
Anemostat Diffuser

HEPA
filterD 2XWOLQHRIH[SHULPHQWDOFKDPEHUV\VWHP)LJ([SHULPHQWDO5RRP

Under Floo
3,800 [mm]r Air Supply

E ,VRPHWLF9LHZ

4.38 NL/min 2.62 NL/min)LJ0HWKRGRI7UDFHU*DVV*HQHUDWLRQ

空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-16
7DEOH([SHULPHQW3DUDPHWHU

7DEOH7HPSHUDWXUH&RQGLWLRQV

Volume Flow Rate[m3 /h](Air Change Rate[/h])Air Supply Method

Flow Rate/Diffuser
3[m /h]

Standard Frow Rate3
/Diffuser[m /h]

Flow Rate3[m /h]TSATEA -TSA[Υ][Υ]

To u td o o r
>Υ@

-

-

120

20

4.47

24.47

Floor Supply Displacement Ventilation 120, 240, 360, 480(6, 12, 18, 24)

HFFD

Horizontal Flow type Floor Diffuser×6 120, 240, 360, 480(6, 12, 18, 24)

20*, 40*, 60, 80

45~90

240

20

2.24

22.24

SFFD

Swirling Flow type Floor Diffuser×4

30*, 60*, 90, 120

90~150

360

20

1.49

21.49

CAD

Ceiling Anemostat Diffuser×2

240~830

480

20

1.12

21.12

120, 240, 360, 480(6, 12, 18, 24)

120, 240, 360, 480(6, 12, 18, 24) 60*, 120*, 180*, 240*below Standard Flow Rate
600

FSDV

480

360

360

240

240

Pb
Pb

Pe
Wnb

Pe

Wsb

Pc

Wwb Wwc Wwa

Wsa

Pc

1,600

Pe
Pb

Pe
Pc

Pa

Pa

Pa

1,850

Pd

1,350
1,100
800

Pc

Anemostat Diffuser

500
100
Floor

1,700
1,400
1,100
850
600
300
100
Floor

COൢ Concentration

Breathable Carpet
D )6'9Pa~Pe

Ceilng2,100
2,000

Total : 17

Pd

Pb

Ceilng
2,100

Pd

Wsc

Pa

Linear Diffuser

2,200 mm

Wnc

Linear Diffuser

250 250 250 250 100

Indoor Measurement Points :Linear Diffuser

2,200 mm

Wea

Linear Diffuser

300

Web Wec(b)HFFD(c)SFFDG &$')LJ,PDJHVRI([SHULPHQWDO&RQGLWLRQV

25300 300 100 ×4D )6'90 120 240 360 480 600

Target Flow Rate [m๎/h]

300

0250 250

0 120 240 360 480 600

SA
EA

120

300

0

25
× 200 300
4

SA
EA

120

)LJ7DUJHWDQG0HVXUHG)ORZUDWH

Wna

Anemostat Diffuser

Linear Exhaust

CAD

100 400

600
480

Total : 8

Mesured Flow Rate [m๎/h]

FSDV

Temperature

Indoor Air(Temperature & COൢ Concentration)
Indoor Wall (Temperature)
Outdoor Wall (Temperature)

410 mm
220 mm
220 mm(b)HFFD(c)SFFDG &$')LJ/D\RXWVRI(DFK([SHULPHQWDO&RQGLWLRQDQG0HVXUHPHQW3RLQWVィ⟬ࡋࠊࡑࡢ㝿ࡢ᤼Ẽ ᗘࢆ࿘㎶ ᗘࡢ┠ᶆ್࡜ࡋࡓࠋ
஭௜㏆࡟Ꮡᅾࡍࡿࡀ᤼Ẽࡣ⾜ࡗ࡚࠸࡞࠸ࠋ
ܶ୉୅ 7HPSHUDWXUHRI([KDXVW $LU>ႏ]ࠉᐇ㦂ᐊ࡟ࡣ:ே࡛Ⓨ⇕ࡍࡿᶍᨃேయ஧యࢆ㓄⨨ࡋࡓࠋܶୗ୅ 7HPSHUDWXUHRI6XSSO\ $LU>ႏ]W
,QGRRU+HDW*HQHUDWLRQ>:@ (1)ேయཱྀ๓㸦ᗋୖ 1,100 mm㸧࠿ࡽேయ⏤᮶ࡢởᰁ㉁඲⯡ࢆᶍ‫ܥ‬୮6SHFLILF +HDW&DSDFLW\>-NJȉ.@ ߩ'HQVLW\ RI$LU>NJP @ ࡋࡓ &22 ࢺ࣮ࣞࢧ࣮࢞ࢫࢆⓎ⏕ࡉࡏࡿࠋࢺ࣮ࣞࢧ࣮࢞ࢫࡢQ
9HQWLODWLRQ5DWH>P V@Ⓨ⏕᪉ἲࢆ Fig.2 ࡟♧ࡍࠋ✵Ẽ࡜ྠẚ㔜࡟࡞ࡿࡼ࠺࡟ &22 ᥮Ẽ㔞࡟ࡘ࠸࡚࡜ He ࢆ  &22+H 1/PLQ ࡛ΰྜࡋࡓィ 7 ࠉᮏᐇ㦂࡛ࡣࠊᡭືࢲࣥࣃ࣮ࡢ㛤ᗘㄪ⠇࡟ࡼࡾ᥮Ẽ㔞ㄪᩚࢆ
1/PLQ ࡢ࢞ࢫࢆࣄ࣮ࢱ࣮࡟ࡼࡾ 30~35Υࡲ࡛ຍ⇕ࡋࡓᚋࠊ ⾜ࡗࡓࠋࡇࡢ᫬ࠊ2 ࡘࡢࣛ࢖ࣥᆺ᤼Ẽཱྀ┤ୗ࡛ &22 ࢆⓎ⏕ࡉࢫ࣏ࣥࢪࢆ௓ࡋᰁࡳฟࡋⓎ⏕ࡉࡏࡓࠋࡏ᤼Ẽ⃰ᗘཬࡧ⤥Ẽ⃰ᗘࢆ㝶᫬ ᐃࡋࡓࠋ ᐃ⤖ᯝ࡟ᇶ࡙ࡁ
7DEOH
࡟♧ࡍࠋ⤥Ẽ᪉ᘧ 4 ㏻ࡾ㸦඲㠃ᗋ ᘧ (2) ࡟♧ࡍ &22 ⃰ᗘ཰ᨭᘧ࠿ࡽ᤼Ẽ㔞ࢆィ⟬ࡋࠊ┠ᶆ᥮Ẽࠉᐇ㦂᮲௳ࢆ
྿ฟࡋ FSDVࠊỈᖹᗋ྿ฟࡋ HFFDࠊ᪕ᅇὶᆺᗋ྿ฟࡋ 㔞࡜୍⮴ࡉࡏࡓࠋࡋ࠿ࡋࠊ๓㏙ࡢ㏻ࡾᐇ㦂ᐊࡣ㝧ᅽ࡟ಖࡘࡼ
SFFDࠊኳ஭࢔ࢿࣔ྿ฟࡋ CAD) ࡟ᑐࡋ࡚᥮Ẽ㔞ࢆ 4 ㏻ࡾ ࠺タィࡉࢀ࡚࠾ࡾ₃ẼࡀⓎ⏕ࡍࡿࠋࡑࡇ࡛ࠊྛ᥮Ẽ㔞࡟࠾࠸࡟ኚ໬ࡉࡏࡓࠋᮏሗ࡛ࡣࠊ᥮Ẽ㔞ࢆኚ໬ࡉࡏࡓ㝿ࡢᗋ྿ฟ ࡚⤥Ẽࢲࢡࢺෆ࡟࡚ &22 ࢆⓎ⏕ࡉࡏࠊྠᵝ࡟⃰ᗘ཰ᨭ࠿ࡽ⤥ࡋ✵ㄪࡢᇶᮏᛶ⬟ࡢᢕᥱࢆ┠ⓗ࡜ࡋࠊ⾲୰ࡢ * ࡛♧ࡍ᮲௳ Ẽ㔞ࢆ⟬ᐃࡍࡿࡇ࡜࡛₃Ẽ㔞ࢆ☜ㄆࡋࡓࠋྛ┠ᶆ᥮Ẽ㔞࡟࠾࡟࠾࠸࡚ࡣࢹ࢕ࣇ࣮ࣗࢨࡢᶆ‽㢼㔞ࢆୗᅇࡿࠋࡲࡓࠊᐇ㦂 ࡅࡿᐇ㦂᫬ࡢ᤼Ẽ㔞࡜⤥Ẽ㔞ࡢ⟬ᐃ⤖ᯝࢆ Fig.3 ࡟♧ࡍࠋ⤖⤥Ẽࡣ඲᮲௳20Υ࡛⾜࠸ࠊ ᯝ࡜ࡋ࡚᭱኱ 50 m3/h ௨ෆࡢ₃Ẽࡀࡳࡽࢀࡓࡀࠊᮏሗ࡛ࡣ᤼᫬ࡢ ᗘ᮲௳ࢆ 7DEOH ࡟♧ࡍࠋᐊෆእ࡟࠾ࡅࡿ⇕㈏ὶࡀ࡞࠸᮲௳ࢆ᝿ᐃࡋࠊᐊ࿘㎶ ᗘࡀ Ẽ㔞ࢆᐊ᥮Ẽ㔞࡜ࡋ࡚ྲྀࡾᢅ࠺ࠋ᤼Ẽ ᗘ࡜➼ࡋࡃ࡞ࡿࡼ࠺࡟ ᗘไᚚࢆ⾜ࡗࡓࠋᐊෆⓎ⇕ܳ ([KDXVW $LUIORZ5DWH 6XSSO\$LUIORZ5DWH >P /h]‫* ܯ‬HQHUDWLRQ5DWHRI&2 >P /h](2)
:㸦ேయ :ࠊ࢞ࢫࣄ࣮ࢱ࣮࣭ᐇ㦂ᶵჾ :㸧࡟࠾‫ܥ‬EA &2 &RQFHQWUDWLRQRI([KDXVW $LU>]‫ܥ‬SA &2 Concentration RI6XSSO\$LU 2XWGRRU$LU >]ࡅࡿ㈏ὶࡀ࡞࠸ሙྜࡢ⤥᤼Ẽ ᗘᕪࡢ⌮ㄽ್ࢆᘧ (1) ࡼࡾ
3

3

3

2

2

2

3

空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-16
2000

2000
1,700

1500

1000 1,100

1000

500

500

FSDV

100

0

0

1

2
3
ǻT[ႏ]

4

1,100

0

1

Height[mm]

100

HFFD

2
3
ǻT[ႏ]

4

1,100

2
3
ǻT[ႏ]

1,100

100

2

3
ǻT[ႏ]

5

0

240

100

0

1

2

3

4

1,100

FSDV : Floor Supply Displacement Ventilation
HFFD : Horizontal Flow Type Floor Diffuser
SFFD : Swirling Flow Type Flow Diffuser
CAD : Ceiling Anemostat Diffuser

Ventilation Rate100

0120 m๎/h
240 m๎/h
360 m๎/h
480 m๎/h

2.0
1.6
1.2
0.8
0.4
0.0
-0.4

4

5

1,700
1,100

1000
500

0

5

100

2
3
ǻT[ႏ]

1500

1

2

3
ǻT[ႏ]

360
4

100

0
5

ǻT[ႏ]
(e)120 m3/h(f)240 m3/h(g)360 m3/h
)LJ7HPSHUDWXUH'L൵HUHQFHIURP6XSSO\$LUǻ7 $YHUDJHGE\3Da3H

Air Supply Method

1

G &$'

500

0
4

5

2000

1000

500

120

4

1,700

1500

1000

500

1

1

CAD

0

(c)SFFD

1500

0

0

1,700

1500

0

SFFD

100

2000

1,700

1,100

1000
500

0

5

2000

2000

1,700

1500

1,100

1000

(b)HFFDD )6'9

1000

1500

500

0
5

2000
1,700

[ ]

1500

1,700

[ ]

Height[mm]

2000

2.0
1.6
1.2
0.8
0.4
0.0
-0.4

0

1

2
3
ǻT[ႏ]

480
4

5

(h)480 m3/hྛ᥮Ẽ᪉ᘧ࣭ ᐃᴫせ
120
240
360
480
120
240
360
480
ࠉᐇ㦂ᴫᛕᅗࢆ Fig.4 ࡟♧ࡍࠋFSDV ࡛ࡣ㟼✜࡞ࣆࢫࢺࣥ
Ventilation Rate[m๎/h]Ventilation Rate[m๎/h]ࣇ࣮ࣟ࡟ࡼࡿ⨨᥮᥮ẼࠊHFFD ࡛ࡣỈᖹ᪉ྥ࡟⤥Ẽࡋࡓᚋ(a)1700-100 mm(Standing)(b)1100-100 mm(Stting))LJ9HUWLFDO7HPSHUDWXUH'L൵HUHQFHEHWZHHQ+HDGDQG$QFOH
ࡢᾋຊ࡟ࡼࡿ⨨᥮᥮Ẽࢆ᝿ᐃࡋ࡚࠸ࡿࠋࡲࡓࠊSFFD ࡛ࡣྜࡋ࡚࠸ࡿࡇ࡜ࡀண᝿ࡉࢀࡿࠋḟ࡟ࠊFig.6(e~h) ࠿ࡽ᥮Ẽ஘ࢀࡢ኱ࡁ࠸ẼὶሙࠊCAD ࡛ࡣ୍⯡ⓗ࡞ΰྜ᥮Ẽࢆ᝿ᐃ㔞ࡈ࡜ࡢ⤖ᯝ࡟ࡘ࠸࡚ሗ࿌ࡍࡿࠋ120, 240 m3/h ࡢ᮲௳࡛ࡣ
ࡋ࡚࠸ࡿࠋྛ᥮Ẽ᪉ᘧ࡟࠾ࡅࡿᐇ㦂ᐊ௙ᵝཬࡧ ᐃⅬࢆ
Fig,5 ࡟♧ࡍࠋᐊෆࡢ Pa~Pe ࡢ࣏࣮ࣝ ᐃⅬ࡟࡚✵Ẽ ᗘ
FSDVࠊHFFDࠊSFFD ࡟࠾࠸࡚⤯ᑐ್ࡢᕪ␗ࡣ࠶ࡿࡀྠᵝཬࡧ &22 ⃰ᗘࡢ㖄┤ศᕸࢆ ᐃࡋࠊ:QDa:VF ࡢᐊෆእ⾲ࡢ ᗘᡂᒙࢆᙧᡂࡍࡿࡇ࡜ࡀศ࠿ࡿࠋP3/h ࡢ᮲௳㠃࡟࡚ቨ㠃 ᗘࢆ ᐃࡋࡓࠋ࡞࠾࣏࣮ࣝ ᐃⅬ࡟㛵ࡋ࡚ࠊ ࡛ࡣࠊFSDV ࡜ HFFD ࡣྠᵝࡢ ᗘᡂᒙࢆᙧᡂࡋࠊSFFD
FSDV ཬࡧ CAD ࡣྠࡌ఩⨨࡛ ᐃࡋࠊHFFD ཬࡧ SFFD
࡜ CAD ࡣྠᵝ࡟ᆒ୍࡞ ᗘศᕸࢆᙧᡂࡋ࡚࠸ࡿࠋ
࡛ࡣࢹ࢕ࣇ࣮ࣗࢨ┤ୖࢆ㑊ࡅ ᐃࡋࡓࠋࠉ❧఩࡜ᗙ఩࡟࠾ࡅࡿ㊊ඖ࡜㢌㒊ࡢୖୗ ᗘᕪࡢ⤖ᯝࢆ
Fig.7 ࡟♧ࡍࠋ❧఩࣭ᗙ఩࡝ࡕࡽࡢ᝿ᐃ࡟࠾࠸࡚ࡶୖୗ
ᗘᕪࡣ඲᮲௳ 2 Υ௨ෆ࡛࠶ࡾࠊ$6+5$(6WDQGDUG3) ࡢ♧⤖ᯝ࣭⪃ᐹࡍୖୗ ᗘᕪࡢᇶ‽㸦❧఩㸸4 Υ௨ෆࠊᗙ఩㸸3 Υ௨ෆ㸧 ᗘ ᐃ⤖ᯝࢆ‶ࡓࡍࠋࡲࡓᗋ྿ฟࡋ✵ㄪ࡟࠾࠸࡚ࠊ᥮Ẽ㔞ࡢቑຍ࡟క
ࠉFig.6 ࡟ ᐃ ᗘ࠿ࡽ⤥Ẽ ᗘࢆᕪࡋᘬ࠸ࡓ್ࡢ⤖ᯝࢆ♧ࡍࠋ࡞࠾ࠊ࣏࣮ࣝ ᐃⅬ Pa~Pe 㛫࡛኱ࡁ࡞ᕪ␗ࡣぢ࠸ୖୗ ᗘᕪࡣᑠࡉࡃ࡞ࡾ ⇕⎔ቃࡣྥୖࡍࡿࠋ
ࡽࢀ࡞࠿ࡗࡓࡓࡵ Pa~Pe ࡢᖹᆒ್ࢆ♧ࡋ࡚࠸ࡿࠋࡲࡎࠊ
&2 ⃰ᗘࠊᒃఫᇦࡢởᰁ㉁㝖ཤຠ⋡
Fig.6(a~d) ࠿ࡽ᥮Ẽ᪉ᘧࡈ࡜ࡢ⤖ᯝ࡟ࡘ࠸࡚ሗ࿌ࡍࡿࠋ ࠉFig8 ࡟ ᐃ⃰ᗘ࡜⤥Ẽ⃰ᗘࡢᕪࢆ᤼Ẽ⃰ᗘ࡜⤥Ẽ⃰ᗘࡢ
CAD ࡣᆒ୍࡞ ᗘศᕸࢆᙧᡂࡋࠊΰྜ᥮Ẽࡀ⾜ࢃࢀ࡚࠸ᕪ࡛つ‽໬ࡋࡓ &22 ⃰ᗘࡢ㖄┤ศᕸࢆ♧ࡍࠋ࡞࠾ࠊⓎ⏕※ࡢᙳ㡪ࢆ኱ࡁࡃཷࡅࡿேయ㛫ࡢ ᐃⅬ Pe ࢆ㝖࠸ࡓ Pa~Pdࡿࡇ࡜ࡀศ࠿ࡿࠋFSDVࠊHFFD ࡛ࡣ᥮Ẽ㔞࡟㛵ࢃࡽࡎࡢᖹᆒ್࡛࠶ࡿࠋFig.8(a~d) ࠿ࡽ᥮Ẽ᪉ᘧࡈ࡜ࡢ⤖ᯝ࡟ࡘᗘᡂᒙࡀ☜ㄆࡉࢀࡿࡀࠊ᥮Ẽ㔞ࡀ኱ࡁࡃ࡞ࡿ࡟ࡘࢀᆒ୍࡞
࠸࡚⪃ᐹࡍࡿࠋCAD ࡟࠾࠸࡚つ‽໬⃰ᗘࡣᖖ࡟ 1 ௜㏆࡛
ᗘศᕸ࡟㏆࡙ࡃࡇ࡜ࡀࢃ࠿ࡿࠋ୍᪉ SFFD ࡛ࡣࠊ᥮Ẽ㔞
3
࡛ࡣ ᗘᡂᒙࡀ☜ㄆ࡛ࡁࡿࡀࠊ ࠶ࡾࠊΰྜ᥮Ẽࡀ࡞ࡉࢀ࡚࠸ࡿࠋFSDV ࡟࠾࠸࡚ᖖ࡟㧗ࡉࡀᑠࡉ࠸᮲௳
㸦120 , 240 m /h㸧ࡑࢀ௨ୖࡢ᥮Ẽ㔞࡟࠾࠸࡚ࡣᆒ୍࡞ ᗘศᕸࢆᙧᡂࡋΰ
1500 mm ௨ୖ࡛⃰ᗘቃ⏺㠃ࡀᙧᡂࡉࢀຠᯝⓗ࡟⨨᥮᥮Ẽ空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-16

