Simplified Method for Term Heat LoadCalculation Including the Effect of WaterEvaporation at Outdoor Wall Surfaces :Identification of Evaporation Ratio andEvaporative Heat Transfer Coefficient, and TermHeat Load for Model Wall Structures

九州大学学術情報リポジトリ

Kyushu University Institutional Repository

Simplified Method for Term Heat Load

Calculation Including the Effect of Water Evaporation at Outdoor Wall Surfaces : Identification of Evaporation Ratio and

Evaporative Heat Transfer Coefficient, and Term Heat Load for Model Wall Structures

尾崎, 明仁

九州大学大学院総合理工学研究科熱エネルギーシステム工学専攻

浦野, 良美

九州大学大学院総合理工学研究科熱エネルギーシステム工学専攻

渡辺, 俊行

九州大学大学院総合理工学研究科熱エネルギーシステム工学専攻

龍, 有二

九州大学大学院総合理工学研究科熱エネルギーシステム工学専攻

他

https://doi.org/10.15017/17736

出版情報：九州大学大学院総合理工学報告. 10 (3), pp.321-329, 1988-12-31. Interdisciplinary Graduate School of Engineering Sciences, Kyushu University

バージョン：

権利関係：

九州大学則合理工学研究科報告

第10巻第3号321−329頁昭和63年12月

（KYUSHU DAIGAKU SOGORIKOGAKU KENKYUKA HOKOKU）

      VoL 10， No．3pp．321−329 December 1988

建築外表面からの水分蒸発を考慮した期間熱負荷簡易計算法

   （第2報 蒸発比と蒸発熱伝達率の定数化および期間熱負荷の算出例）

尾 崎 明 仁＊＊・浦 野 良 美＊ ・渡 辺 俊 行＊

龍  有二＊・村田義郎＊＊＊・平佐幸男＊＊＊＊

      （昭和63年8月31日 受理）

     Simplified Method for Term Heat Load Calculation

Including the Effect of Water Evaporation at Outdoor Wall Surfaces

 −Identification of Evaporation Ratio and Evaporative Heat Transfer        Coefficient， and Term Heat Load for Model Wall Structures一

Akihito OZAKI， Yoshimi URANO， Toshiyuki WATANABE    Yuji RYU， Yoshio MURATA and Yukio HIRASA

  The evaporation ratio and the evaporative heat transfer coefficien亡are indispensable factors for the new ex−

tended degree day method to buildings． Identification of them is examined by thermal performance simulations using the stalldard weather data and precipitation data of Fukuoka． The validity of the new extended degree day method with・these results is discussed through the comparison of term heat loads obtained by exact simula−

tions， the original extended degree day method and our proposing new extended degree day method．

1．はじめに

 前報では，従来の拡張デグリーデー法を改良して，

建築外壁が濡れた場合の蒸発による潜熱移動を考慮し た期間熱負荷簡易計算法（式（24），（27），（29）参照，

以下の計算式は，前報で導出した計算式を示す）を提 案した．しかし，これらの蒸発を考慮した拡張デグ リーデー法では，予め，期間別，地域別，壁面方位別 に蒸発比∫と蒸発熱伝達率α，を定数化しておく必要 がある．

 本論文では，福岡標準気象データおよび標準気象 データ平均年にあたる各月の福岡降水量データを使用

して，濡れた建築外壁における熱伝達を数値シミュ レーションにより解析し，蒸発を考慮した拡張デグ リーデー法に必要な蒸発比∫および蒸発熱伝達率α，

の定数化を行う．次に，2種類の壁体を対象に，従来 の拡張デグリーデー法と蒸発を考慮した拡張デグリー デー法を用いて期間熱負荷を算出し，外壁外表面にお ける蒸発による影響について考察する．

