第22回　風工学シンポジウム_2012

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もえりかに
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1 第回風工学シンポジウム () 竜巻通過時に低層建築物に作用する風力特性に関する実験的研究 EXPERIMENTAL STUDY ON CHARACTERISTICS OF TORNADO-INDUCED WIND FORCE ON A LOW-RISE BUILDING ) 喜々津仁密 ) 奥田泰雄 3) 河井宏允 4) 神田順 Htotsu KIKITSU ), Yasuo OKUDA ), Hroasa KAWAI 3), Jun KANDA 4) ABSTRACT The tornado-lke wnd sulator was constructed n order to eperentally evaluate the characterstcs of tornado-nduced wnd force on a buldng. Ths paper ntroduced the specfcaton of the sulator and then dscussed the relaton between eperental sulator settngs such as angle of vane and Rankne odel-related paraeters. Net, the authors carred out wnd pressure eperent usng a low-rse buldng odel. It was shown that tornado-nduced wnd force coeffcent on the roof has the tendency to depend on the translaton speed and that the past proposed odel can be appled to odel the easured wnd force. Thrd, tornado-nduced wnd force was calculated and copared wth the wnd force regulated n the current buldng standard law. The coparson ndcated that tornado-nduced wnd force at the tangental wnd velocty of 4 to 48/s s approately the sae as the regulated wnd force at the basc wnd velocty of 38/s. Key Words: Tornado-lke Wnd Sulator, Wnd Force Coeffcent, Rankne Vorte Model. はじめに北海道佐呂間町 (6 年 ) や茨城県つくば市 ( 年 ) で発生したフジタスケール F3 規模の甚大な竜巻災害を背景に, 近年では竜巻に対する社会的な関心も高く, また竜巻被害低減に資する構造性能の評価, 被害発生メカニズムの検証等に必要な研究の推進が求められている ). そこで本研究では, 竜巻による風力特性や飛散物の挙動を実験的に把握することを目的として, 竜巻状の旋回流を模擬することのできる装置 ( 以下竜巻状気流発生装置 ) を設計製作した. そして, 本装置での実験気流性状のランキン渦モデルへの適合性を検証したうえで, 竜巻が低層建築物の真上を通過することを想定した風圧実験を行った. ここでは屋根に作用する風力特性に着目し, 装置の移動速度が風力に与える影響を考察するとともに, 既往の風力モデルへの適合性について確認する. また, 風圧実験の結果に基づいて竜巻による突風荷重の算定式を提示し, 現行規定での風荷重との比較を行う.. 竜巻状気流発生装置による実験気流の基本特性. 装置の概要竜巻状気流発生装置は, アイオワ州立大学所有の装置 ( 以下 ISU 型装置という ) ) の機構に倣って設計製作した. 装置は送風機を内蔵した本体, 横方向に自走可能な自走式架台, 上下に昇降可能なステージ及び制御盤から構成される. 写真に装置の概観, 図に本体の断面図をそれぞれ示す. 本体各部の寸法は ISU 型装置 ) 独立行政法人建築研究所主任研究員 ( 35-8 茨城県つくば市立原 ) ) 国土交通省国土技術政策総合研究所建築新技術研究官 ( 35-8 茨城県つくば市立原 ) 3) 東京電機大学理工学部客員教授 ( 埼玉県比企郡鳩山町石坂 ) 4) 日本大学理工学部特任教授 ( -838 東京都千代田区神田駿河台 -8-4) 9

の約 /3.7 であり, 外径と送風機の直径はそれぞれ.5,.5 である. 図に示すように下降流に強制的に旋回性状を与えるガイドベーンが均等に 8 枚配置されており, 中心からの法線方向に対する角度を ~55 度の範囲で設定できる. また, 装置の全高は約.3, 架台の自走範囲は原点に対して ±.4( 最大移動速度.4/s) である.