Height[mm]

2000

2000

2000

2000

1500

1500

1500

1000

1000

1000

1000

500

500

500

500

1500
Breathing Zone

FSDV

0
0.0

0.5

1.0

1.5

HFFD

0

2.0

0.0

0.5

1.5

0.0

2.0

0.5

Normalized CO๗ Concentration[-]D )6'9Height[mm]

1.0

SFFD

0

(b)HFFD

1.0

1.5

0.0

2.0

2000

2000

1500

1500

1500

1500

1000

1000

1000

1000

500

500

500

500

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

240

0
0.0

0.5

1.0

1.5

360

0
0.0

2.0

0.5

1.0

1.0

1.5

2.0

G &$'

2000

120

0.5

(c)SFFD

2000

0

CAD

0

1.5

480

0

2.0

0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

Normalized CO๗ Concentration[-](f)240 m3/h(g)360 m3/h
Fig.8 Normalized CO2 &RQFHQWUDWLRQ $YHUDJHGE\3Da3G

FSDV : Floor Supply Displacement Ventilation
HFFD : Horizontal Flow Type Floor Diffuser
SFFD : Swirling Flow Type Flow Diffuser
CAD : Ceiling Anemostat Diffuser

120 m๎/h
240 m๎/h
360 m๎/h
480 m๎/h(h)480 m3/h

1,000
100
10
1

[-]

Ventilation Rate

Air Supply Method[-](e)120 m3/h

7
6
5
4
3
2
1
0

ࡀ⾜ࢃࢀ࡚࠸ࡿࡇ࡜ࡀࢃ࠿ࡿࠋHFFD ࡛ࡣࠊFSDV ྠᵝ࡟
0
120
240
360
480
120
240
360
480
⃰ᗘቃ⏺㠃ࡀ☜ㄆ࡛ࡁ⨨᥮᥮Ẽࡀᙧᡂࡉࢀࡿࡶࡢࡢࠊ᥮Ẽ
Ventilation Rate[m3/h]
Ventilation Rate[m3/h]㔞ࢆቑࡸࡍ࡟ࡘࢀᒃఫᇦࡢつ‽໬⃰ᗘࡣୖ᪼ࡋୗ㝆ὶࡢᙳ
D /RJ$[LV
E 1RUPDO$[LV ZLWKRXW)6'9
㡪ࡀ♧၀ࡉࢀࡿࠋSFFD ࡟࠾࠸࡚ࡣ᥮Ẽ㔞 120 m3/h ࡢ᮲௳ )LJ&RQWDPLQDQW5HPRYDO(൵HFWLYHQHVVLQ2FXSLHG=RQHİ2=ࡢࡳ⃰ᗘቃ⏺ࡀ☜ㄆ࡛ࡁࡿࡀࠊ᥮Ẽ㔞ࡢቑຍ࡟క࠸ởᰁ㉁㔞࡟ࡼࡾẼὶᛶ≧ࡀኚ໬ࡋ࡞࠸୍᪉࡛ࠊHFFD ࡸ SFFD
Fig.8(e~h)࠿ࡽ᥮Ẽ㔞ࡈ࡜࡟ྛ᥮Ẽ᪉ᘧ⃰ᗘࡣୖ᪼ࡍࡿࠋ
࡛ࡣỈᖹ᪉ྥࡢ㢼㏿ࡸኳ஭ࡲ࡛฿㐩ࡍࡿ྿ฟࡋẼὶ࡟ࢆẚ㍑ࡍࡿࠋ᥮Ẽ㔞 120 m3/h ࡟࠾࠸࡚ࡣࠊ3 ࡘࡢᗋ྿ฟࡋ
ࡼࡾᐊෆẼὶ࡟஘ࢀࡀ⏕ࡌࡿࡓࡵ࡜⪃࠼ࡽࢀࡿࠋ
✵ㄪ࡟࠾࠸࡚ྠ➼ࡢ⨨᥮᥮Ẽᛶ⬟ࢆ᭷ࡍࡿࡇ࡜ࡀศ࠿ࡿࠋ
HFFDࠊ
HSSD࡛ࡣ᥮Ẽ㔞ࡢቑຍ࡟క࠸つ‽໬⃰ᗘࡣୖ᪼ࡋࠊ  ࡲ࡜ࡵ
3
480 m /h ࡢ᮲௳࡟࠾࠸࡚ SFFD ࡣΰྜ᥮Ẽࢆᙧᡂࡍࡿࠋ
ࠉ3 ࡘࡢᗋ྿ฟࡋ✵ㄪ࡟࠾࠸࡚᥮Ẽ㔞ࢆቑຍࡉࡏࡓᙳ㡪ࢆࠉḟ࡟ᘧ (3) ࠿ࡽᐃ⩏ࡍࡿᒃఫᇦෆ ( ᐃ㧗ࡉ PP ௨௨ୗ࡟ࡲ࡜ࡵࡿࠋ ⇕⎔ቃࡣࠊ3 ࡘࡢᗋ྿ࡁฟࡋ✵ㄪ࠸ࡎୗ ) ࡢởᰁ㉁㝖ཤຠ⋡ İ2= ࡢ⟬ᐃ⤖ᯝࢆ Fig.9 ࡟♧ࡍࠋࠉࢀࡶྥୖࡍࡿࠋFSDV ࡛ࡣࠊởᰁ㉁㝖ཤຠ⋡ࡶྥୖࡍࡿ
ࡀࠊHFFD ࡛ࡣẼὶ࡟஘ࢀࡀ⏕ࡌ⨨᥮᥮Ẽᛶ⬟ࡣపୗࡍࡿࠋ
ߝܱܼ $LU4XDOLW\,QGH[$YHUDJHG LQ2FFXSLHG=RQH>]‫ܥ‬EA &2 &RQFHQWUDWLRQRI([KDXVW $LU>](3)
SFFD ࡛ࡣᐃ᱁㢼㔞௨ୗࡢప᥮Ẽ㔞࡟࠾࠸࡚⨨᥮᥮Ẽࢆᙧ‫ܥ‬SA &2 Concentration RI6XSSO\$LU>]‫& ܼܱܥ‬2 &RQFHQWUDWLRQ$YHUDJHGLQ2FFXSLHG=RQH>]ᡂࡍࡿࡀࠊ᥮Ẽ㔞ࡀቑຍࡍࡿ࡜ΰྜ᥮Ẽࢆᙧᡂࡋởᰁ㉁㝖
İ2= ࡣᒃఫᇦ࠿ࡽࡢởᰁ㉁ࡢ㝖ཤᛶ⬟ࢆ⾲ࡋ್ࡀ኱ࡁ
ཤຠ⋡ࡣపୗࡍࡿࠋ௒ᚋࡣ HFFDࠊSFFD ࡢ᥮Ẽᛶ⬟࡟ᙳ࠸࡯࡝㝖ཤᛶ⬟ࡀ㧗ࡃࠊΰྜ᥮Ẽ࡛ 1 ࢆ♧ࡍࠋFig.10 ࠿ࡽࠊ 㡪ࡍࡿẼὶ≉ᛶ࡟ࡘ࠸᳨࡚ウࡀᚲせ࡛࠶ࡿࠋFSDV ࡛ࡣ᥮Ẽ㔞ࡢቑຍ࡟క࠸ İ2= ࡢ್ࡣቑຍࡋởᰁ㉁ㅰ㎡࡞࠾ᮏ◊✲ࡣࠊ⛉◊㈝ᇶ┙◊✲ % + ࡢຓᡂࢆཷࡅࡓࡶࡢ࡛࠶ࡿࠋ
ࡢ㝖ཤຠ⋡ࡣྥୖࡍࡿࠋ୍᪉ HFFDࠊSFFD ࡛ࡣ İ2= ࡢ್ཧ⪃ᩥ⊩ࡣῶᑡࡋࠊởᰁ㉁㝖ཤᛶຠ⋡ࡣపୗࡍࡿࠋ
1) ⛅ඖᏕஅ , 㔝㒊㐩ኵ , ⏣㎶᪂୍ , ᮌᮧᘓ୍ : ඲㠃ᗋ྿ฟࡋ⨨᥮✵ㄪࢩࢫࢸ࣒ࡢᐊෆ⇕⎔ቃཬࡧ᥮Ẽᛶ⬟࡟㛵ࡍࡿᐇ㦂◊✲ , ᪥ᮏᘓ⠏Ꮫ఍ィ⏬⣔ㄽᩥ㞟➨ 409 ྕ ࠉ௨ୖࡢࡇ࡜࠿ࡽ᥮Ẽ㔞ࡢቑຍ࡟క࠸ࠊHFFD ࡟࠾࠸2) ᑠᑎၨ⁠ , ⏥㇂ᑑྐ , ᒣ୰ಇኵ , ᮧᒣ㡰Ꮚ : ᗋ྿ฟࡋᆺ⨨᥮᥮Ẽࢩࢫࢸ࣒࡟㛵ࡍ࡚⨨᥮᥮Ẽᛶ⬟ࡀపୗࡋࠊSFFD ࡟࠾࠸࡚⨨᥮᥮Ẽࡀᙧࡿᇶ♏ⓗ◊✲ : ( ࡑࡢ 5) ᪕ᅇὶᆺ྿ฟࡋཱྀࢆ᭷ࡍࡿᐊ࡟࠾ࡅࡿởᰁ≀⃰ᗘࡢィ⟬ ,ᡂࡉࢀ࡞ࡃ࡞ࡾởᰁ㉁ࡢ㝖ཤຠ⋡ࡣపୗࡍࡿࠋࡇࢀࡣࠊ ✵Ẽㄪ࿴࣭⾨⏕ᕤᏛ఍㏆␥ᨭ㒊Ꮫ⾡◊✲Ⓨ⾲ㄽᩥ㞟 
 $6+5$(6WDQGDUG7KHUPDO(QYLURQPHQWDO&RQGLWLRQVIRU+XPDQ2FFXSDQF\ $PHULFDQ
FSDV ࡛ࡣ㟼✜࡞ࣆࢫࢺࣥࣇ࣮ࣟࢆᙧᡂࡍࡿࡓࡵ᥮Ẽ
6RFLHW\RI+HDWLQJ5HIULJHUDWLRQDQG$LU&RQGLWLRQLQJ(QJLQHHUV $WODQWD*$86$
222

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学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-17

診察室における感染予防対策としての局所換気システムの性能評価に関する研究（その 10）各種床吹き出し方式における感染リスク評価
Performance of Local Exhaust System as Prevention Measure of Infection in Consulting Room(Part 10) Infection Risk Evaluation in Various Underﬂoor Air Supply Systems

Jun YOSHIHARA*1

Toshio YAMANAKA*1 Narae CHOI*2 Tomohiro KOBAYASHI*1

Haruna Yamasawa*1 Noriaki KOBAYASHI*1 Hisako NAGATA*3 Shigeru OKAMOTO*3
Saori YASUI*3 Kazuki SUGITA*3 Aoi FIJIWARA*1*1 Osaka University *2 Toyo University *3 Tohata Architects&Engineers.Inc., Member
This research introduces a local exhaust ventilation system for a close-distance conversation in order to reduce the riskof airborne-transmitted infections, ex, SARS-CoV-2 virus, in a consulting room of hospitals. In this paper, an experiment
about ventilation rate and ventilation method was carried out. We compared four diﬀerent ventilation methods: FloorSupply Displacement Ventilation (FSDV), Horizontal Flow type Floor Diffuser (HFFD), Swirling Flow type Floor
Diﬀuser (SFFD), and Ceiling Anemostat Diﬀuser (CAD).
はじめに

1. 実験概要
1.1 実験設備
Fig.1

1.2 実験条件・測定点
Fig.2

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A-17

Fig.3
Table 1

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A-17

Fig.4

Table 2

Fig. 5

2. 結果・考察
2.1 CO2 規準化濃度の鉛直分布
Fig. 6

(6-a)

(6-d)

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A-17

C

Fig. 7-c, 7-d

(6-e)

(6-h)

t

t
t

3. まとめと今後の展望

(6-i)

(6-l)

謝辞
なお、本研究は、科研費基盤研究 (B)21H01492 を受けたものである。
参考文献

2.2 フードのトレーサーガス捕集率及び医者（対面者）の口前規準化濃度から計算される感染リスク評価
Fig. 7-aFig. 7-b

CndC1) REHVA : COVID-19 guidance document version 4,2021
2) 吉原隼、山中俊夫、小林知広、崔ナレ、小林典彰、張靭 : 診察室における感染予防対策としての局所換気システムの性能評価に関する研究 ,( その 4）
CFD 解析及び実大模型実験による会話飛沫核に伴う対面感染リスクに関する検討 , 空気調和 ・衛生工学会大会学術研究発表会論文集 {2022.9.14 ～ 16（神戸）},pp 85-88
3) 小森美晴、山中俊夫、小林知広、崔ナレ、小林典彰： 横風気流下における
局所排気装置の汚染物捕集性能に関する研究 ( その 2) フード形状及び汚染源の発熱の有無が汚染物捕集性能に及ぼす影響 , 日本建築学会大会学術講演梗概
集 ,pp1453-1454,2021.9
4) 藤原碧海、山中俊夫、小林知広、崔ナレ、小林典彰、吉原隼 : 診察室における感染予防対策としての局所換気システムの性能評価に関する研究 ,（その8）異なる床給気方式におけるトレーサーガスを用いた飛沫核感染リスク評
価 , 空気調和 ・衛生工学会大会学術研究発表会論文集 {2023.9（福井）}E-40