 ＊熱エネルギーシステム工学専攻  ＊＊熱エネルギーシステム工学専攻博士課程

紳＊Mエネルギーシステム工学専攻修士課程   （現在 大成建設㈱）

＊＊＊＊Mエネルギーシステム工学専攻修士課程

2． 蒸発比fと蒸発熱伝達率α。の算出

 前報で導出した式（24），（27），（29）で示される蒸 発を考慮した拡張デグリーデー法は，いずれの方法に おいても予め蒸発比∫と蒸発熱伝達率α，を定数とし て与えておく必要がある．そこで，各壁面方位を東西 南北とする建物を計算モデルとして数値シミュレーシ ョンを行い，∫およびα，を定数化する．なお，この モデルでは，外壁外表面の保水層として，保水性能お よび保水状態に伴い変化する熱特性値が既知の珪酸カ ルシウム・ゾノトライト板（以下，ゾノトライト板と 略称）を便宜的に疑似外壁仕上材料として用いた．

 式（9）に示す濡れた外壁外表面の熱収支式を基に，

未知数となる外表面温度について収束計算を行う．

熱伝導計算は，表面温度を入力値とする逐次状態遷移 式Pに基づくものであり，系の特性関数には瞬間移流

一322一 建築外表面からの蒸発を考慮した期間熱負荷簡易計算法一第2報 項を含む近似単位応答を用いた．予め，ゾノトライト

板の熱特性値を重量含水率の関数として与えておけば，

降水や蒸発に伴い保水状態が変化する場合についても，

熱特性値を時刻毎に重量含水率の関数として更新する ことにより近似的に計算できる．

 2．1計算条件

 （1）壁体構成は，各壁全て室内側から普通コンク リート100mm，ゾノトライト板2mmであり，雨水お よび結露水はこのゾノトライト板に保水される．

 （2）ゾノトライト板2mmの最大保水量は

1．79kg／m2であり，壁面への降水量がこの最大保水量 を超える場合は排水される．

 （3）壁体の熱特性値として，普通コンクリートは 熱伝導率1．41kcal／mh℃，容積比熱481kcal／m3℃の一 定値とするが，ゾノトライト板の熱伝導率，容積比熱 は重量含水率の関数として与える．また，保水状態の 差異により変化するゾノトライト板の日射吸収率およ び蒸発比も重量含水率の関数として与える（注1参

照〉．

 （4）入力値には，福岡標準気象データと，標準気 象データ平均月に対応する期間の福岡降水量のデータ

を用い，計算時間間隔は1時間とする．

 （5）室内空気温度は，12〜3月を22℃，4〜5月 および10〜11月を24℃，6〜9，月を26℃一定とする．

 （6）室内側総合熱伝達率α，は，8kca1／m2h℃で一 定とする．

 （7）外表面対流熱伝導率α、は，外界風速の関数 として次式で与える2聯．

水平面      α，＝7．9＋2．2×（0，3＋0．05γ）

       （30）

垂直面風上側

  7≦2．0のとき，α，＝7．25

  F＞2．0のとき，α．＝4，0＋1．6257   （31）

垂直面風下側   α，＝5．95＋0．325F  （32）

 （8）壁面が天空を見る形態係数は，屋根面は1．0と し，垂直面は0．5とする．

 （9）地表面と各垂直面の長波放射については，地 表面温度を外気温度とし，地表面の長波放射率を1．0

として計算する．

 （10）地表面からの日射の反射については，反射率 を0．1として算出する．

 （11）各垂直壁面への降水量Prは，石崎の式41より，

  Pザ＝0．136配」・1）H

  Pr：垂直面降水量（mm／h）

  PH：水平面降水量（mm／h）

  Kl壁面に垂直な風速成分（m／s）

とする．ただし，Kは風を水平方向の流れと仮定し て，風向・風速から算出する．

 （12）蒸発熱伝達率α，に含まれる係数61， 2は，

一10〜15℃の温度区間を10℃間隔に6分割し，それ ぞれの区間において次のように与える．

一10〜0℃ 61＝一5．238×10−3，62＝エ．017×10−5  0〜10℃ 61ニー6．388×10−3，62＝1．219×10−5  10〜20℃ 61＝一1．132×10−2，62＝2．089×10『5  20〜30℃ 61＝一1．973×10−2，62＝3．522×10−5  30〜40℃ 61＝一3．458×10−2，62＝5．969×1『5  40〜50℃  1＝一6．288×10−2，62＝1．048×10−4