水平面内での気流の基本特性竜巻の工学モデルとしてランキン渦モデルが一般に用いられている例えば 3). そこで本装置による実験気流の同モデルへの適合性を確認するため, 水平面内の風速分布を PIV 実験, ステージ床面上の圧力降下を風圧実験からそれぞれ把握した.

2 の約 /3.7 であり, 外径と送風機の直径はそれぞれ.5,.5 である. 図に示すように下降流に強制的に旋回性状を与えるガイドベーンが均等に 8 枚配置されており, 中心からの法線方向に対する角度を ~55 度の範囲で設定できる. また, 装置の全高は約.3, 架台の自走範囲は原点に対して ±.4( 最大移動速度.4/s) である. ステージの中央部では, 模型設置用の平板と PIV 測定用のガラスをはめ込んだ平板とを交換することができる. 本体自走式架台ステージ直径.5 最大 55 度ベーン角度 θ 度送風機ガイドベーン (8 枚 ) 移動方向本体昇降可能収束層高さ h 上昇流下降流ステージ写真竜巻状気流発生装置の概観 ( 上 ) と建築物模型の設置状況 ( 下 ) 図装置本体の断面. 水平面内での気流の基本特性竜巻の工学モデルとしてランキン渦モデルが一般に用いられている例えば 3). そこで本装置による実験気流の同モデルへの適合性を確認するため, 水平面内の風速分布を PIV 実験, ステージ床面上の圧力降下を風圧実験からそれぞれ把握した.PIV 実験はサンプリング周波数 5Hz, 取得画像,77 枚の条件で行い, 平均流速場の, y 方向の風速から, 次式を用いて接線, 法線両方向の風速を算出した 4). ここで,(, y ): 旋回流の中心に対する座標,V : 方向の風速,V y :y 方向の風速,V t : 接線方向の風速,V r : 法線方向の風速である. また, 風圧実験時の基準圧はステージ下部に静置した静圧箱にて取得した. これらの測定結果の一例を図,3 に示す.= 近傍での接線風速はモデルよりも下に凸の傾向を示しているが, 接線風速 V と圧力降下 P のいずれも (), (3) 式に示すランキン渦モデルに概ね適合していることがわかる. ただし, ベーン角度が 5 度以下ではステージ上で旋回流が十分に形成されず, 下降流が直下に吹き下ろす範囲での平均圧力が正圧となる場合があった. したがって, 本装置でランキン渦モデルに適合する実験気流を発生させるためには,5 度を超えるベーン角度を設定の範囲とした. (.) (.) Vt V sna Vy cosa Vr V cos a Vy sna [/s] [] [] 図 PIV 測定結果 (f=,θ=3,h=4 の例 ) 4) (a) 接線風速分布 (b) ステージ上の圧力降下分布 ( 図中の点線は最大接線風速の範囲 ) 図 3 測定結果 (f=3,θ=55,h=55 の例 ) 4)