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A-18

オフィスにおける天井給気型置換換気の換気性能に関する研究（その 5）冬期外皮負荷が室内温度・濃度分布に与える影響について
Performance of Ventilation with Ceiling-supplied Displaced Ventilation in Office(Part 5) Influence of Heat Transfer through Building Envelope on Average Temperature andConcentration Distribution of the Room in Winter〇加藤稜也 ( 大阪大学 )

山澤

春菜

石川

慎之助

( 大阪大学 )( 大阪大学 )荒川

武士

Ryoya KATO

*1

山中

俊夫

( 大阪大学 )崔

ナレ( 東洋大学 )小林知広( 大阪大学 )小林典彰( 大阪大学 )松井伸樹( ダイキン工業 ( 株 ))岡本哲也

( ダイキン工業 ( 株 ))( ダイキン工業 ( 株 ))矢本

( ダイキン工業 ( 株 ))勇樹

Toshio YAMANAKA*1 Narae CHOI*2 Haruna YAMASAWA*1

Tomohiro KOBAYASHI*1 Noriaki KOBAYASHI*1 Shinnosuke ISHIKAWA*1
Nobuki MATSUI*3 Tetsuya OKAMOTO*3 Takeshi ARAKAWA*3 Yuki YAMOTO*3*1

Osaka University *2Toyo University *3Daikin Industries LTD

In this study, we propose ceiling-supplied displacement ventilation as a new displacement ventilation system toimprove design and construction issues of conventional displacement ventilation systems. In the previous report, thebasic performance of this ventilation system was investigated, but the heat transfer through building envelope was notconsidered. In this paper, we report the results of a full-scale experiment to investigate the influence of the heat transfer
through building envelope in winter on the indoor temperature and concentration distribution.
スとした。この混合ガスを 5 体の模擬人体の口（高さ1,100 mm）において、スポンジを通して計 4.8 NL/min
発生させた。天井の 25 mm × 580 mm のスリット状排気口 12 箇所を通り、天井裏の排気チャンバーから排気した。外皮負荷は、仮想外気室に循環型温度制御装置（AP-1500MV-E1、オリオン機械（株））をダクトにより
700

1800

1800

Wi

Wh

Wg

Pa

Pe

Pc

HEPA filter
AHU
Wl

Wa

1350

A

Inlet

Exhaust slit

1100

Wb
Wc

Wk
Pb

Pf

1650

(a) Dimensions

We

AHU
Wj

Wf

(a) Floor plan
Outlet

Inlet

Exhaust chamber
Person simulator
PC simulator
1300
350

250 65

Wd

460

Dimensions in [mm]PdSupply chamber

150 65

A’

120
50

1350

950

Circulation type temperature control unit
Air circulator
Outdoor chamber

Dimensions in [mm]Fig. 1 Concept of Ceiling-supplied DV with downward airflow

600

700 380

600

N

2770

はじめに
本研究では、従来型置換換気の課題である設計・施工面の難易度の高さを改善するため、天井給気型置換換気方式を提案し、実大実験・CFD 解析によってその有効性を検討する。既報 1) では実大実験により本換気方式の基礎的な換気性能を検討したが、外皮負荷は考慮されていない。そこで、本報では冬期外皮負荷を考慮した実大実験を行い、外気で冷却された壁面によって形成される下降気流（Fig. 1 参照）が室内温度・濃度
分布に及ぼす影響について検討した結果を報告する。
1. 実験概要
1.1 実験方法
実験は Fig. 2 に示す大阪大学人工気候室にて、一般的なオフィスを想定して行った。Fig. 3 に示す給気口より、Table 1 に示す給気条件で室の天井中心付近から鉛直下向きに給気した。発熱源は 75 W/ 体の模擬人体を 5
体、50 W/ 台の模擬 PC を 5 台設置した。汚染質は CO2を使用し、人の呼気を再現するため空気と同比重になる
よう CO2 と He を 5 : 3 で混合したガスをトレーサーガ(b) A-A' Cross-section
Fig. 2 Plan of the chamber(b) PhotoFig. 3 Supply diffuser
Table 1 Supply air
conditions
V [m3/h] u [m/s] I [%]
750
600
400

1.32
1.05
0.76

2.22
1.76
1.11

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学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-18
500

Case 750-W-10
Case 600-W-10
Case 400-W-10
Case 750-F-10
Case 600-F-10
Case 400-F-10
Case 750-F-5
Case 600-F-5
Case 400-F-5
Case 750-N-0
Case 600-N-0
Case 400-N-0

Table 2 Experimental conditions
Assumed condition
WindowV
qtotalCCts
towindowwall[m³/h] condition[W][W/m²･K] [W/m²･K] [℃] [℃]
750 Waist-high
600
0.33
21.6
-530
Window
400
750
600
3.33
21.8 1.8
-690
Full
400
750
Height
600
-345
400
750
600
400

Actual experimental condition

Cwindow'

Cwall'

ts'[W/m²･K] [W/m²･K] [℃]
17.2
0.69
16.8
16.0
17.2
16.6
15.6
17.6
15.0
14.0
15.2
12.5
15.3
14.7

to'

[℃]
7.5
8.7
6.8
7.7
8.4
7.1
10.1
9.0
10.0
14.6
17.0
17.0

ts'-to'
[℃]
9.7
8.1
9.2
9.5
8.2
8.5
4.9
5.0
5.2
-2.1
-1.7
-2.3

800

2770

接続し、仮想外気室内に冷気を送風するとともに、仮想
Target chamber
IndoorCenter of diff
Wall
Outdoor chamber
外気室内をサーキュレーターで攪拌して再現した。
Temp.
CO2
Temp.
Temp
1.2 実験条件
2770
2770
2770
2760
2730
2730 2600
2600
実験条件を Table 2 に示す。計 12 条件実施し、条件
2700
2400
2400
2400
名は「Case 給気量 - 窓条件 - 想定した実験室と仮想外
2100
2100
2080
2000
1900
気室との温度差」とした。Case V-F-10 では冬期の東
1700
1700
1600
1560
Polystyrene foam
1500
1500
京を想定し、建築設備設計基準 2) から外気温度は 1.8℃
1300
1300
1200
1100
1100
1040
とした。室内温度は温度勾配を形成すると仮定してモ
900
800
700
700
600
デルを用いて温度分布を予測したが、その際に基準と
520
100
400
400
80
300
300
2)
60
200
した高さ 900 mm での温度を建築設備設計基準 から
10
40
100
40
0
0
0
0
20
22℃とした。壁面外皮負荷 qK（式 (2) 参照）は熱コン
Pa ~ Pf Pa ~ Pf Wa ~ Wl
Dimensions in [mm]Dimensions in [mm]ダクタンスが 0.33 [W/m2･K] の壁面を想定して算出し、Fig. 4 Dimensions of waist-highFig. 5 measuring points
window condition
ガラス面外皮負荷 qG（式 (3) 参照）は Low-e ガラス +1.3 測定概要
透明ガラス 6 mm の複合ガラスの窓が西南西に面して
本実験では、Fig. 5 に示す測定点で温度と CO2 濃度
いるとして算出した。なお、算出の際に用いた室内温を測定した。温度測定には T 型熱電対を用い、室内度はモデルを用いて予測した温度分布から求めた平均温度は Pa ~Pf、壁面温度は Wa ~Wl で測定した。また、値を用いた。全面窓条件では高さ 0 ~ 2,770 mm での平室内の CO2 濃度測定には CO2 データロガー（RTR均温度 tF を、腰窓条件においては腰壁部分（高さ 0 ~576、（株）T&D）を用い、Pa ~Pf で測定した。給排気
800 mm）での平均温度 tL と窓部分（高さ 800 ~ 2770mm）での平均温度 tU を用いた。得られたガラス面外皮の CO2 濃度測定には CO2 濃度測定器（GM70PUMP、負荷を実験室において再現するために必要な仮想外気
ヴァイサラ（株））を用いた。測定間隔は 30 秒とし、室の温度と給気温度の差 ts - to を算出し、実験室におい定常後 30 分間の平均値を結果として用いた。
2. 実験結果てガラス面外皮負荷を再現した。その後、
腰窓条件
（Case
Fig. 6 に Case 750-F-10 の条件における空気温度と壁V-W-10）では壁面外皮負荷を再現するため、Fig. 4 の面温度の比較を示す。比較には各空気温度測定点から近ように実験室の北側壁面の下部（0 ~ 800 mm）にスタい壁面測定点 2 ～ 3 点の結果を用いている。結果から、イロフォームを十分密着させて設置し、qK が想定室と仮想外気室と実験室の間の北側壁面（Wg、Wh、Wi）
等しくなるよう厚みを調整した。また、Case V-F-5 ででは空気温度と壁面温度の差が大きく、東・南・西面では外皮負荷を半減させ、Case V-F-10 での ts' - to' を約10℃、Case V-F-5 での ts' - to' を約 5℃とした。
は空気温度と壁面温度の差がほとんど見られなかった。
このことから、本実験では想定通り実験室北側壁面にて(1)
冬期外皮負荷を再現できており、その他の壁面では外皮※ Full Height の場合は qK = 0
負荷が発生していないことが示された。Fig. 7 に Case(2)
V-F-10 の条件における各測定点での鉛直濃度分布を示(3)す。結果から、全測定点で濃度境界面を形成しづらく※ 全面窓条件のとき t = tF 、腰窓条件のとき t = tLなっていることが分かる。特に北側壁面に近い測定点

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A-18（Pa、Pc、Pe）で は、そ の 他 の 測 定 点（Pb、Pd、Pf）に比べて濃度分布が悪化する傾向が見られ、冬期外皮負荷による下降気流が室内濃度分布に大きな影響を及ぼしていると考察される。
2.1 冬期外皮負荷の大きさによる違い
Fig. 8 に各給気量において冬期外皮負荷条件を変化させた結果を示す。全条件において冬期外皮負荷が大きくなるほど室下部の濃度分布が悪化したが、規準化濃度は 1 以下となっており、冬期外皮負荷が存在する際でも天井給気型置換換気は混合換気よりも高い換気性

2000

Pa

1000
500
0

Wa

Wi
-5

-3

-1 0 13500

Height [mm]Height [mm]

1000

Wb
Pb

0
-1 0 1

1000
0

5

2770
2500

2770
2500
1500

Pe

1500

Wh

500

Temperature difference
from supply airflow [℃]（1）Pa,Wa,Wi

2000

Wg

2000

Wc
3

Wd

1000
500

Temperature difference
from supply airflow [℃]（4）Pb,Wb,Wc-1 0 1

3

2770
2500

We

0
-1 0 15-3Temperature difference
from supply airflow [℃]（2）Pe,Wg,Wh,Wi

Pf

2000
1500

-5

Wf
3

5

Temperature difference
from supply airflow [℃]（5）Pf,Wd,We,Wf

2770
2500
2000

Wl

1500
1000

2000

5

-5

Pc

Wg

500

Height [mm]

1500

Wi

2770
2500

Height [mm]Height [mm]Height [mm]

2770
2500

能を有していることが示された。ただし、Case 400-F10 においては全高さの規準化濃度が 0.7 ～ 1 であり、混合換気との性能の差が小さいことが確認された。
また、冬期外皮負荷が存在する全条件で冬期外皮負荷がない条件に比べ、濃度境界面が形成されづらいことを確認した。
次に平均濃度分布に注目すると、各給気量で異なる傾向が見られた。給気量 400 m3/h では、冬期外皮負荷が大きいほど室下部の規準化濃度が悪化した。これは下降気流による室下部への汚染物の移流が原因として考えられる。一方で 600 、750 m3/h では、冬期外皮負荷により

0-3-1 0 13

Temperature difference
from supply airflow [℃]（3）Pc,Wg,Wl

5

N

Wk
Pd

1500
1000

Wa

Wj

500
0
-1 0 1

Wi

Wh

Wg

Pa

Pe

Pc

Wb

3

Wc

5

Pb

Pf

Wl

Wk
Pd
Wj

Temperature difference
from supply airflow [℃]（6）Pd,Wj,Wk

Wd

We

Wf

Fig. 6 Comparison of indoor temperature and wall temperature (Case 750-F-10)

1000
0

1000
500
0

Pb

0
0.5
1.0
1.5
Normalized concentration [-]Case 750-F-10（V = 750 m³/h）

2000
1500
1000
500
0

Pf

0
0.5
1.0
1.5
Normalized concentration [-]Case 600-F-10（V = 600 m³/h）

2000
1500
1000
500

Pe

0

0
0.5
1.0
1.5
Normalized concentration [-]
2770
2500
Height [mm]Height [mm]

1500

1000
0

0
0.5
1.0
1.5
Normalized concentration [-]
2770
2500
2000

1500
500

Pa

Height [mm]

1500

2000

Pc

0
0.5
1.0
1.5
Normalized concentration [-]
2770
2500
Height [mm]

2000

500

2770
2500

2770
2500
Height [mm]Height [mm]

2770
2500

2000
1500
1000
500
0

Pd

0
0.5
1.0
1.5
Normalized concentration [-]Case 400-F-10（V = 400 m³/h）

Fig. 7 Vertical distribution of normalized contaminant concentration (Case V-F-10)

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Height [mm]A-18
V = 750 m3/h
V = 600 m3/h
V = 400 m3/h
2770
2500
2000
1500
1000
500
0
3
5
3
5 -1 0 1-1 0 1
3
5 -1 0 1
Temperature difference from supply airflow [℃]

00.5

0.5 1.0 1.5 0
1.5 0
Normalized concentration [-]1.0(a) Temperature

Height [mm]

0.5

1.0

1.5

(b) Concentration

Fig. 8 Vertical distribution of temperature and normalized
contaminant concentration (Comparison of heat transfer)
V = 750 m3/h
V = 600 m3/h
V = 400 m3/h
2770
2500
2000
1500
1000
500
0
3
5
3
5 -1 0 1-1 0 1
3
5 -1 0 1
Temperature difference from supply airflow [℃]V = 750 m3/h

V = 600 m3/h

V = 400 m3/h0(a) Temperature
Fig. 9 Vertical distribution of temperature and normalized
contaminant concentration (Comparison of window type)

鉛直濃度分布が全体的に悪化しているが、室下部の規準
化濃度は大きく悪化はしなかった。これは、給気が床面
衝突後に壁面を這い上がる気流が冬期外皮負荷による下降気流と衝突し、下降気流による室下部への汚染物の移流が生じにくくなったことが原因として考えられる。こ
れらの結果から、400 m3/h では給気による壁面を這い上がる気流よりも冬期外皮負荷による下降気流の方が、600、750 m3/h では給気による壁面を這い上がる気流の方が優勢であると考えられる。また、600 m3/h のときはCase 600-F-5 の方が Case 600-F-10 の場合より全体的に濃度が高くなっていた。このことから、冬期外皮負荷による下降気流量が多いほど濃度分布が悪化するのではな
く、冬期外皮負荷による下降気流と給気が床面衝突後に壁面を這い上がる気流のバランスによって濃度分布が変化すると考えられる。
2.2 窓の種類による違い
Fig. 9 に各給気量における窓の種類の違いを比較した結果を示す。結果から、給気量 750、400 m3/h の条
件では腰窓よりも全面窓の方が全体的に濃度分布が悪化した。これは全面窓よりも腰窓の方が壁面からの下降気流量が少ないためと考えられる。一方で、600 m3/
h では全面窓条件と腰窓条件で濃度分布に変化が見られなかった。この結果の要因として、冬期外皮負荷による下降気流と給気が床面衝突後に壁面を這い上がる気流の２つが考えられ、この２つの気流の関係性によって濃度分布が変化していると考察される。

Case V-F-10（ts′ - to′ ≒ 10℃）

Case V-F-5（ts′ - to′ ≒ 5℃）

V = 400 m3/h

V = 600 m3/h

0.5

1.0

Case V-N-0（ts′ - to′ ≒ 0℃）
V = 750 m3/h

0.5 1.0 1.5 0
1.5 0
Normalized concentration [-]