この係数61，62は，回報で述べたように飽和絶対湿度 を絶対温度に関する2次式で各温度区間毎に近似して 算出したものである．その際，隣i接する区間の接続点

を連続的なものとするため，接続点において±5℃の 重複幅を各区間に持たせて，例えば10〜20℃区間に おいては5〜25℃を1℃刻みで近似した。また，係数 61，62は，外表面絶対温度℃と外気絶対温度％の平 均値が示す区間の値を採用する．

 2．2計算結果

 福岡における南壁面の蒸発比ノ；∫α．，対流熱伝達率

α，，放射熱伝達率α，，総合熱伝達率α， の月別平均値，

および壁面への降水量の月積算値をTable 1に示す．

Fig．1，3には南壁面における1月および7月の降水 量および蒸発比∫の経時変化を，Fig．2，4には南壁面 の1月および7月における蒸発比∫および∫α，の頻 度分布を示す．       

 ゾノトライト板の最大倶水量が小さいため，降雨が あれば蒸発比∫は急激に最大値1．0まで増加し，降雨 後は急激に減衰する．1月と7月の蒸発比∫の頻度分 布を比較すると，降水量の多い7月は1月に比べて 0．7〜1．0の区間の頻度が高いものの，1，7月ともに 0．0〜0．2の区間にほとんど集中している．∫α．の頻度 分布は，，1，7月ともに0．0近傍…において最頻値を示

すが，その他の頻度傾向は異なり，1月は5〜

15kcal／m2h℃のとき，7月は15〜30kcal／m2h℃のとき にそれぞれ頻度が高くなる．これらは，∫の値が1．0 近傍のときに出現する値であるため，ノ『α，は蒸発熱伝

ag 3?

‑323‑

Table 1 Monthly average values of evaporation ratio f heat transfer coeffi‑

cient a , and monthly accumulated precipitation at southern walls in Fukuoka. Suffixes denote the following heat transfer sorts: e for evaporation, c for convection, r for radiation, and t for overall.

f fae

(kcal/m2hOc) ac

(kcal/m2hec) ar (kcal/m2h℃)

(kcal/m2hOc)at

Pv

(mrn/month)

Jan. O.10 1.31 9‑.56 3.90 14.77 10.3

Feb. O.05 O.51 8.13 3.94 12.58 4.3 Mar. O.04 O.48 8.52 4.04 13.04 1.7

Apr. O.07 O.95 7.63 4.23 12.81 3.8

May

^{O.15 2.52 8.14 4.37 15.03 12.2}

Jun. O.18 3.40 7.73 4.53 15.66 11.1 JuL O.30 7.13 7.99 4.75 19.87 87.5

･Aug. O.03 O.71 7.95 4.81 13.47 3.0

Sep. O.13 2.77 7.61 4.61 14.99 9.0 Oct, O.12 2.07 7.94 4.38 14.39 18.7 Nov. O.06 O.77 8.20 4.19 13.16 6.4 Dec. O.09 O.96 7.61 3.99 12.56 7.9

.l‑

.e

‑l;

L

9

=

x

ts dik

1. 00

O. 75

O. 50

O. 25 40

A 30

9

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{

2. 2o

% e

  10

O. DO

   Fig.

   1o 1

1OO

s

75

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25

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. /Gl

fcte

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>o co

=v vL

la

      8       7       6 t2)        NE        E       5v        =        .9       4p        es        e.

      3 .e       8       2S       1       o

        5 le 15 20, 25 30 (day)

Fluctuation of precipitation and evaporation ratiofat a southern wall in Fukuoka (January). The notation, a., denotes the evaporative heat transfer coefficient.

      N=744 g N=744

o.o

.2

>o

=o

=cr

vL

la

Fig

O.2 O.4 O.6 O･8 1;O O 5

  Evaporation ratio f

 Frequency distribution offandfa , at a southern wall 1OO

75

so

25

 o

10 15 20 25 30 35 40

 fae (kca1/m2h"C) in Fukuoka Oanuary).