0.5

1.0

1.5

(b) Concentration
Case V-F-10

Case V-W-10

3. まとめ
本報では冬期を想定して外皮負荷の大きさを変化させて実大実験を行い、外気で冷却された壁面によって形成される下降気流が天井給気型置換換気に与える影響を検討した。結果から、冬期外皮負荷が存在していても一定の換気性能を有することを確認し、冬期外皮負荷による下降気流と給気が床面衝突後に壁面を這い上がる気流が換気性能に大きな影響を与えることが分かった。今後はそれらを含めた天井給気型置換換気が室内環境を形成する上でパラメーターとなる要素について、引き続き実大実験および CFD 解析から解明していく予定である。
凡 例 集
V：Supply airflow rate [m3/h] u：Supply air velocity [m/s]
I：Turbulence intensity [%] Cwindow：Thermal conductance of window [W/(m2･K)]
Cwall：Thermal conductance of wall [W/(m2･K)]

ts：Supply air temperature [℃]

to：Outdoor temperature [℃] qtotal：Heat gain from building envelope [W]to'：Outdoor chambar temperature [℃] AK：Area of wall [m2]KK：Thermal transmittance of wall [W/(m2･K)]

AG：Area of glass [m2]

KG：Thermal transmittance of glass [W/(m2･K)]

δ：Azimuth coeﬃcient [-] (= 1.1)

toj：Outdoor temperature for design [℃]（= 1.8 ℃） qK：Heat gain from wall [W]tF：Average temperature ( 0 ~ 2,770 mm )[℃]qG：Heat gain from glass [W]tL：Average temperature ( 0 ~ 800 mm )[℃]tU：Average temperature ( 800 ~ 2,770 mm )[℃]

参 考 文 献1) 石川、山中、崔、小林知、小林典、永井、松井、岡本、
荒川、矢本 、大高 : オフィスにおける天井給気型置換
換気の換気性能に関する研究（その 3）給気量及び給気気流への周辺空気の巻き込みについての検討と混合換気との比較、空気調和・衛生工学会学術研究発表会
論文集（2023 年 3 月）
2) 建 築 設 備 設 計 基 準 平 成 21 年 度 版、 一 般 社 団 法 人
公共建築協会（2009 年 10 月）

空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-19

オフィスにおける天井給気型置換換気の換気性能に関する研究（その 6）夏期外皮負荷が室内温度・濃度分布に与える影響について
Performance of Ventilation with Ceiling-Supplied Displaced Ventilation in Office(Part 6) Influence of Heat Transfer through Building Envelope on Average Temperature andConcentration Distribution of the Room in Summer〇石川慎之助 ( 大阪大学 )山中俊夫( 大阪大学 )崔

ナレ( 東洋大学 )山澤春菜( 大阪大学 )小林知広( 大阪大学 )小林典彰( 大阪大学 )加藤稜也( 大阪大学 )松井伸樹( ダイキン工業 ( 株 ))岡本哲也

( ダイキン工業 ( 株 ))荒川

武士

( ダイキン工業 ( 株 ))矢本勇樹

( ダイキン工業 ( 株 ))Shinnosuke ISHIKAWA*1 Toshio YAMANAKA*1 Narae CHOI*2 Haruna YAMASAWA*1
Tomohiro KOBAYASHI*1 Noriaki KOBAYASHI*1 Ryoya KATO*1 Nobuki MATSUI*3
Tetsuya OKAMOTO*3 Takeshi ARAKAWA*3 Yuki YAMOTO*3*1

Osaka University *2Toyo University *3Daikin Industries LTD

In this study, we propose a new type of displaced ventilation system that improves design and construction issues by
installing air supply ports on the ceiling. Although the high ventilation performance of this ventilation system was shownin the previous report, it does not take into account the heat transfer through building envelope. In this paper, we report theresults of a full-scale experiment to investigate the effect of the heat transfer through building envelope in summer on theinddor temperature and concentration distribution.
はじめに
本研究では普及型置換換気として天井から真下に吹き出す給気口を設置し、設計・施工面での課題を改善した給気方式を提案し、実大実験及び CFD 解析から有効性を検討する。既報 1) において本換気方式の換気性能の高さを示したが、外皮負荷を考慮していない。一般的に置換換気が導入された室では静穏な気流場が形成されるため、外皮負荷が存在する場合、壁面から発生する気流によって温度成層・濃度境界面が崩壊し、置換性能が悪化することが考えられる。そこで前報 2)では実大実験にて冬期外皮負荷を設定し、外気で冷却された壁面によって形成される下降気流が室内温度・濃度分布に与える影響について検討した。本報では引き続き実大実験で夏期外皮負荷を再現し、外気で加熱された壁面によって形成される上昇気流（Fig.1 参照）
が室内温度・濃度分布に与える影響について検討した
結果について報告する。
1. 実験概要
実験室の概要、および測定概要は前報 2) と同様である。

Fig. 1 Concept of Ceiling-Supplied DV with upward airflow
Table. 1 Experimental conditions
Assumed condition
V
Window
Cwindowts
toqtotal3[m /h]
condition[℃][W][W/(m2K)] [℃]
Case 750-F-30
750
23.8
Case 600-F-30
600
23.3
767.4
Case 400-F-30
400
21.6
Full Height
3.33
34.7
Case 750-F-15
750
Case 600-F-15
600
383.7
Case 400-F-15
400
Case 750-N-0
750
Case 600-N-0
600
Case 400-N-0
400

Actual experimental condition
Cwindow'ts'
to'to' - ts'
[℃]
[℃]
[℃]
[W/(m2K)]
10.4
39.6
29.5
13.7
41.3
27.6
13.1
46.6
33.5
10.2
25.8
15.6
17.6
10.5
26.2
15.7
11.6
27.1
15.5
12.5
14.6
2.1
15.3
17.0
1.7
14.7
17.0
2.3

・ガラス面負荷 qG の算出
空気調和・衛生工学会近畿支部

A-19

学術研究発表会論文集（2024.3.8）

qtotal = qG1 + qG2

1.1 実験条件
実験条件を Table. 1 に示す。合計で 9 条件実施しており、条件名は「Case（給気量）-（外皮負荷条件）-（to'- ts'）」とした。Case 給気量 -F-30 では 7 月 23 日の東京

Wi

1000

Pa

500
0
0

Height [mm]

2770
2500
2000

4

8

Temperature difference
from supply airflow [℃]（i）Pa,Wa,Wi

Pb

Wb

1000

Wc

500
4

8

2000

Pe

1500

2000

Wg

0
0

500

Wf

Temperature difference
from supply airflow [℃]（iv）Pb,Wb,Wc

8

12

Pc

= I ・SCq8

12Temperature difference
from supply airflow [℃]（v）Pf,Wd,We,Wf

Wi

500

2000

0
I ：ガラス面標準日射熱取得[W/m2]（ = 93）
20qGG2n = IG・SC
0
4
8
12
16
20

N

IG：ガラス面標準日射熱取得 [W/m2]（ = 93）

Wj

Height [mm]

0
2770
2500

Pa
Pe
Pc Wl 0.39、一般断熱条件で＊遮へい係数 SCWa
は高気密高断熱条件では

Pd

Wb

Wk

0
0

4

Wc

8

Pb

Pf

Wk
Pd

12

Wj

Temperature difference
from supply airflow [℃]（vi）Pd,Wj,Wk

Wd

We

Wf

2000
1500
1000
500

Pb
0
0
0.5
1.0
1.5
Normalized concentration [-]Case 750-F-30（V = 750 m³/h）

Height [mm]

2770
2500

1500
1000
0
2770
2500

SC：遮

は東京の
12 時の値を採用（方角：＊ガラス面標準日射熱取得
IWh
G
Wi
Wg

1500
1000

SC：遮

Temperature difference＊ガラス面標準日射熱取得
IG は東京のfrom supply airflow[℃] 12 時の値を採用（方角：2q：単位面積あたりのガラス面日射負荷]＊遮へい係数SC（iii）Pc,Wg,Wlは高気密高断熱条件では [W/m0.39、一般断熱条件で
G2n

2000

500

Pa

ti：設計
SC
：遮

Wg

2000
1500
1000
500

Pf
0
0
0.5
1.0
1.5
Normalized concentration [-]Case 600-F-30（V = 600 m³/h）

2000
1500
1000
500

Pe

0
2770
2500
Height [mm]1000

Height [mm]1500

Max:1.97

K：ガラ

qqG2 ：単位面積あたりのガラス面日射負荷= qG2n・AG[W/m2]
500

2770
2500

Height [mm]Height [mm]

2000

ti：設計

Wl

Fig. 2 Vertical distribution of temperature (Case 750-F-30)
2770
2500

K：ガラ

1500
＊ガラス面標準日射熱取得
G2n
G
qG2 の算出 IG は東京の 12 時の値を採用（方角：
ガラス面日射負荷1000 SC は高気密高断熱条件では 0.39、一般断熱条件で＊遮へい係数

16

500

We
4

(4)

ガラス面日射負荷 qG2 の算出
22770
A：ガラス面面積[m²]
qG2n
G ：単位面積あたりのガラス面日射負荷 [W/m ]2500
qItojG2：設計用屋外温度= qG2n・AG[℃]（ = 34.7℃）：ガラス面標準日射熱取得[W/m2]（ = 93）
G
2000

Temperature difference
from supply airflow [℃]（ii）Pe,Wg,Wh,Wi

Wd

0
0

12

4

2770
2500

Pf

(2)

qG2：ガ

G2n

1500
1000

qG2：ガ

Wh

1000

20

2770
2500

1500

0
0

16

qG1 = AG・K (tqojG2 の算出- ti )
ガラス面日射負荷
qG1：ガラス面通過熱負荷[W]
qqG2n==AIG・SC・K (toj - ti )
G1
G

500
12

ti：設計

Height [mm]

Wa

1500

：設計用屋外温度[℃]（ = 34.7℃）(1)qtojtotal= qG1 + qG2 qG1 の算出
ガラス面通過熱負荷(3)
qAG2= qG2n・AG q [m²]：ガラス面面積G
ガラス面通過熱負荷の算出
G1
toj：設計用屋外温度 [℃]（ = 34.7℃）

Height [mm]

2000

qG2
：ガ
K
：ガラ

2770
2500

Height [mm]

2770
2500

Height [mm]Height [mm]の時刻 12 時を想定しており、建築設備設計基準 3) から
外気温度は 34.7 ℃、室内温度は 26 ℃とした。外皮負荷 qtotal（式 (1) 参照）はガラス面通過熱負荷 qG1（式 (2)参照）とガラス面日射負荷 qG2（式 (3)、(4) 参照）を考慮しており、Low-e ガラス + 透明ガラス 6 mm の複合
ガラスと中間色ブラインドを組み合わせた全面窓が西南西に面しているとして算出した。得られた外皮負荷

qG1：ガラス面通過熱負荷 [W]を実験室において再現するために必要な仮想外気室
qG の算出・ガラス面負荷toq' -の算出
ts' を算出することで実験の温度と給気温度の差
ガラス面通過熱負荷
G1室において夏期外皮負荷を再現した。また、Case
給qtotal = qG1 + qG2
qG1 = AG・K (toj - ti )気量 -F-15 では外皮負荷を半減させ、比較すること
qG1：ガラス面面積：ガラス面通過熱負荷
で外皮負荷の大きさによる影響を検討した。Case
給qG の算出・ガラス面負荷A[m²] [W]GPc
Max:1.76

2000
1500
1000
500

Pd
0
0.5
1.0
1.5
Normalized concentration [-]0Case 400-N-30（V = 400 m³/h）

Fig. 3 Vertical distribution of normalized contaminant concentration (Case V-F-30)

空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-19

V = 750 m3/h
Indoor air
Height [mm]

2770
2500
2000
1500
1000
500

0
0
4
8
12
Temperature difference
from supply airflow [℃]

Average

2770
2500
2000
1500
1000
500
0

0

0.5
1.0
1.5
Normalized
concentration [-]V = 600 m3/h
2770
2500

Indoor air
Height [mm]Height [mm]

2000
1500
1000
500
0

0
4
8
12
Temperature difference
from supply airflow [℃]

Average

2770
2500
2000
1500
1000
500
0

0

0.5
1.0
1.5
Normalized
concentration [-]V = 400 m3/h
2770
2500
2000
1500
1000
500

Indoor air
Height [mm]面温度の比較を示す。比較には各空気温度測定点から近い壁面測定点 2 ～ 3 点の結果を用いている。結果から、
仮想外気室と実験室の間の北側壁面（Wg、Wh、Wi）
では空気温度と壁面温度の差が大きく、東・南・西面では空気温度と壁面温度の差がほとんど見られなかった。
これらの結果から、本実験では想定通り実験室北側壁面
にて夏期の外皮負荷を再現できており、その他の壁面では外皮負荷が発生していないという事が示された。全条
件において Wi の高さ 800 mm 付近の高さにおいて Wg、
Wh よりも 5℃程度高い温度となっているが、これは仮想外気室に接続した循環型温度制御装置の吹出し口がWi の高さ 800 mm 付近に位置していることが原因と考えられる。
Fig. 3 に Case 750-F-30、Case 600-F-30、Case 400F-30 の条件における各測定点での鉛直濃度分布を示す。
結果から、概ね全測定点で濃度境界面が形成されているが、Case 750-F-30 の条件の Pa では濃度境界面が形成されていないことが確認できる。これは給気口が部屋の中心から北西方向にあるため、室南東側に給気される気流は十分に広がるのに対して、室北西側に給気される気流は運動量が小さくなる前に壁面に衝突して上昇し、空気を混合しているためだと考えられる。
2.1. 夏期外皮負荷の大きさによる違い
Fig. 4 に各給気量において夏期外皮負荷条件を変化させた結果を示す。各条件での結果から、全条件で温度
成層・濃度境界面が形成されており、居住域の規準化濃度は 1 が下回っていることを確認した。これより、夏期の外皮負荷の影響により、換気性能が多少悪化する可能性はあるものの高い換気性能を確認することができた。
次に平均濃度分布に注目すると各給気量で異なる傾向が見られた。給気量 750 m3/h では室下部の濃度にはあまり変化が見られなかったが、夏期外皮負荷が大きいほど濃度境界面が低下した。これは北側壁面からの上昇気流により室全体の上昇気流量が増加した影響で給気量と上昇気流量が等しくなる高さが低くなったことが原因として考えられる。また、北側壁面からの上昇気流によって室下部の汚染物濃度が低い区域の空気が室上部へと移流した事が起こっていた可能性も考えられる。
給気量 600 m3/h では、濃度境界面高さはあまり変化しなかったが、夏期外皮負荷が大きいほど室下部の濃度が高くなっていった。これは夏期外皮負荷による上昇気流で濃度境界面が低下し、給気が床面に衝突した後に床面を沿い壁面を這い上がる気流によって低下してきた汚Height [mm]2. 実験結果
Fig. 2 に Case 750-F-30 の条件における空気温度と壁Height [mm]気量 -F-30 では to' - ts' を約 30℃、Case 給気量 -F-15 では to' - ts' を約 15℃とした。

0
0
4
8
12
Temperature difference
from supply airflow [℃]

Average

2770
2500
2000
1500
1000
500
0

0

0.5
1.0
1.5
Normalized
concentration [-]Case V-F -30
Case-V-F-15
Case-V-N-0
′
T
′
30℃）
′
T
′
15℃）
≒
≒
（To
（To′ - Ts′ ≒ 0℃）（Toss
Fig. 4 Vertical distribution of temperature and normalized
contaminant concentration (Comparison of heat transfer)

染物が攪拌されたことで発生した可能性が考えられる。
給気量 400 m3/h では、給気量 600 m3/h 時と同様に濃度境界面高さはあまり変化しなかったが、給気量 600
m3/h 時に見られた夏期外皮負荷が大きいほど室下部の濃度が高くなっていく傾向が小さくなった。
このように各給気量で異なる傾向が見られた原因として、給気量が異なることで給気速度が変化し給気が床面に衝突した後に床面を沿い壁面を這い上がる気流の強さが変化するからだと考察する。夏期外皮負荷による壁面上昇気流と給気が床面に衝突した後に床面を沿い壁面を這い上がる気流が合成されて一体になると仮定すると、給気量が 750 m3/h（給気速度 : 約 1.32 m/s）では合成された上昇気流量が最も大きく、室最上部まで室下部の汚染物濃度が低い区域の空気が移流し、濃度境界面高さを空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-19

2770
2500

Indoor air
Height [mm]Height [mm]Case V-F-30

2000
1500
1000
500

0
0
4
8
12
Temperature difference
from supply airflow [℃]

Average

2770
2500
2000
1500
1000
500
0

0

0.5
1.0
1.5
Normalized
concentration [-]

2770
2500

Indoor air
Height [mm]Height [mm]Case V-F-15

2000
1500
1000
500
0

0
4
8
12
Temperature difference
from supply airflow [℃]

Average

2770
2500
2000
1500
1000
500
0

0

0.5
1.0
1.5
Normalized
concentration [-]い濃度分布になっていることが確認できる。外皮負荷がない条件（Case 給気量 -N-0）では発生していた給気量ごとの濃度分布の傾向の違いが夏期外皮負荷を考慮した条件（Case 給気量 -F-30、Case 給気量 -F-30）では見られなくなっていることから、夏期外皮負荷によって受ける影響が給気量ごとに異なっていることが考察される。
夏期外皮負荷が与える影響に濃度境界面の低下と室下部の濃度の悪化が存在すると仮定すると、夏期外皮負荷によって濃度境界面が低下する現象は 750 m3/h ＞ 600 m3/
h ＞ 400 m3/h の順で、室下部の濃度が悪化する現象は600 m3/h ＞ 750 m3/h ≒ 400 m3/h の順で影響を受けるということが示される。
このように各給気量によって天井給気型置換換気の換気性能の特性が変化する要因として、「①床面に衝突した後に発生する気流場」と「②給気ユニットと壁面または別の給気ユニットとの距離」が挙げられることが今回の実験結果から示された。今後の検討としてこれらのパラメーターおよびこれまでの検討で得られたパラメー
ターを実大実験および CFD 解析から解明していくことが本換気方式の設計手法の確立に必要であると考える。

2770
2500

Indoor air

2000
1500
1000
500

Height [mm]Height [mm]Case V-N-0

0
0
4
8
12
Temperature difference
from supply airflow [℃]V = 750 m3/h

Average

2770
2500
2000
1500
1000
500
0

0

V = 600 m3/h

0.5
1.0
1.5
Normalized
concentration [-]V = 400 m3/h

Fig. 5 Vertical distribution of temperature and normalized
contaminant concentration (Comparison of supply airflow rate)低くしたと考察できる。また、給気量が 600 m3/h（給気速度 : 約 1.05 m/s）では室最上部まで上昇気流が到達せず、室下部の空気を攪拌し濃度を悪化させたと考察できる。給気量が 400 m3/h（給気速度 : 約 0.76 m/s）では上昇気流量が最も小さく、室下部の空気の攪拌による影響が最も小さかった事が考察できる。
2.2. 給気量による違い
Fig. 4 に各夏期外皮負荷条件における給気量による違いを比較した結果を示す。外皮負荷がない条件（Case
給気量 -N-0）ではどの条件でも濃度境界面が形成されており、給気量が大きいほど濃度境界面高さが高くなっていることが確認できる。しかし、夏期外皮負荷を考慮した条件（Case 給気量 -F-30、Case 給気量 -F-30）では濃度境界面高さは給気量を変化させても変化せず、近し

3. まとめ
本報では夏期を想定して外皮負荷の大きさを変化させて実大実験を行い、天井給気型置換換気に与える影響を検討した。結果から、夏期外皮負荷が存在していても高い換気効率がある事を確認した。今後は、室内発熱量を減少させるなどして本報では実施できなかった外皮負荷
条件について検討を行うことと、CFD 解析において天
井給気型置換換気が室内環境を形成する上でパラメー
ターとなる要素について引き続き実大実験および CFD
解析から解明していく予定である。
凡 例 集
V：Air flow rate [m3/h]
Cwindow：Thermal conductance of window [W/(m2・K)]
ts：Supply air temperature [℃]
to：Outdoor temperature [℃]
to：Outdoor chamber temperature [℃]qtotal：Heat gain from building envelope [W]qG1：Conductive heat gain through glass [W]
AG：Area of glass [m2]qG2：Transmitted solar heat gain through glass [W]
K：Thermal transmittance of glass [W/(m2・K)]
ti：Design indoor temperature [℃]（= 26）
toj：Design outdoor temperature [℃]（= 34.7） SC：Shading coeﬃcient [-]（= 0.39）
qG2n：Transmitted solar heat gain through glass per unit area [W/m2]
IG：Standard solar heat gain of the glass surface [W/m2]（= 93）

参 考 文 献1) 石川、山中、崔、小林知、小林典、永井、松井、岡本、
荒川、矢本 、大高 : オフィスにおける天井給気型置換
換気の換気性能に関する研究（その 3）給気量及び給気気流への周辺空気の巻き込みについての検討と混合換気との比較、空気調和・衛生工学会学術研究発表会
論文集（2023 年 3 月）
2) 加藤、山中、崔、山澤、小林知、小林典、石川、松井、
岡本、荒川、矢本 : オフィスにおける天井給気型置換
換気の換気性能に関する研究（その 5）冬期外皮負荷
が室内温度・濃度分布に及ぼす影響について、空気調
和・衛生工学会近畿支部学術研究発表会論文集（2024
年 3 月掲載予定）
3) 建 築 設 備 設 計 基 準 平 成 21 年 度 版、 一 般 社 団 法 人
公共建築協会（2009 年 10 月）

空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-20

中規模オフィスにおける天井給気型置換換気方式に関する研究（その 1）吹出し気流性状及び給気口位置が換気性能に及ぼす影響
Study on Ceiling-Supplied Displacement Ventilation in a Midium-Size Office(Part 1) Effect of Airflow Characteristics and Air Inlet Location on Ventilation Performance
〇加護
崔

稜大
ナレ

( 大阪大学 )山中俊夫( 大阪大学 )小林( 東洋大学 )山澤春菜( 大阪大学 )小林典彰( 大阪大学 )岡本( ダイキン工業 ( 株 ))永井優太

( 大阪大学 )松井信樹( ダイキン工業 ( 株 ))荒川

武士

( ダイキン工業 ( 株 ))蔵永真理

( ダイキン工業 ( 株 ))知広

哲也

( 大阪大学 )Ryota KAGO*1 Toshio YAMANAKA*1 Tomohiro KOBAYASHI*1 Narae CHOI*2
Haruna YAMASAWA*1 Noriaki KOBAYASHI*1 Yuta NAGAI*1 Nobuki MATSUI*3
Tetsuya OKAMOTO*3 Takeshi ARAKAWA*3 Mari KURANAGA*3*1

Osaka University *2Toyo University *3Daikin Industries LTD

This study proposes a ceiling-supplied displacement ventilation system consisting of only ceiling-mounted equipment
and components, and examines its effectiveness through computional fluid dynamics. This report reproduces a mediumsize office and introduces the system in that space. Then, the supply method and the supply position are varied, and thetemperature and contaminant concentration are compared. In addition, we consider the impact of air supply conditions inan midium-size office.
1. 解析概要
1.1 解析空間
解析空間は Fig. 1 に示すように 16,200 × 7,500 ×（発2,450 mm のオフィスを再現した。発熱源として人体
熱量：75 W）× 18 体および PC（発熱量：50 W）×
18 台を配置した。人体（Fig. 2）は座位を想定しており床面から 1,100 mm の位置に汚染質発生源を設けた。壁
面部材（Fig. 3）は一般的なオフィスで使用される、厚

200

1,875

Exhaust

7,5

y

00

(a)

z

x

16,

Computational domain (overall)

Supply900

Person Simulator

y
x

(b)

200 200

200

2,450

2,450

1,875

Exhaust

3,300

7,500
1,875 1,875

Supply1,400 PC Simulator

1,000

200

200

さ 12.5 mm、熱伝導率λ = 0.14 [W/(m・K)]、比熱 C =1,130 [J/(kg・K)] の石膏ボードを再現した。本解析ではメッシュサイズに合わせて厚さを 200 mm とし、熱伝導率λ = 2.24 [W/(m・K)] と変更した。また、壁面の外部は断熱である。

Plan (x - y section)

PC Simulator
Person Simulator

z
x

2,700

Fig. 1 Analytical model [mm]

2,700

(c)

2,700

16,2002,700

Plan(x - z section)

2,700

2,700

200

はじめに
近年、新型コロナウイルスの流行により高効率な換気手法が注目されている。中でも室下部から低温・低速で給気を行い、温度成層を形成し汚染質を効率的に除去する置換換気は居住部を清浄に保つことが可能である。しかし従来の置換換気は室下部に専門機器が必要であり設計・施工面に課題があった。そこで、天井設置の機器からのみ構成される天井給気型置換換気を提案する。永井ら 1) は天井給気型置換換気を実験室に導入し換気性能を評価した。本報では中規模オ
フィスに導入し、数値流体力学（Computional Fluid
Dynamics）により吹出気流性状及び給気口位置が室内
温度・汚染質濃度に及ぼす影響について検討する。

空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-20

Wall

Inlet
Boundary

Table 2 Boundary Condition
Wall Boundary
no-slip
First Mesh from Wall
100 mm wide
Ceiling 0.9667 W/(m2K)
Local ConvectiveWall
3.0667 W/(m2K)
Heat Transfer Rate2)
Floor
4.2633 W/(m2K)
600 m3/h × 4
Flow Rate*k = 3/2(U・I)2
ε = (Cμ3/4・k1/2)/ L

Temperature
20 ℃
Outlet Boundary
Guage Pressure：0 [Pa]Emissivity
0.9 [-]
Human
75W × 18
Heat
Generation
PC
50W × 18
35 ℃
Temperature
0.6 L/minBreathFlow Rate
50 × 50 mm
Mouth Size
＊ I : Turbulence intensity (= 0.1) Cμ: Turbulence model constant (= 0.09)
U: Mean flow velocity [m/s]
L : Turbulent length scale (= 0.013 m)
Table 3 Parameter
Supply methodの測定点を設け、同じ高さの点での値を平均すること
で各条件における鉛直温度・濃度分布（Fig. 8）を作成した。Fig. 5 ~ Fig. 7 に解析結果を示す。Fig. 5 に y =Fig. 6 に z 方向の平面分布、
3,750 mm における平面分布、
Fig. 7 に鉛直分布を示す。
2.1 給気方式による比較
まずは給気方式が異なる 4 条件を比較する。Fig. 5 から、天井給気型置換換気である DV - C - middle と比較して混合換気であるMV - C - middleは室全体を拡散し温度・濃度共に室下部から室上部にかけて一様になっている。
しかし混合換気の規準化濃度は理論上は室のどの高さにおいても 1.0 を示すが、本解析では室を混合しきれず 1.0に届いていない。これは解析で使用したアネモスタット
モデルが簡易的なものであり、気流の再現が上手くできていなかったことが原因だと思われる。
従来の室下部給気型の置換換気を想定した条件である
250

950

250

400

IndoorPlasterboard

200

Table 1 Analysis Condition
CFD Code
STREAM ver.2023
Total Number of Mesh
5,545,188
Turbulence Model
Standard k-ε model
Algorithm
SIMPLE
Discretization Scheme
QUICK
Number of Cycles
5,000

2．解析結果
本論文では Fig. 4 に示すように、水平方向に 22 ヵ所

200
200
Fig. 2 Person
simulater [mm]Measurement point

Outsidethe Analysis Area

Density：910 [kg/m3]
Speciﬁc Heat：1130 [J/kg・K]
Thickness：200 mm
Emmisivity：0.9400

1.2 解析条件
解析手法を Table 1、境界条件を Table 2、解析条件
を Table 3、Fig. 4 に示す。給気量は全条件において600 m3/h であり、給気方式及び給気口位置をパラメー
タとして変化させ比較を行う。条件名の最初の文字は給気方式（DV = 置換換気、MV = 混合換気）を、中の文字は給気高さ（C = 天井給気、F = 室下部給気）を、最後の文字は給気口の位置を示す。条件 DV - C - middle
では天井給気型置換換気を想定しており、給気風速が1 m/s となるような円形の給気口を使用している。条件
MV - C - middle では混合換気を想定しており、アネモ
スタット型の給気口を使用している。条件 DV - F - wallと条件 DV - F - corner では従来の室下部給気型の置換換
気を想定し、高さ 900 mm、給気風速が 0.265 m/s とな
るような表面積をもった半円柱及び四分円柱の給気口を床面に設置した。また、給気口位置を変化させる条件では全て天井給気で、給気口位置を机の間、机の上、室の壁際、室の角（Fig. 4 (b) 参照）に設けた。

Fig. 3 Wall material
DV - C - middle
MV - C - middle

DV - F - corner

DV - F - wall(a) Comparison of supply method
DV - C - wall
Measurement point

DV - C - middle

Supply position

DV - C - middle

Ceiling supply

Between the desks

MV - C - middle

Ceiling supply

Between the desks

DV - C - obstacle

DV - F - wall

Near the floor supply

On the walls

DV - F - corner

Near the floor supply

On the corners

DV - C - obstacle

Ceiling supply

Above the desks

DV - C - wall

Ceiling supply

Near the walls(b) Comparison of supply position

DV - C - corner

Ceiling supply

Near the corners

Fig. 4 Location of inlets per condition

DV - C - corner空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-20
DV - F - wall や DV - F - corner は居住域において他条件よりも低い温度・濃度を示している。室下部においては規準化濃度がほぼ 0 に近い値を示していることがわかる。
天井給気型の DV - C - middle での室下部の規準化濃度は0.5 程度である。これは天井から給気を行った場合、給気口から吹き出された空気が周辺の汚染質を含んだ空気を巻き込んでしまうことが原因として考えられる。しかし混合換気の条件 MV - middle よりも、居住域高さでの規準化濃度が低く、このような中規模オフィスにおいて有効な換気手法だと言える。
2.2 給気口の位置による比較
次に天井給気型置換換気で給気口位置のみを変化させた 4 条件を比較する。これらの条件の中でまず着目するのは給気口を机の上に設けた条件 DV - C - obstacle である。この条件は机の間に給気口を設けた DV - C - middle

や室の角に給気口を設けた DV - C - corner と比較して規準化濃度がやや高いことが確認できる。机の上から給気を行った場合、他条件と比較して人体から噴出された汚染質を多く巻き込んでしまう。また、この条件では吹出
空気は机に衝突し拡大する。そのため人体の汚染室を乗せた吹出空気が室全体へ拡散し、濃度が高くなると考えられる。
次に給気口を壁際に設けた条件 DV - C - wall である。
この条件は鉛直分布から読み取れるように、居住域の温度・濃度共に条件で最も高い。壁面に接するよう配置することで給気気流の運動量が大きくなり、その分給気同士の衝突の規模大きくなると考えられる。
給気口を机の間に設けた条件 DV - C - middle と室の角に設けた条件 DV - C - corner は、どちらも条件の中では比較的低い濃度を示している。しかし DV - C - middle で

DV - C - middle

MV - C - middle

DV - F - wall

DV - F - corner

DV - C - obstacle

DV - C - wall

Temperature

Nomalized
contaminant concentration

Velocity

Temperature

Nomalized
contaminant concentration

Velocity

Temperature

Nomalized
contaminant concentration

Velocity

DV - C - corner
Temperature

Nomalized
contaminant concentration

Difference from supply air temp.[℃ ]
0

1.25

2.5

Normalized contaminant concentration [-]
0

1.0

0.5

1.5

Velocity [m/s]
Velocity

00.05

Fig.5 Distribution of temperature, contaminant concentration, and velocity (y = 3,750 mm)

0.1

空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-20
DV - C - middle

DV - C - obstacle

DV - C - wall

DV - C - cornerz = 2,400

z = 1,100

Temperaturez = 100z = 2,400

Nomalized
contaminant concentrationz = 1,100z = 100

Difference from supply air temp.[℃ ]01.25

Normalized contaminant concentration [-]

2.5

0

0.5

1.0

1.5

Height [mm]Fig.6 Distribution of temperature and contaminant distribution (x - y section)
2500