一324一 建築外表面からの蒸発を考慮した期間熱負荷簡易計算法一第2報

i，00   40

『一 Z．75   30

量零

．室。．，。途、。

董  ε

§  8

ξヨ 0，25  馬← 10

ii

fαe

f

iiii

Precipita七ion

3 ^lI

匹轟 ﾟ昌i冒iハ

  li 鼻ll、lli

1

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8

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6竃

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5）_．蔓 4 ≦

ヨ Ω 奮

2と

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0・0001 5  1。  15  2・  25 3・（、、1）

Fig．3  Fluctuation of precipitation and evaporation ratio∫at a southern wall in Fukuoka（July）．

    The notation，α，，denotes the evaporative heat transfer coefficient．

100

 75_§

§5・

茎

 25

00．

N＝744

0  0．2   0．4   0．6． 0．8   1．O

  Evapora七ion ratio f

100

 75_窪 婁5D

皇

 25

0   5．  10  15  20  25  30  35  40     fαo（kca1！鷹2h℃）

Fig．4  Frequency distribution of∫and∫α，at a southern wall in Fukuoka（July）．

達率α。に左右される．α，は，℃とろの和の関数で 与えられ，さらにα，に含まれる係数 1，62は夏季に 大きく，冬季に小さくなるため，α，は必然的に夏季 に最大値，冬季に最小値を持つ．例えば，南壁面にお けるα，の月平均値は，1月は13．1kcal／m2h℃，7月 は23．8kcal／m2h℃である．ただし，蒸発による熱流 肥は式（14）で表され，この∫α，のみが蒸発熱流を 左右するものではない．式（14）の右辺第1項と第2 項が鷹において占める割合は約1：4であり，∫α，

が年間を通して変動しても，肥に大きな影響はない．

 Fig．5には，外気温度，総合相当外気温度θノ，総 合熱伝達率α，として慣用値20kcal／m2h℃を用いて算 出した相当外気温度θ，の日平均値，および南壁面降 水量を示す．Table 1に示すように，α， の月平均値 は慣用値20kcal／m2h℃よりも小さいため，降水の無 いときには，総合相当外気温度θノは，α，を慣用値

20kcal／m2h℃とした場合の相当外気温度θ，よりも高 い値となる．なお，図中のハッチ部分が式（20）に基 づく濡れを考慮した拡張デクリーデーを表す．

3．計算例とその考察

 3．1計算対象モデルの設定および計算条件  Fig．6に示す2種類の計算モデルを対象として，従 来の拡張デクリーデ一法と，外壁外表面での蒸発を考 慮した拡張デクリーデー法を用いて期間熱負荷を算出 する．なおこのモデルにおいても，2節と同様に疑似 外壁仕上材料として，ゾノトライト板（2mm）を保 水層として便宜的に用いた．計算条件を以下に示す．

 （1）モデルの所在地は福岡市とし，壁面方位は南 とする．冷房時設計室温26℃，暖房時設計室温22℃

室内発熱量300kcal／hとする．

 （2）蒸発を考慮する場合，濡れによる外壁仕上材

NI 7 fiff Z pt Wf

ng log ag 3e ‑325‑

A 9 v

₂

3e g5

e

30

25

20

15

10

5

o

Newcooling

,･, 1 xt,IC?l

Dai1y

, average'

extendedtdegree

dayi

tr t' moist equiva ient temperature

't/{i' x

Reference Temperature (for Coo1ing). ':li .iN,'"'

I 1 r

Reference TemEerature (for Heatipg) Dai1y average ;^N

.lr. ^11i･11i ..4..,.. .tt^."//. ".. ･1. 4

.equ1va+lent temperature ^/tt E

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../1/.,..,1.:/‑

l

^{'di lt}

Dai1y average ^t‑'Ti

IT''.' v

! outdoor dirtemperaturei

N F: _;

'

i Newheating,extendeddegree

day

Dai1yaccurnulated precipitation l:1k'

t ^.l .N) ^lv'