2500

2500

2500

2000

2000

2000

2000

1500

1500

1500

1500

1000

1000

1000

1000

500

500

500

500

0

20

22

Temperature

DV - C - middle
DV - F - wall

24

0

0

0.5

1

1.5

Nomalized contaminantconcentration

21

21.5

22

22.5

Temperature

DV - C - middle
DV - C - wall

MV - middle
DV - F - corner(a) Comparison of supply method0

Fig.7 Vertical distribution

は DV - C - corner と比較して、位置の関係上より多くの汚染質を巻き込み室下部へ給気が達するため、やや濃度が高いと考えられる。DV - C - corner は給気気流の運動量は大きいものの、位置の関係上巻き込む汚染質が少な
く、給気同士の衝突が規模が小さいと考えられる。
今回の条件では吹出空気同士の衝突が多々見られ、その結果汚染質を巻き込み室全体へ拡散していることが考察された。DV - C - corner のように室の角に給気口を設置した場合、吹出空気同士の衝突がやや減り、その上ドラフトが生じる範囲が減少し、室内レイアウトの自由度の向上が期待できる。また、給気口と壁面の距離が給気気流の運動量に影響し、給気口と汚染質発生源の距離が汚染質の巻き込み量に影響すると考察できた。

23

0

0

0.5

1

1.5

Nomalized contaminantconcentration

2

DV - C - obstacle
DV - C - corner(b) Comparison of supply position

まとめ
本研究では中規模オフィスを CFD 解析にて再現し、
天井給気型置換換気を導入した。本報では給気気流性状及び給気口位置が室内温度・濃度へ及ぼす影響について検討し、給気口位置の工夫により居住域の濃度を清浄に保つことが可能であることがわかった。今後は実際のオ
フィスにおける実測により評価を行う。
参 考 文 献1) 永井、山中、崔 , 小林知、小林典、石川、松井、岡本、
荒川、矢本、大高 : オフィスにおける天井給気型置換
換気の換気性能に関する研究（その 4）CFD 解析に基づく給気量及び給気気流への周辺空気の巻き込みに関する検討、空気調和・衛生工学会学術研究発表会論文集（2023.9）
2) ASHRAE Standard Committee：ASHRAE Handbook：
Fundamentals, 2013

空気調和・衛生工学会近畿支部
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A-21

中規模オフィスにおける天井給気型置換換気方式に関する研究（その 2）各在室者から発生した汚染質の室内移流拡散性状に関する検討
Study on Ceiling-Supplied Displacement Ventilation in a Medium-Size Oﬃce
(Part 2) Study of Advection-Diﬀusion of Pollutants Generated from Each Occupant〇永井優太( 大阪大学 )山中俊夫( 大阪大学 )小林知広( 大阪大学 )崔

ナレ( 東洋大学 )山澤春菜( 大阪大学 )小林典彰( 大阪大学 )加護稜大( 大阪大学 )松井伸樹( ダイキン工業 ( 株 ))岡本哲也

( ダイキン工業 ( 株 ))荒川

武士

( ダイキン工業 ( 株 ))蔵永真理

( ダイキン工業 ( 株 ))Yuta NAGAI*1 Toshio YAMANAKA*1 Tomohiro KOBAYASHI*1 Narae CHOI*2*3
Haruna YAMASAWA*1 Noriaki KOBAYASHI*1 Ryota KAGO*1 Nobuki MATSUI
排気口
給気口

Tetsuya OKAMOTO*3 Takeshi ARAKAWA*3 Mari KURANAGA*3
Osaka University

*2

*3
模擬 PC

Toyo University

Daikin Industries
LTD
模擬人体

2450

*1

This study proposes a ceiling-supplied displacement ventilation system consisting of only ceiling-mounted equipment
200measurements.
and components as a popular displacement ventilation system, and aims to evaluate its performance16by75
In the previous report, we examined the eﬀects of airﬂow characteristics
and air inlet position by CFD analysis. In this00
paper, we investigate the eﬀect of contaminant source position and exhaust position as parameters on the temperature andPersoncontaminant concentration distribution by CFD analysis.
Simulater
天井に設置された 4 か所の円形給気口（直径 460 mm）
から下向きに給気され、同じく天井に設置された 9 か所の排気口（200 × 200 mm）から排気される。
1.2 解析条件
解析手法を Table 1、
境界条件を Table 2 に示す。天井、2)を基に、放射率を壁、床の局所対流熱伝達率は文献
Supply0 と仮定することで推定した値とした。また、給気量はExhaust
1 つあたり 600 m3/h（計 2,400 m3/h）とし、排気口は自然流出とした。9 つある排気口は、概ね同様の排気量であることを確認した。汚染質発生位置を
00 Fig. 2 に示す
162①～⑥に変化させ比較を行った。
75
Z
00
X
２．解析結果 Y
Fig. 3 に鉛直分布、Fig. 4 に汚染質発生位置から各排気口までの距離と室平均汚染質濃度との関係、Fig. 5 に
平面分布を示す。鉛直分布は高さ 200 mm ごとに平面全体で平均した結果を示す。また、平面分布の z 断面は、

2450①～⑥ Contaminant source

Supply

1,875

2450

Exhaust

200

00

Y

Z

16

③

⑤

②

④

⑥

Exhaust2,700

900

Supply2,700

16,200

2,700

2,700

2,700

Fig. 2 Plan of the chamber [mm]200

0①～⑥ Contaminant source

200

1000

①

2,700

X

Fig. 1 Analytical model [mm]

200

900

200

①～⑥ Contaminant Source 200

0

75

200

1000

7,500
1,875 1,875

1,875

200

200

2450

はじめに
本研究では普及型置換換気として、天井設置の機器や部材のみから構成される天井給気型の置換換気方式を提案し、本方式を導入した実建物を対象に実測による性能評価を目的とする。前報 1) では実測の事前検討として CFD 解析により、吹出し気流性状及び給気口位置が室内温度・汚染質濃度分布に与える影響を検討
排気口
給気口した。本報では CFD 解析を用いて、汚染質発生位置と模擬 PC
排気口位置をパラメータとし、室内温度・濃度分布に及
模擬人体ぼす影響について検討を行う。
1. 解析概要
00
162
1.1 7 解析空間
500Fig. 1、Fig. 2 に示す内寸が 16,200 × 7,500
解析空間は× 2,450 mm のオフィスを想定した実測空間を再現し、PersonSimulater
発熱源として人体 18 体（発熱量：75Simulater
W/PC人）および
PC18 台（発熱量：50 W/ 個）を配置した。室中央部のPC
Simulater空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-21

CFD Code
Total Number of Mesh
Turbulence Model
Algorithm
Discretization Scheme
Number of Cycles

Wall

Inlet
Boundary

STREAM ver.2023
5,545,188
Standard k-ε model
SIMPLE
QUICK
5,000

Table 2 Boundary condition
Wall Boundary
no-slip
First Mesh from Wall
100 mm wide
Ceiling 0.9667 W/(m2K)
Local ConvectiveWall
3.0667 W/(m2K)
Heat Transfer Rate2)
Floor
4.2633 W/(m2K)
600 m3/h × 4
Flow Rate*k = 3/2(U・I)2

Temperature
Outlet Boundary
Emissivity
Human
Heat
Generation
PC
Temperature
BreathFlow Rate
Mouth Size

ε = (Cμ3/4・k1/2)/ L

20 ℃
Guage Pressure：0 [Pa]
0.9 [-]
75W × 18
50W × 1835 ℃
0.6 L/min
50 × 50 mm＊ I : Turbulence intensity (= 0.1) Cμ: Turbulence model constant (= 0.09)
U: Mean ﬂow velocity [m/s]
L : Turbulent length scale (= 0.013 m)

Case C1-C

CaseC1-C
C1-F
ε cp OZ = Ce / COZCase
Case C1-F
Case C1-C

ここで、Ce は平均排気濃度、COZ は汚染質発生者以外をCase C1-C
除いた 17 人の在室者の吸い込み気流濃度を表す。また、
村上、加藤 3) が提案した換気効率指標である SVE2 を式(2) ～ (5) より求める。SVE2
4
6 は閉鎖空間内のある点で発02
0.5 1.0 1.50
給気温度との差[℃] 6 0
規準化濃度
4
0
2
0.5
1.0 [-] 1.5
生した汚染質の拡散半径[単位m]を示し、定義は汚染
給気温度との差 [℃]
規準化濃度 [-]
源に対応する濃度分布の 2 次モーメントを 0 次モーメ
ントで規準化したものである。

Contaminant source position① Contaminant②③ source④position
⑤
①
②
③
④
⑤

2500
2500

⑥
⑥

2000
2000
HeightHeight[mm][mm]

Table 1 Analysis condition

2.3 換気効率指標による比較
各条件の室全体の空気質をより正確に評価するために、換気効率指標を用いて評価を行う。汚染質発生者以
給気量 750 m3/h
外の在室者への汚染質の広がりを評価するため、式(1)3
給気量 750 mCase/h C1-F
Case C1-F
より呼吸空気の清浄度指数を求める。

1500
1500
1000
1000
500
500
0
0 21
21

21.5
22
22.5 0
0.5
1.0
1.5
22
22.5(b)0 Contaminant
0.5
1.0
1.5
(a)21.5
Temperature
concentration

Fig. 3 Vertical distribution - Comparison of contaminant source position

Average normalized
contaminant concentration [-]座位人体の呼吸高さである 1,100 mm での分布、y 断面
は、それぞれの条件で汚染質発生者の中心を通る断面での分布を示す。Fig. 4 は、汚染質発生位置から 9 つの排気口までの水平距離平均の平方根を横軸に、汚染質の室全体平均規準化濃度を縦軸に示す。
2.1 温度・汚染質濃度の結果による比較
Fig. 3, Fig. 5 より、室内温度分布は汚染質発生位置の違いによらず概ね一定となった。また、汚染質濃度分布を比較すると、発生位置の違いが顕著に見られ、発生位置③の条件で最も濃度が高く、汚染質が効率良く排気されずに室内全体に拡散していることがわかる。濃度が低い結果となった発生位置①、②、⑤、⑥の条件では、給気口よりも排気口までの距離が短く、給気気流に巻き込
まれる前に汚染質が排気されたと思われる。一方で、発生位置③、④の条件では、給気口と排気口の間に位置していることから発生した汚染質の一部が給気気流に巻き込まれ室内に拡散されたと考えられる。特に、発生位置③では、一番近い排気口までの距離が最も遠いため、給気気流への巻き込み量がより増加したと考察できる。
2.2 汚染質発生位置と排気口との距離による比較
Fig. 4 より、汚染質発生位置から排気口までの距離が汚染質濃度分布に及ぼす影響を定量的に評価する。結果から、排気口までの距離との相関係数は 0.97 であり、排気口までの距離と室内汚染質濃度との間には強い正の相関があり、排気口までの距離が大きいほど室全体の汚染質濃度が大きくなる傾向にあることがわかる。

1.5
1.5

Correlation coeﬃcient：0.97

1.0
1.0
0.5
0.5

⑥
⑥

0
01.8
1.8

⑤
⑤

②
②

①
①

③
④③
④

2.0
2.2
2.0
2.2
distance[m])(
r：AveragerFig. 4 Comparison of concentration and distance
between contaminant source position and exhaust

2.4
2.4

空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

Y = 3,700 mm Y = 4,925 mm

Z = 1,100 mm

A-21
Contaminant source ①

Contaminant source ③

Contaminant source ⑤

Contaminant source ②

Contaminant source ④

Contaminant source ⑥

Contaminant source ①

Contaminant source ③

Contaminant source ⑤

Contaminant source ②

Contaminant source ④

Contaminant source ⑥

Normalized contaminant concentration

Contaminant source

0
1
2
Fig.5 Contaminant distribution - Comparison of contaminant source position

3

4

Table 3 Numerical indices
Local air quality index

ε

c
p OZ

= Ce / COZ

①

②

③

④

⑤

⑥

1.88

2.67

1.28

1.39

2.24

2.58

Concentration integral

3C0 [ppm m ]

3.75

2.99

4.48

4.19

3.17

2.29

Average diﬀusion radiusSupplyof contaminant dispersion
Exhaust

SVE2 [m]

4.40

5.00
Supply5.74
Exhaust

5.39

Exhaust7.17
Supply6.92

Z = 1,100 mm

Z = 2,200 mm

Y = 3,700 mm

ここで、C はある点での汚染質濃度、C0 は室全体での換気効率指標による比較から、排気口の位置によらず、汚染質濃度積分値、XG、YG、ZG は汚染質濃度の室内分
汚染質発生位置が室中央に近くなるほど拡散半径は大布の重心、x、y、z はある点の座標を表す。上記の計算きくなるが、室内汚染質濃度の大きさは、汚染質発生
Standard
CenterAbove the desk
をすべてのメッシュに対して行った。
位置と排気口との距離に依存することが示唆された。
ε cp OZ 、
C0 、
SVE2 の結果を Table 3 に示す。結果から、 3．排気口位置改善の提案
呼吸空気の清浄度指数に関しては、発生位置③、④の3.1 概要条件で値が低く、発生位置②、⑥の条件で値が高くなっ
2 章の結果から、汚染質発生位置と排気口との距離がており、2.1 節の濃度分布と同様の傾向を示した。一方重要であると示されたため、本章では、排気口の位置
で、SVE2 の値を見ると、濃度分布の傾向とは違い、発を変更して室内汚染質濃度分布の変化を考察する。排生位置①、②の条件で値が低く、発生位置⑤、⑥の条
気口を変更した平面図を Fig.6 に示す。2 章と同様の室件で値が高くなっている。原因として、発生位置①〜
全体にある基本形 (a) に対し、室中央付近 (b) 及び机の④の条件では汚染源が左側位置にしており、主に左側
上 (c) に配置して比較した。排気口位置の影響を検討
2 つの給気口による気流に巻き込まれ、室左側に拡散するため、排気口の形状や数は変更せずに比較を行う。
Fig.7,8 に鉛直・平面分布、Table 4 に規準化居住域濃されているのに対し、発生位置⑤、⑥の条件では汚染源が室中央付近に位置しており、4 つの給気口による度を示す。鉛直分布は Fig.3 と同様に、平面で平均した気流に巻き込まれ、室全体に拡散されたからだと考え値を示す。また、平面分布は室上部での分布を見るたられる。これは、Fig.5 からも確認できる。汚染質発生
めに、Z = 2,200 mm での分布を示す。規準化居住域濃位置が①〜②、③〜④、⑤〜⑥と室左側から室中央に
度は、床面から 1.8 m の間の空間の居住域平均濃度と近づくほど、室右側の汚染質濃度が大きくなっている。 完全混合濃度の比を表す。

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学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-21
給気量 750 m3/h
Case C1-F
Case C1-C
ExhaustCase
C1-F

ExhaustSupplySupplySupplySupplyCase C1-C

0

Z =Z2,200= 2,200
mmmm Y = Y3,700= 3,700
mmmm(a) Standard

24

給気温度との差 [℃]Standard
6 0 Standard
0.5 1.0

規準化濃度 [-]

ExhaustSupplyExhaustSupplyExhaustExhaust(b) Center(c) Above the deskFig. 6 Plan of the chamber - Comparison of exhaust position [mm]CenterCenter

1.5

Above the desk
Above the desk

Normalized contaminant concentration

Exhaust position

Z =Z1,100= 1,100
mmmm

00.5
Fig.7 Contaminant distribution - Comparison of exhaust position

3.2
結果 source position
Contaminant①結果から、排気口位置を変化させても明らかな違い
②
③
④
⑤
⑥

2000

1500

1000
500
0
21

1.5

1.0

0.5

0

1.8

は見られなかったが、規準化居住域濃度を見ると、基本形と比べて、室中央では 17 %、机の上では 7 % 値が減少しており、排気口位置改善の効果が確認された。
また、鉛直分布を見ると、室中央や机の上に配置した改善案の条件では温度・汚染質濃度ともに減少しており、人体及び PC からのプルームや汚染質が効率よく排気されていると考えられる。在室者の頭上に排気口を配置する案が最も効率的に汚染質を除去することができると想定されるが、在室者の上に排気口を配置した
机の上の条件では、広がった汚染質をすべて捕集することができず、汚染質の一部が室全体に拡散されたた
21.5
22
22.5 00.5
1.0
1.5
め、室下部の規準化濃度に変化が見られなかったと思われる。排気口位置を変化させた比較から、排気口を在室者に極端に近づけるのではなく、人体及び PC からのプルームが広がる範囲を考慮して排気口を設置することが室内環境の向上に効果的であると考察できる。
③
④
まとめ
①
本報では、汚染質発生位置と排気口位置をパラメー⑤②
タとして、室内温度・濃度分布に及ぼす影響について⑥
CFD 解析により検討を行った。結果から、室内汚染質
濃度の大きさは汚染質発生位置と排気口との距離に依存することに加え、プルームの広がり幅を考慮した位置に
2.0
2.2
2.4
排気口を設置し、汚染質が給気口に巻き込まれることを防ぐことが居住域汚染質濃度の低減に効果的であることが示唆された。今後は、排気口の数や形状を変化させた検討や、実測での評価によりさらに詳細な性能評価を行う予定である。

1.5

Exhaust position
CenterAbove the desk

2500
2000
Height [mm]2500Standard

1

1500
1000
500
0
21

21.5
22
22.5 00.5
1.0
1.5(a) Temperature(b) Contaminant concentration

Fig. 8 Vertical distribution - Comparison of exhaust position

5

Table 4 Normalized concentration in occupied③ zoneCenter④ Above the desk
Standard①
Normalized concentration⑤
0.69
0.57
0.64
3 in an occupied zone②⑥2
参 考 文 献1) 加護、山中、小林知、崔、山澤、小林典、永井、松井、
1 岡本、荒川、蔵永：中 規 模 オ フ ィ ス に お け る 天 井 給
気 型 置 換 換 気 方 式 に 関 す る 研 究 （ そ の １） 吹 出 し
0 気 流 性 状 及 び 給 気 口 位 置 が 換 気 性 能 に 及 ぼ す 影 響、
1.8
2.0工 学 会 近 畿 支2.2
空 気 調 和・ 衛 生
部 学 術 研 究 発2.4
表会論
文 集 （2024. 3 掲 載 予 定）
2) ASHRAE Standard Committee：ASHRAE Handbook：
Fundamentals,20133) 村上、加藤：新たな換気効率指標と三次元乱流数値シ
ミュレーションによる算出法－換気効率の評価モデル
に関する研究－、空気調和・衛生工学会論文集 No.32,
1986.104

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A-22

縦型誘引吹出空調を有する４床病室の換気性能に関する研究
その 6 窓面下降流存在下における換気効率維持手法に関する検討
Study on Ventilation Performance of Four-bed Ward with Vertical Induction Air-conditioning
Part VI Methods for Maintaining Ventilation Efficiency in the Presence of Downward Airflow
near the Window〇正 会 員
正 会 員

盛 紹宇（大阪大学）
小林 知広 （大阪大学）

技術ﾌｪﾛｰ
正 会 員

山中
山澤

俊夫 （大阪大学）
春菜 （大阪大学）

Shaoyu SHENG*1 Toshio YAMANAKA*1 Tomohiro KOBAYASHI*1 Haruna YAMASAWA*1*1
Osaka University
During the winter heating season, downward airflow induced by the cold temperature of exterior window glass
disrupts the stratification of displacement ventilation, resulting in reduced ventilation effectiveness compared to summer
conditions. To counteract this, installing heaters near external windows to diminish the downward flow and decrease thesupply air temperature through managing the window cooling load can maintain efficiency close to that of displacement
ventilation, though it requires the installation of additional equipment. This study utilizes CFD steady-state analysis
to explore methods for preserving the efficiency of vertical induction air-conditioning systems in the face of windowinduced downward flows. By adjusting cubicle curtains and installing baffles (partitions or roll-curtains) near thewindow, it is possible to prevent the induction of pollutants into the downward airflow, thereby achieving higher
ventilation efficiency without the need for additional HVAC equipment, according to CFD simulation results.

Patient simulator
and bed

(a)

P2

P3

Adiabatic wall
(b)

104

Inlet (SA) Outlet (Induction)boundary boundary (25×208)(152×208)
25 42 152104

360×360 Exhaust

P4

1040

2200

1000

P5
Adiabatic wall
7000

Heat generator(black lamp)

Inlet (SA) boundaries(152 ×1040 in total)
42 25

970

1500

Induction unit

P6

2000

Cubicle curtain

2500

2600
Exterior window and wall

10.2m2Exterior window

7000
Adiabatic wall

1960

Measurement
poles & points

ション）の設置による、空調機器の増設をせず、室内気流場を制御することで、窓面下降流存在下における縦型
誘引吹出空調の換気効率維持手法に関する検討を行う。
2. CFD 解析概要
2.1 解析空間と誘引吹出ユニットのモデリング
Fig.1 に示されるように、実大実験室を基に解析空間を構築した。誘引吹出ユニットの流れ境界は、両側の誘引と中央の混合給気境界で構成される (Fig.1(c))。
これらの境界面にはそれぞれ独自の流れ、温度、濃度条件が設定され、混合給気の温度と濃度は式 1 と 2 から算出される。詳細は Table1、及び前報 1) に記載されている。本報の一次給気（PA）の温度と濃度は、28℃と 0 に固定し、給気量は実大実験における空調機の中風モード（PA 合計 607m3/h）に設定した。
CSA = 0.6CPA + 0.2CPi + 0.2CPi+1(1)
TSA = 0.6TPA + 0.2TPi + 0.2TPi+1
(2)

208

1. はじめに
前報 1)2) では、実大実験を用いて 4 床病室における縦型誘引吹出空調の断熱、冷房及び暖房時の換気・空調性能を検討した。断熱実験を通じて、縦型誘引吹出ユニッ
トの上半分を塞ぐことにより、居住域への低風速での誘引給気を行い、安定した置換換気を確立できることが明らかとなった。一方、夏季冷房時には、高温外窓付近の上昇気流の影響を受け、断熱時よりも優れた置換換気分布が形成されたが、冬季冷房時には、窓付近の低温による下降流が支配的となり、置換換気の成層が一部崩れ、夏季や断熱時よりも劣る換気効果となった。
対策として、
外窓付近にヒーターを設置し、下降流の削減や、窓冷負荷の処理による吹出ユニットの給気温度を低減するなどのことで、置換換気に近い換気効率が維持できるが、機器の別途配置が必要。そこで、本報では、CFD 定常解
析を用いて、
仕切りカーテンの調整及び垂れ壁（パーティ

Monitorpoint Pi

P1
286

Monitorpoint Pi+1

Outlet (Induction) boundaries(25×1040 × 2 groups)(c)Fig.1 Analysis space and the modelling; (a) photograph of the full-scale experiment room; (b) 3D model of the analysis space built
based on the experiment room; (c) airflow boundaries design of the wall induction unit.

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A-22
Upper edge 400 mm
below the ceiling

Leave a 360 mm gap at
the corner near theexhaustExhaustPartitions or roll curtain;
Partly overlapped withcurtains
ExhaustExhaust1900 mm long curtain;
Bottom edge 300 mm
above the floor
3D projection

Extend the curtain toreach the ceiling
3D projection

800 mm long;
Bottom edge 1800 mm
above the floor
3D projection

Front view

Front view

Front view

(a)

(b)

(c)

Fig.2 Use the longer curtain or roll partitions to improve the ventilation effiency (a) basic case with standard U shape curtain; (b) caseusing the U shape curtain Plus (extend the curtain to reach the ceiling; (c) case using a roll partation near the exterior window

2.2 解析パラメータと評価手法
汚染物質が下降流に巻き込まれ床に落ち、置換換気の成層が崩れることは、冬季暖房時の換気効果の低下の一因である。これに対し、病床周囲の仕切りカーテン (Fig.2(a)) を天井まで伸ばし、排気口近くのみ開口部を設ける (Fig.2(b)) や、外窓付近に垂れ壁やロール
スクリーンを設置する（Fig.2(c)) ことにより、染物質を隔離、排気口へ誘導し、換気効率を維持する提案を行う。CFD 解析のパラメータとケースは Table2 に示す。
比較のため、実大実験に基づく配置以外、局所排気口
Fig.3(a) 及び天井給気型誘引吹出ユニット（Fig.3(b)）
を使用した場合の解析も行った。
Table2 CFD cases and parameters
Case

Air supply
location

UC
UCP
UCR
UCPR

VerticalCornerUCLE
UCCS

Ceiling(CS)

Gas
generation

ExhaustlocationStandard
curtain(UC)

Extra
curtain(P)

Rollpartition(R)

Ceiling’s
center

○
○
○
○

○
○

○
○

○

-

-

○

-

-

Local
exhaust (LE)Ceiling’s
centerGas
generation

Local
Exhaust
1~4

Ceiling IU

Table1 Details of the CFD simulation
CFD code
Turbulence Model
Algorithm
Discretization Scheme
Radiation analysis
Number of calculation cycle
Standard grid sizeStandard geometric ratio
Number of gridFirst grid from the wall
Wall boundary
Outer surface

STREAM V2022
Standard k-ε model
SIMPLEQUICK
VF method
Analysis
Method
5,000
50 mm
1.1x
Around 3,000,000
150-mm thickness
No-slip
Adiabatic
3.06 W/m2·k;
Wall
Temperature notdefined3.06 W/m2·k;
Window
Heat gen =-126W/m2,
Wall surface Inner Surface
fixed heat load
(Specifying heating
0.97 W/m2·k;transfer coefficient)Floor
24 ℃, fixed
temperature
4.04 W/m2·k;
Ceiling
26 ℃, fixed
temperature
Radiation Specifying emissivity
All solid surfaces;boundary
Emissivity = 0.9
400 mm free space orTopconnected to ceiling
U shape
1900 or 2300 mm
Curtains and Cubicle Central
height panel
partitions curtain
Lower
300 mm from floor
Partitions Partly overlapped with curtains 800 mm height panel
Specific volume and
IU’s inlet
temperature
IU’s outlet
Specific volume
Air-conditioning
systems
Temperature and Calculate by mixing
concentration
ratio; Function 1
ExhaustNatural outflow
Diffusion coefficient:
Flow
Physical
1.39×10-5 (m2/s);boundary
properties
Others equal to air

One point;
1.5 L/min specify
Generation
34 ℃, fixed
temperaturetemperature
Diffusion area & 25 × 25 mm square,
direction
upwardTurbulence intensity I and length scale l
1% and 5 mm definedTracer gas

ExhaustInlet’sturbulence
statistics Kinetic energy k and dissipation rate εCeiling IU(a)Flow rate(b)

Fig.3 Other parameters for comparison (a) local exhaust withbasic “U” curtain; (b) ceiling-mouted IU with basic “U” curtain

Human andequipment
heat

Patient simulator
Equipment heat load

Heat generation
DimensionHeat generation
Dimension

Calculated by u, I, l
50 W × 4,
specific power
1500 mm (L) × 300(Φ) cylinder × 4
60 W×4,
specific power
100 mm cube × 4

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学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-22

3. 解析結果と考察
室内の温度と規準化濃度分布に関して、各 Area における鉛直分布を Fig.5 で、発生源付近（Section ①）と室中心（Section ②）の断面分布コンター図を Fig.6 で示す。更に、各条件下での感染者（発生源）以外の在室者の面部付近の平均基準化濃度を Fig.7 の棒グラフで比較した。
仕切りカーテンの長さ調整や外窓付近のパーティ
ション設置は、温度分布にほとんど影響を与えなかった。排気口を天井中央から各病床の直上の天井に分散させた場合、高さ 1m 以下で温度が上昇する傾向が見られた。また、天井給気型誘引吹出ユニットを使用した場合には、最も顕著な鉛直温度差が観測された。
基準化濃度分布については、天井と隙間のないカー
テンやパーティションを使用したケースでは、通常の仕切りカーテンを使用したケースに比べ、発生源以外の室全体および顔付近での濃度が低く（0.8 程度から概ね 0.5 以下）なった。局所排気を使用した場合は、最も低い濃度値（0.3 以下）が得られた一方、天井給気を使用した場合には室内全体が混合換気の分布（基準化
濃度は 1 前後）となている。

一人の患者から発生する汚染物が別の患者及び病室全体に与える影響を検討するため、四床病室を Fig.4 (a)に示すように、病床近傍のエリア 1 ～ 4 、そして部屋
中心のエリア 5 の 、計 5 個のエリアに分割する。各エリアの同じ高さのデータを平均し、鉛直分布を評価す
ることとする。また、仰臥位の患者の面部付近（Fig.4(b)）の濃度平均値も算出した。室内汚染物濃度分布は、
式 3 を用い、規準化濃度の形で結果を示す。

C* =

Cp

(3)

CEA
7000

2200

7000

1000

Area 4600

Human
simulator②

Area 3Exterior
window
Area 2

①

2500

Gas
generation
Area 5

Contour diagram
section 1&2

Bed
Space Designated for
Evaluating Inhalation
Concentration

Area 1(a)(b)

Fig.4 Data pickup location; (a) areas for temperature andconcentration distribution; (b)space for inhalation concentration

Height from the floor (m)Area 1

Area 2

Area 3

Area 4

Area 5 (gas source)

2.5

2.5

2.5

2.5

2.5

2

2

2

2

2

1.5

1.5

1.5

1.5

1.5

1

1

1

1

1

0.5

0.5

0.5

0.5

0.5

0

23

24

25

Temperature (℃)

26

0

23

24

25

Temperature (℃)

UC

26

UCP

0

23

24

25

Temperature (℃)

UCR

26

0

23

24

25

Temperature (℃)

UCPR

26

0

23

24

25

Temperature (℃)

UCLE

26

UCCS

(a)

Height from the floor (m)Area 1

Area 2

Area 3

Area 4

Area 5 (gas source)

2.5

2.5

2.5

2.5

2.5

2

2

2

2

2

1.5

1.5

1.5

1.5

1.5

1

1

1

1

1

0.5

0.5

0.5

0.5

0.5

0

0 0.5 1 1.5 2

Normalized
concentration (-)

UC0

0 0.5 1 1.5 2

Normalized
concentration (-)

UCP0

0 0.5 1 1.5 20Normalized
concentration (-)

UCR

UCPR

0 0.5 1 1.5 2

Normalized
concentration (-)

UCLE

0

0 3 6 9 12 15

Normalized
concentration (-)

UCCS

(b)

Fig.5 Temperature and normalized concentration vertical distribution in each area; (a) temperature distribution; (b) normalized
concentration distribution

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A-22
U Curtain (UC)U Curtain (UC)U Curtain Plus (UCP)U Curtain Plus (UCP)U Curtain + Roll partition (UCR)U Curtain + Roll partition (UCR)U Curtain Plus + Roll partition (UCPR)U Curtain Plus + Roll partition (UCPR)U Curtain + Local exhaust (UCLE)U Curtain + Local exhaust (UCLE)

Ceiling mount induction units + U curtain (UCCS)

Ceiling mount induction units + U curtain (UCCS)

Temperature (℃)
23.0

24.0

Normalized concentration (-)
25.0

26.0

Section ①

Temperature (℃)
23.0

24.0

Normalized concentration (-)
25.0

26.0

Section ②

4. まとめ本報では、CFD 解析の結果を基に、仕切りカーテンと天井の間の隙間を塞ぐや、外窓付近にパーティショ
ンを設置することで、汚染物質の窓付近への拡散を防ぎ、及び排気口への誘導によって汚染物質の下降流の巻き込みを阻止する効果があること（Fig.6 の Section①、濃度分布図の左側部分）を示した。これにより、対策前と比較して安定した置換換気の分布が実現され、冬季暖房時の換気効率の大幅な向上が期待できる。
4 床病室で本空調システムを使用する際、局所排気との組み合わせが最も優れた換気効果を提供できるる一方、天井中心に排気口を一か所のみ設ける場合は、仕切りカーテンの長さを調整する（設置位置を吊るしているレールから天井に直接取り付けるように変更する）
ことが推奨される。加えて、カーテンのない室中心部には、パーティション（垂れ壁など）の併設も更なる
換気効率の向上が期待される。今後は実大実験を通じての効果検証や CFD の精度検討を行う予定である。
【記号表】
C: Concentration (ppm)
C*: Normalized concentration (-)
EA: Exhaust air
IA: Induction air
IU: Induction unit

i: Number of the measurement point
p: Measurement point
PA: Primary air
SA: Mixing supply air
T: Temperature (℃)

Normalized concentration in
inhalation space (-)

Fig.6 Temperature and normalized concentration distribution on section ① (near the generation source) and ② (room's center)
4
Bed1

3.5

Bed2

Bed4

*The number assigned to each bed
corresponds to the area number inwhich it is located.

3
2.5
2
1.5
1
0.5
0

UC

UCP

UCR UCPR UCLE UCCS
Simulation cases
Fig.7 Inhalation concentration for the other three occupants
sleeping in beds distant from the source of generation【謝 辞】
本研究は、木村工機 ( 株 ) との共同研究によるものであり、種々の便宜を図っていただいた同社関係各位に深く感謝いたします。
【参考文献】
1):S. Sheng, T. Yamanaka, T. Kobayashi, N. Choi, N. Chou,
Experimental study and CFD modelling of four-bed hospitalward with all-air wall induction unit for airconditioning,
Building and Environment, Vol. 222, Aug. 2022.
2): 盛紹宇 , 山中俊夫 , 小林知広 , 崔ナレ、縦型誘引吹出空調を有する４床病室の換気性能に関する研究 その 5 実大実験に基づく冷・暖房期における室内温度・汚染物質濃度分布、令和 5 年度空気調和・衛生工学会学術講演会講演論文集、J-18、2023.09.