'

Fig. 5

1

      60 A        >

      g       >

      sO 5       .s

      40:.ct

      .g       30 9.

      g･

      2D i       ,, g       )       .es       Oa

    2 3 4 5 6 7 '8 9 10 11 12 (month)

       ' Region:Fukuoka ･

       Orjentation : Sou th Daily average value of outdoor air temperature, equivalent temperature and moist equivalent temperature and daily accumulated precipitation. Dotted areas show values of the new ex‑

tended degree day for cooling and that for heating. Horizontal dotted lines are reference temperatures of the new extended degree day for cooling and heating. The new extended degree day is developed from the extended degree day to estimate the effect of water eva･

poration at outdoor wall surfaces. '

o oo

 "

o

o o

 "co ca

P1an

o o

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ec

       WALL 1

Outdoor waH Wjndow

2li‑!Q9" 3ll

o@ @

 (D Xonotlight board

 @ Concrete  @ Single glass

 @ lnsuration material

WALL1

Ai R

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Outdoor Window

wall 13.8 9.0

o.

o.

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OO5

       WALL2

Outdoor wall

2us _@@@

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WALL2 Ai Ri Outdoorwalt

Window

13.8 9.0

2.427 O.O05

     Section

       '

         '

Fig. 6 A plan and section of the calculation model and its structure.

i ( rnZ )

    ' R i (rn2h℃/kca l)

(Unit: mm)

一326一 建築外表面からの蒸発を考慮した期間熱負荷簡易計算法一第2報 料の熱特性値の変化は無視し気乾状態の値を常用する．

また，外壁および窓ガラスの熱貫流率は外気側の総合 熱伝達率の関数として与え，熱貫流率を求める際の内

7

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0

 51015202530

Reference Temperature （。C）

      Reglon： Fukuoka       Orientation：South

Fig。7 Difference of the new extended degree day and     the original exteded degree day at southern walls     in Fukuoka． Thick solid line for the new ex−

    tended degree day in CASE⑨，thin solid line     and dotted line for the extended degree day in

    CASE⑤and CASE⑥respectively．

側の総合熱伝達率には慣用値8kcal／m2h℃を用いる．

 （3）地域補正係数による暖房負荷の補正は行わな

い．

 3．2 期間熱負荷の算出結果

 Table 2に壁体1に対する期間熱負荷の厳密解を，

Table 4にTable 3に示す計算条件に基づき算出した 壁体1，2の期間熱負荷を示す．ただし，冷房期間は

5〜10月，暖房期間は11〜4月とした．また，厳密解 は，式（1）に示す乾燥した外壁外表面の熱収支式，

あるいは式（9）に示す濡れた外壁外表面の熱収支式 を解いて求められる外壁の貫流熱流注21と，式（21）あ るいは式（25）で与えられる窓ガラスの貫流熱流の合 計の1日の積算値を，拡張デグリーデーと同様に（正 値のみ，または負値のみ）期間積算したものである．

 壁体1に対する期間熱負荷について，Table 2に示 すCASE①〜④の厳密解と， Table 4に示すCASE

⑤〜⑬を比較する．CASE①，②は，総合熱伝達率α，

としで1貫用値20kcal／m2h℃，あるいは乾燥した外壁 外表面の熱収支から求めた時変値を用いたものであり，

CASE⑤，⑥，⑦，⑧はそれぞれ，慣用値

20kca1／m2h℃， CASE②で算出したα，の年平均値 12．4kcal／m2h℃，同じく月平均値，同じく日平均値を 総合熱伝達率として用いたものである．CASE①と⑤，

CASE②と⑥，⑦，⑧は，冷・暖房負荷ともにそれぞ れほぼ等しい値を示しているが，総合熱伝達率として 外壁外表面の熱収支から求めた値を用いたCASE②，

⑥，⑦，⑧は，CASE①，⑤に比べて，冷房負荷は約 4％増加し，暖房負荷は約25％減少している．

 CASE③，④は，総合熱伝達率α， として濡れた外 壁外表面の熱収支から求めた時変値を用いたものであ るが，窓ガラスからの蒸発をCASE③では外壁と同 様に考慮し，CASE④では無視している． CASE③，