空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-23

Momentum 法を用いたラインディフューザ気流の CFD モデリングに関する研究(その１）深層学習による Momentum の同定手法に関する検討
CFD Modeling of Line Diffuser Airflow using Momentum Method(Part1) Momentum Identification Method with Deep Learning○ 桃 井 良 尚（福井大学）

原 田健太郎（福井大学）

河 野 良 坪（大阪工業大学）
Yoshihisa MOMOI*1 Kentaro HARADA*1 Ryohei KONO*2*1

University of Fukui*2

Osaka Institute of Technology

Calculation accuracy of CFD simulation for a complex supply air diffuser depends on the number of grids. However,high-precision CFD which requires a high calculation load is not practical in actual design works. One of the solutions forcalculation load reduction is “Momentum method” that can reproduce throw distance and diffusion width of the supply jet
due to coarse meshes by giving lack of air flow momentum as a body force near the supply opening. The purpose of thisstudy is to establish a method for identifying the momentum using deep learning.
１．はじめにCFD 解析では室内気流や温度分布を詳細に予測することができるが、形状が複雑な空調吹出し口からの吹出
し気流性状を正確に予測するには、吹出し口の 3 次元形
状を正確に再現した上で吹出し口近傍の解析空間を細かい計算格子で分割する必要がある。しかし、吹出し口近傍を細かく空間分割すると、解析対象空間である室全体の計算格子数も増大し、計算時間も長くなり実用的でない。
そこで本研究では、シングルラインディフューザを対象として Momentum 法 1)により粗い空間分割でも詳細解析と同等の吹出し気流を再現することを目的とし、本報では深層学習による体積力の算定方法について検討する。
２．詳細 CFD 解析
2.1 解析概要
Fig. 1 に示すシングルラインディフューザ（空調技研工業, VTL-1）を対象として、等温条件下における風速 3m/sの垂直吹出し気流について検討を行った。Fig. 2 に、解析
対象空間を示す。シングルラインディフューザの垂直吹
出し気流の対称性を考慮して、本来の解析空間の 1/4 領域
で解析を行った。解析空間 S では、1.5m×1.5m×4.5m のチ
ャンバー空間と 1.5m×1.5m×15m の室空間を設定した。解析空間 L では、室空間側を実験室の大きさに拡張した。
Fig. 3 に、吹出し口近傍のメッシュを示す。空間分割には多面体メッシュを用い、吹出し口近傍メッシュ幅を最小の 2.5mm と設定し、吹出し口から離れるに従いメッシュ
を最大 16cm まで粗くした。Table 1 に、解析条件を示す。
既往研究 2)の測定値を基に流入境界面及び流出境界面の体積流量、乱流強度及び渦の長さスケールを設定した。

[cm]

x

102
91

y

11
6

6.5 2

(1) Front view

z
y
2 6.5

(2) Cross section viewFig.1 Schematic diagram of single liner diffuser
Baffle plate

Supply opening

Outflow

Domain L
Domain S

Inflow

ROOM

Symmetry
CHAMBER

Fig.2 Calculation domain (detailed CFD)

Symmetry

ChamberDeflection vane

Supply opening

Room

Fig.3 Calculation meshes around supply opening空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-23
Table1 Calculation condition (detailed CFD)
CFD code
DomainscFLOW v2022.1
Domain S

Domain L

Table 3 に、解析条件を示す。境界条件の体積流量や乱流強度は詳細 CFD と同一とし、乱れの長さスケールは本来の吹出し口幅の 2cm を設定した。

1.5(x)×1.5(y)×4.5(z)Standard k-ε
Steady state (SIMPLEC)
QUICK
Prox. 1,200,000
10Prox. 4,600,000
-4.5

48.25
10.0
0.035

Normalized air velocity u/u0 [-]1.2

45.5(x)×1(y)

1.0
0.8
0.6

0.2
0

2.2 解析結果
Fig. 4 に、解析空間 S において中心軸風速 u [m/s]を吹出し風速 u0 [m/s]で除した基準化風速 u / u0 [-]を既往研究 2)と併せて示す。ここで、吹出し風速 u0 は体積流量（48.25m3/h）を吹出し開口の見付け面積（0.00455m2）で除した値とした。また、横軸の吹出し口からの距離 z [m]は吹出し口幅 d [m]で除して無次元化した。実験結果と比較して風速がやや大きいものの、概ね一致する結果となった。

CFD

0.4

Exp
(hot wire anemometer)
0

100
200
300
400
Distance from supply opening z/d [-]500

Fig.4 Normalized air velocity on central axis

Supplyopening

Addition of
momentum

Mesh size

３．Momentum 法を用いた簡易 CFD 解析
3.1 解析概要
簡易 CFD では、詳細 CFD の室空間側の領域と同じ
1.5m×1.5m×15m の解析空間を設定し、詳細 CFD 同様、1/4領域で解析を行った。空間分割メッシュは、吹出し口周辺
では 2cm とし、吹出し口から遠くなるにつれて粗くし、最大 8cm の構造格子を設定した。ここで、Fig.5 に示すよ
うに、例えばメッシュ幅を 2cm に設定すると、対称面があるため吹出し口幅は最低 4cm（本来の吹出し口幅 2cmの 2 倍）でしか再現できない。吹出し風量を同一とすると、簡易 CFD では吹出し風速は 1/2 倍になる。単位時間・単位面積あたりに吹出し口から流入する運動量は、空気密度を ρ[kg/m3]、吹出し風速 u[m/s]とすると、ρu2 [N/m2]で表され、これに吹出し口面積 A[m2]を乗じると単位時間あたりにコントロールボリューム（CV）に流入する運動量
ρu2 A [N]が計算される。
このことから吹出し風速が 1/2 倍、吹出し口面積が 2 倍になるとすると、単位時間あたりの流入運動量は本来の 1/2 倍となる。
この不足する流入運動3
量を CV の体積 V [m ]で除した 1/2ρu2 A/V [N/m3]を体積力として吹出し直後の CV に付加することで、本来の吹出し気流性状が再現できると考えられる。Table 2 に簡易CFD で付加する必要のある体積力を算出した結果を示す。
簡易 CFD では 128N/m3 を補う必要がある。本報では、吹出し口から 1 メッシュ離れた位置に主流方向の体積力
BFz と拡散方向の体積力 BFy を付加することとする。

Fig.5 Body force position in Momentum method
Table2 Calculation of added body force
Detailed
CFD

Simplified
CFD

Air density [kg/m3]

1.18

Airflow rate [m /h]

48.25

3

0.00455

0.00920

Supply air velocity [m/s]

2.95

1.46

Supply momentum [N]0.04660.0230Lack of momentum [N]0.0235

Volume of cell [m3]1.84×10128.0

Required body force [N/m3]

Table3 Calculation condition (simplified CFD)
CFD code

FlowDesigner 2022,2024

Domain

Domain S

46(x)×1(y)Standard k-ε
Steady state (SIMPLEC)
1st order Upwind
Prox. 520,000
10-5
48.25
10.0
0.02

空気調和・衛生工学会近畿支部
学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-23

Simplified CFDBFz=128N/m3
Throw Distance: 6.44m

Diffusion width

Throw Distance: 4.49m
0.22m 0.49m
0.5m/s0.25m/s

0.29m 0.6m

Throw Distance: 4.7m

Detailed CFD

Throw Distance: 6.74m

Fig.6 Air velocity isoline
3.3 付加する体積力をパラメータとした評価点風速
Fig.7 に、付加する体積力のパラメータ範囲を示す。主流方向の体積力(BFz)については、理論上、不足する体積力の 100％～240％の範囲で設定した。拡散方向の体積力(BFy)については、理論上、不足する主流方向の体積力に対して 0％～140％の範囲で設定した。後述する深層学習において学習用に使用するデータと学習後の精度検証用データとして、それぞれ交互になるよう 64 条件と 49 条
件を設定した。
Fig.8 に、一例として、中心軸上の吹出し口から 4.3m の評価点における付加する体積力を変化させたときのスカラー風速を示す。拡散方向の運動量 BFy は付加する量がある程度以上になると運動量が拡散するため、特に中心軸から離れた観測点での風速が低下する。

Body force in the direction ofmainstream BFz [N/m3]

0

Data for
Extra for required body force
validationin the direction of diffusion [%]20
40
60
80 100 120 140
240

281.6

220
200

230.4

180
160
140
120

179.2

100
0
51.2
102.4
153.6
Body force in the direction of diffusion BFy [N/m3]

128.0

Fig.7 Body force setting range

Extra for required body force
in the direction of mainstream [%]Data forlearning

320


320




 
280



0.80




200

 
0.75

 
 
180

BFz[N/m3 ]


240


0.7



120

0.32


 
280

0.85
 

 

BFz[N/m3 ]3.2 解析結果
Fig.6 に、詳細 CFD と主流方向に最低限必要な体積力である128 N/m3 を付加した簡易CFD における風速0.5m/sと風速 0.25m/s の等値線を示す。残風速が 0.5m/s または0.25m/s になる距離である到達距離と気流の拡散幅を詳
細 CFD と簡易 CFD で比較すると、簡易 CFD では理論上必要な体積力を付加しても詳細CFDの到達距離と拡散幅を再現できていないことが分かる。簡易 CFD では、到達距離が詳細 CFD と比べて残風速 0.5m/s で 0.21m、残風速
0.25m/s で 0.3ｍ過小評価されている。このことから、簡易 CFD で詳細 CFD の到達距離と拡散幅を再現するためには、付加する体積力の割増しが必要であると分かる。

0






  120    180
 
60

BFy[N/m3]

Point A7

0.30



240


0.28



200
 

180

120


0.26

0.24




0






60



 
120   180

 

3]
BFy[N/m  Point C7

Fig.8 Relationship between body force and air velocity 

４．深層学習を用いた体積力のチューニング
4.1 学習モデルの構成
体積力の最適値を求めるため、深層学習ツール Neural
Network Console（Sony 製）を用いて学習モデルを構築した。Fig. 9 に、深層学習モデルの概要を示す。評価点風速
を入力値、付加する体積力を出力値とし、付加した体積力（BFz と BFy）と簡易 CFD における評価点風速（Fig.10に示す最大 30 点）の関係をセットとして、Fig.7 に示した
全 64 条件のデータセットを使って学習を行った。
学習モデル作成のための計算条件であるエポック数は10,000 回、バッチサイズは 8 とした。また、式(1)に示される学習率 ηt を設定し、パラメータの変化量を決定した。
本研究で採用した学習率では、学習が進むごとに学習率が小さくなり、パラメータの変化量も小さくなる。

ηt =

η0
t
{1+ cos( )}
2
T

(1)

ここで、η0 は学習率の初期値, t は現在までのパラメー
タ更新回数、
T は学習終了までのパラメータの更新回数。
また、活性化関数には式(2)に示す Swish 関数を用いた。

f (x) =

x1+ e− x(2)

パラメータの更新を行うための損失関数には、出力値と正解値との絶対誤差を用いた。学習データとなる評価
点は、Fig.10 に示す主流方向に 0.6m 間隔で 10 点、拡散方向に中心軸から 0.24m 間隔で 3 点の計 30 点を設定した。学習データとして、Table4 に示すように、設定した評価点のうち全ての評価点を用いた評価領域 T、残風速
0.5m/s の到達距離に近い評価点 3 点のみを用いた評価領
域 N、残風速 0.25m/s の拡散幅の位置に近い評価点 3 点のみを用いた評価領域 F の 3 パターンを設定し、学習に入力する評価点の数を少なくできるかについて検討した。
なお、本報では評価点の数のみを検討対象とし、付加する
体積力条件の数については固定とした。計算条件名は、①
評価領域（T,N,F）、②中間層 1 層目のノード数（100,300,500の百の位の数字）、③中間層数（3,4,5 層の各数字）、④中
間層 2 層目以降のノード低減率（1/2, 1/3 をそれぞれ A, Bとする）の順で 4 桁の記号と数字で表現する。

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学術研究発表会論文集（2024.3.8）

A-23

w12

w13

x1w11+x2w21+x3w31++b1

Fullyconnectedlayer

4.3 詳細 CFD 結果を入力した体積力の予測結果
Fig.12 に、深層学習の学習済みモデルに詳細 CFD の評
価点風速を与え気流性状を再現するために必要な体積力を同定し、その値を付加した簡易 CFD 結果を、詳細 CFD
結果と比較して示す。評価領域 T では、残風速 0.5m/s の到達距離は過大に、残風速 0.25m/s の到達距離は過小に評価された。評価領域 N では、残風速 0.5m/s の到達距離がほぼ一致した。評価領域 F では、残風速 0.25m/s の到達距離の誤差が比較的小さくなり、拡散幅の再現精度も高かった。計算時間は、詳細 CFD で約 1 日、簡易 CFD で 1.5〜2 時間程度であった。

x30


w11

Intermediate
layer

A12



A1n1

A11
y=f(A2)  y=f(An1)y=f(A1)w

The next numberAof node will have 1/2 21
or 1/3 of the previous
number.
Output(BFz, BFy)

Activation
functionx2

x1

Input (air velocity atevaluation points)

A22

A2n2

Simplified CFD  BFz=204N/m3 , BFy=52N/m3 Throw Distance: 6.69m
4.95m

y1

y2

0.5m/sFig.9 Neural network configuration in deep learning
Y

Detailed CFD

2

3

4

5

6

7

8

9

Area F

Evaluation Number
pointsof points
Area T

30

Area N

3

4.7m
Throw Distance: 6.74m
Detailed CFD3, 4, 5(2) Evaluation points: Area N
Simplified CFD CFD  BFz=300N/m3 , BFy=516N/m
 3 

Number of node Number Reduction rate
in 1st int. layerof layerof node100, 300, 500

0.30m 0.56m
0.29m 0.6m

6.1m

Fig.10 Evaluation points for deep learning
Table4 Model condition

Area F

Z
Area N

Throw Distance: 6.64m
4.7m

Area T

C
B
A
SupplyOpening 0.7m

Throw Distance: 6.74m(1) Evaluation points: Area T 3
Simplified CFD CFD  BFz=197N/m3 , BFy=248N/m

10

0.48m

1

0.25m/s

4.7m

0.6m

0.28m 0.54m
0.29m 0.6m

Throw Distance: 6.87m
4.87m



0.29m 0.6m

1/2, 1/3



4.7m

3

0.33m 0.59m

Detailed CFD Throw Distance: 6.74m(3) Evaluation points: Area F

Absolute error [N/m3]

4.2 学習モデルの予測精度
Fig.11 に、各モデル条件における総パラメータ数（総ノード数に比例）に対する絶対誤差を示す。T15B、T35B は
絶対誤差が極めて大きかったため図から除外した。T54A、
T55A を除けば、総パラメータ数が多いほど絶対誤差が小さく、条件間の差異が小さくなる傾向が見られた。中間層
１層目のノード数が少なくても中間層数がある程度多け
れば絶対誤差は小さくなる傾向が見られ、T53A や T53B
あたりが比較的良好な結果が得られた。
1.0
0.8
T13A
T14B
T13B
T34B
T15A
T14A T33B

0.6
0.4
0.2

５．まとめ
本研究では、シングルラインディフューザーを対象として、粗い空間分割の CFD 解析でも吹出し気流性状を再現するために、付加する必要のある体積力を深層学習
により算定する方法について検討を行った。
今後は、学習させる体積力条件数の低減、吹出し風速やメッシュサイズが異なる場合や非等温条件への適用について検討していく予定である。

T54A
T55A
T35A
T34A
T33A

T55B
T54B
T53B

T53A

0
0

Fig.12 Comparison of throw distance and diffusion width
between detailed CFD and simplified CFD

5
1015
Number of total parameters [

20
104]

Fig.11 Absolute error against total number of parameters

参考文献
1） Srebric, J. and Chen, Q: A method of test to obtain diffuser data for
CFD modeling of room airflow, ASHRAE Transactions, 107,
pp.108-116 ,2001
2） 山元誠也, 桃井良尚, 縮小模型を用いたシングルラインディ
フューザ気流の PIV 測定に関する研究, 空気調和・衛生工学会東北支部 第 8 回学術・技術報告会論文集, A-3, 2023.3