Table 2  Exact term load for cooling and heating at southern waUs in Fukuoka．

Existance of Evaporation

CASE

Outdoor wall

rurface

Window

Term

geat Load＊

曹?   qH

Annual geat Load＊

早D4＝qc＋qH

① 20 No No ^{80．0 51．5 131．5}

② ^E．V． No No ^{83．1 38．3 121．4}

③ ^E．V． Yes Yes 78．9 42．5 121．4

④ ^E．V． Yes No 80．8 41．1 121．9

＊Unit：Mcal／m2・a  E．V．：Exact Value

q凶：Annual Heat Load  qo：Term Cooling Load q〃：Term Heating Load

九州大学総合理工学研究科報告  第10巻第3号

一327一

Table 3 Classification of parameters to calculate term heat load for cooling and heating by extended degree day methods．

一KA（kcal／h℃）

CASE

^{Eq． a}

 α十α    

ikcal／m2h℃）

 ∫α，

ikcal／m2h℃） ！

 α   α ，

@ 膠   

ikcal／m2h℃） WALL 1 WALL 2

⑤ ^Eq．（8） 0．33 20 20 96．6 55．2

⑥ ^Eq．（8） 0．33 12．4 12．4 84．9 47．9

⑦ ^Eq．（8） 0．33 M．A．V． M．A．V． M．A．V， ^{M．，A．V，}

⑧ ^Eq．（8） 0．33 D．A．V． D．A．V． D．A．V． D．A．V．

⑨ ^{Eq．（29）} 0．37 12．4  ■_{Q．0 14．4} 88．8 50．3

⑩ ^{Eq．（29） O．38（C．T．）}

O．37（H．T．）

12．5（C，T．）

P2．4（H．T，）

3．5（C．T，）

O．8（H．T，）

16．0（C．T．）

P3．2（H．T．）

91．5（C，T．）

W6．7（H．T，）

51．9（C，T．）

S9．0（H．T．）

⑪ ^{Eq．（29）} M．A．V． M．A．V． M．A．V． M．A．V． M．A．V． M．A．V．

⑫ ^{Eq．（27）} D．A．V． D．A．V． D．A．V． D．A，V． D．A．V． D．A．V，

⑬ ^{Eq．（24）} D．A．V， D．A．V． D．A．V． D．A．V． D．A．V． D．A．V，

D．A．V．：Dayly Average Value M．A．V．：Monthly Average Value

C．T．：Cooling Term（May〜Oct．）

H．T．．：Heating Term（Nov．〜Apr．）

Table 4 Term heat load for vooling and heating calculated by extended degree day methods．

WALL 1 WALL 2

CASE

 ^Term

@Heat Load＊

曹?    q〃

Annual geat Load＊

早C・＝q6＋q〃

 Term

@Heat Load＊

早e     q〃

Annual geat Load＊

早D4＝q ・＋q〃

⑤ 80．1 51．6 131．7 93．6 11．7 105．3

⑥ ^{82．9 38．6 121．5 95．0 7．9 102．9}

⑦ 83．O ^38．9 121．8 95．1 8．0 103．1

⑧ 83．2 39．6 122．8 95．1 8．0 103．1

⑨ 74．2 44．4 118．6 89．2 9．6 98．8

⑩ 71．2 41．4 112．6 87．3 8．8 96．1

⑪ 72．9 41．7 114．6 88．3 8．9 97．2

⑫ 78．O 41．4 119．3 91．1 8．8 99．9

⑬ 79．6 40．9 120．5 93．1 8．6 101．7

＊Unit：Mca1／m2・a

④で算出したα， の日平均値を総合熱伝達率として使 用し，式（27），（24）で表される蒸発を考慮した拡張 デグリーデー法を用いて算出した結果をCASE⑫，

⑬に示す．CASE③と⑫， CASE④と⑬は冷・暖房負 荷ともにそれぞれほぼ等しい値を示しており，また，

壁面および窓ガラスからの蒸発を考慮したCASE⑫ と，壁面のみからの蒸発を考慮したCASE⑬には顕

著な差はみられない．蒸発による期間熱負荷への影響

を，CASE⑧とCASE⑫において比較すると，蒸発 を考慮したCASE⑫はCASE⑧に比べて，冷房負荷

は約6％減少し，暖房負荷は約5％増加している．

 CASE⑨は，式（29）で示される蒸発を考慮した拡 張デグリーデー法を用い，総合熱伝達率α， の値とし てCASE⑥のα，に∫α，の年平均値2．Okcal／m2h℃を

一328一 建築外表面からの蒸発を考慮した期間熱負荷簡易計算法一第2報 加えた14．4kcal／！h2h℃を採用したものである．蒸発

の影響を考慮したCASE⑨は， CASE⑥に比べて冷 房負荷は減少し，暖房負荷は増加する．しかし，∫α，

は夏季に大きく，冬季に小さな値となるため，∫α，に 年平均値を用いたCASE⑨では蒸発の影響を夏季は 過小評価，冬季は過大評価することになる．そこで，

／α，の値として，CASE⑩においては夏季は6〜9月 の期間平均値3．5kcal／m2h℃を，冬季は12−3月の期 間平均値0．8kcal／m2h℃を採用し， CASE⑪では月平 均値をそれぞれ採用した．CASE⑩，⑪の冷・暖房負 荷はともにCASE⑨に比べて減少し，暖房負荷につ いてはCASE③の厳密解とほぼ等しい値を示す．し かし，これらCASE⑨，⑩，⑪の冷房負荷は，厳密 解に比べて6−10％程度小さな値を示している．これ は，CASE⑨，⑩，⑪では∫α，の値として期間平均 値を採用することにより，実際には外表面からの蒸発 が無い場合においても常時ある蒸発量を見込むことに なり，特に∫α．の大きい夏季の冷房負荷に顕著な差 が生じたものと考えられる．すなわち，簡易的に濡れ を考慮した式（29）で示される拡張デグリーデー法で は，ノ噛α，の値に期間平均値を用いると夏季の冷房負荷 を危険側に見積もるおそれがある．∫α，の算定につい てはさらに検討する必要があるものの，参考のため参 照温度と透過貫流比をパラメーターとする式（8），

（29）で表される拡張デグリーデーをFig．7に例示す

る．

 CASE⑤とCASE⑫，⑬を比較すると，冷房負荷

についてはこれらに顕著な差はみられないが，暖房負 荷についてはCASE⑤が約20％大きな値を示してい る．すなわち，式（8）で示される従来の拡張デグ リーデー法において，総合熱伝達率α，としで1貫用値 20kcal／m2h℃を用いることは，結果的に外壁外表面か

らの蒸発による影響を，冷房負荷については適度に見 込み，暖房負荷については安全側に見込んだことにな る．CASE⑤とCASE⑥の比較からわかるように，

総合熱伝達率α，の影響は冷房負荷よりも暖房負荷に おいて大きいことから，従来の拡張デグリーデー法を 使用する場合は，総合熱伝達率α，の値として，外壁 外表面からの蒸発を見込んだ暖房負荷を算定するよう な，地域別の新たな慣用値を検討する必要がある．

 壁体2に対する計算結果も上記と同様の傾向を示す．

例えば，蒸発による期間熱負荷への影響をCASE⑧

とCASE⑫において比較すると，蒸発を考慮した

CASE⑫はCASE⑧に比べて，冷房負荷は約4％減

少し，暖房負荷は約10％増加している．ただし，壁 体2は断熱を施しているため，その絶対量は壁体1に 比べて小さい．

4． む  す  び

 前平で導出した式（24），（27），（29）で示される蒸 発を考慮した拡張デグリーデー法では，予め，期間別，

地域別，壁面方位別に蒸発比∫と蒸発熱伝達率α，を 定数化しておく必要がある．そこで，福岡標準気象 データと標準気象データ平均月に対応する期間の福岡 降水量データを用いて，濡れた建築外壁における熱伝 達を数値シミュレーションにより解析し，蒸発比ノと 蒸発熱伝達率α，の定数化を試みた．次に，従来の拡 張デグリーデー法と蒸発を考慮した拡張デグリーデー 法を使用し，2種類の壁体を対象として期間熱負荷の 算出例を示した。

 得られた結果を，以下に列記する．

1）式（24），（27）に示す蒸発を考慮した拡張デグリー デー法では，予め定数化した蒸発比∫と蒸発熱伝達率 α，を，外界気象条件に準じて与えることにより比較 的正確に蒸発による期間熱負荷への影響を考慮でき

る．

2）本壁体モデルにおいては，壁面のみからの蒸発を 考慮した式（24）による期間熱負荷と，壁面および窓 ガラスからの蒸発を考慮した式（27）による期間熱負 荷には，冷・暖房負荷ともに大きな差はみられない．

3）式（29）に示す，簡性的に濡れを考慮した拡張デグ リーデー法では，∫α，の値として期間平均値を採用す ることにより，実際には外壁外表面からの蒸発が無い 場合においても常時ある蒸発量を見込むことになる．

暖房負荷については比較的正確に蒸発による影響を考 慮できるが，ノ α，の大きい夏季においては冷房負荷を 危険側に見積もるおそれがある．

4）従来の拡張デグリーデー法において使用されてい る総合熱伝達率α，の1貫用値20kcal／m2h℃は，冷房負 荷については外表面からの蒸発による影響を適度に見 込み，暖房負荷については安全側に見込んだ数値と考 えられる．対流および放射熱伝達率が期間熱負荷へ及 ぼす影響は，外表面での蒸発による影響よりも大きい ことから，地域別，壁面方位別に新たな総合熱伝達率 の慣用値を検討する必要がある．

九州大学総合理工学研究科報告 

第10巻第3号

一329一 注

1）ゾノトライト板の熱伝導率λ，容積比熱Cγ，日 射吸収率α，蒸発比∫は，

下式で与えられる5）．

 （1）熱伝導率λ λ＝αo＋α1σ＋82σ2

重量含水率σの関数として

0≦σ≦72^{．5 72．5＜σ}

α0

ｿ1 ｿ2

0．0426945 O．OOO2075 O．0000209

 0．1584705

￨0．0000508

@0．0000007

（4）蒸発比∫

   σ＝0のとき∫＝0   ∫＝6。＋61σ＋62σ2

0＜σ≦110．5 110．5＜σ≦612．5 612．5〈σ

606162「  0．0211306

￨0．0020215

@0．0000642

 0．4278948

￨0．0015255

@0．0000011

0．818400 O．000227 O．0

2）式（1）に示す乾燥した外壁外表面の熱収支式，

あるいは式（9）に示す濡れた外壁外表面の熱収支式 を解くための計算条件は，2節と同じである．

参 考 文 献

（2）容積比熱Cγ

  C：＝（0．36×100）／（σ十100）

   γ＝（110十110×σ）／100

（3）日射吸収率α    σ＞685のときα＝0．65

   σ≦685のときπ＝60十 1σ十62σ2     o＝  0．4002835

    1＝一〇．0003885    62＝ 0．0000011

1）浦野良美，渡辺俊行：状態遷移行列による多層平面壁体 伝熱系の解析その1，日本建築学会論文報告集，第305号，

1981．

2）浦野良美，渡辺俊行：水平屋根スラブの外表面顕熱収支 測定と伝熱応答解析，日本建築学会論文報告集，第325号，

1982．

3）木村建一，他：電算機による動的空調負荷計算法，空気 調和・衛隼工学，VoL 46， No．3，1972．

4）石崎漫雄，他：防風時に壁面に衝突する雨について，京 都大学防災研究所年報，第13号A，1970．

5）浦野良美，他：模擬太陽実験装置による二重外被・外断 熱壁体の蒸発冷却性能試験第2報，日本建築学会九州支部 研究報告，第29号，1986．