3 V V V R R R R () P P P n n R R R R 次に, 実験気流を制御する各種設定値 ( 送風機の回転数制御周波数 f [Hz], ベーン角度 θ [deg] 及び収束層高さ h []) と (), (3) 式を規定する数値 ( 最大接線風速 V, コア半径 R 及び最小風圧 P n ) との関係を図 4 に整理した. 同図 (a), (b) には, ステージ床面近傍での PIV 実験と風圧実験から得た結果を併記している. ここで風圧実験結果による V は,=±R での速度圧を / ρv (ρ: 空気密度 ) で定義し (4) 式で推定した. 両実験で得た結果同士を比較すると,R だけでなく V もほぼ等しい結果が得られており, 床面上での圧力分布からも適切に V を推定できることがわかる. そして, ベーン角度 θ を大きく設定するほど旋回性状の形成が強制的になることから, モデルを規定するいずれの数値 (P n の場合はその絶対値 ) も, 角度の増大とともに大きくなる傾向を示している. ただし,θ>4 度の範囲では V と P n の絶対値の変化の程度は小さい. そして,θ<3 度の範囲での V と P n の絶対値は, 収束層高さ h が高いほど小さくなる傾向を示す. また V と R の結果は, 点線で併記した ISU 型装置での結果 ) とベーン角度に対する変化の傾向が同様であることが確認できた ( ここで, 同図 (b) の ISU 型装置の結果は, 文献 ) に掲げる数値に /3.7 を乗じたもの ). V [/s] モデル対象範囲外 h=55, f= h=4, f= h=55, f=3 h=4, f=3 h=55, f=(piv) ISU 型 R [] モデル対象範囲外 h=55, f= h=4, f= h=55, f= ベーン角度 θ [deg.] ベーン角度 θ [deg.] ベーン角度 θ [deg.] (a) 最大接線風速 V (b) コア半径 R (c) 最小風圧 P n 図 4 実験気流を制御する各種設定値とランキン渦モデルを規定する数値との関係 h=4, f=3 h=55, f=(piv) ISU 型 (3) Pn [N/] V P n h=55, f= h=4, f= (4) h=55, f=3 h=4, f=3 3. 低層建築物模型を用いた風圧実験 3. 風圧実験の概要本節では, 竜巻が低層建築物の真上を通過することを想定した風圧実験の概要をまとめる. 距離, 風速及び容積の縮尺率 λ L,λ Vel,λ Vol はそれぞれ次式で設定した. 文献 5) に倣って, 建築物形状は梁間方向 4.4, 桁行方向 38., 軒高. を想定し, 開口条件に関しては, 建築物模型の各壁面に一様なすき間 ( 当該壁面積に対する面積比.3%) と移動方向に対して右側の壁面に矩形の卓越開口 ( 同 3.3%) を設けている. L (5.) 35 Vel (5.) Vol 3 L Vel 48,75 風圧実験はサンプリング Hz, データ個数 4 の条件で行い, 外圧測定点は屋根面が計点, 壁面が計 6 点である. 次節で掲げる風力風圧係数は, 風圧値を V から得られる速度圧 / ρv で規準化して得たものであり, それぞれの実験条件について回のアンサンブル平均結果を掲げている. 装置側の設定に関しては, 回転数制御周波数 f=hz, ベーン角度 θ=55deg, 収束層高さ h=55 とし, 移動速度 V T は.6,.,.36/s の 3 通りとした. これらの条件に基づけば図 4 より, 実験気流の最大接線風速 V = 9.8/s, コア半径 R =. である. さらに, これを上式の縮尺率に当てはめれば実スケールで V =98/s,R = 4 となり, コア半径は文献 6) に定める設計上の数値 45.7 (5ft) と概ね整合している. 3. 風圧実験結果図 5 に座標等の定義, 図 6 に定常時 ( 非移動時 ), 図 7,8 に移動時における屋根面の風力風圧係数の結果をそ (5.3)

4 れぞれ示す. 各図の横軸は, 模型中心 ( 原点 ) に対する装置中心の座標 S を旋回流のコア半径 R で規準化した数値である. 図 6 では, 特定の S の位置での装置静止時に各測定を行い, 一定の時間間隔で抽出した個の測定結果の平均値を示している. 図 7(a) 及び図 8(a) に示す V T =.6/s の場合を例にすると, 風力係数 C の絶対値は S /R -. 又は. のときに最大値をとるが, これは接近時又は通過時に最大接線風速 V が模型の中心付近に作用するタイミングに相当する. そして, すき間と卓越開口を有する場合の最大値はすき間のみ有する場合の約倍となっている. 次に, 模型の屋根高さ付近に旋回流の中心が達するとみなされるタイミングでの装置中心の座標を s とおき, s /R を図 7,8 に点線で併記した. ここで,s の値は外圧係数の絶対値が. を超える X 座標範囲の中間値として定義した.V T =.6/s の結果 ( 図 7(a)) は図 6 に示す定常時とほぼ等しく移動の影響はみられないが,V T が大きくなるにつれて, 装置中心と屋根高さ付近の旋回流の中心との間の距離が大きくなる傾向が認められる. これは, 移動速度が速いほど旋回流が移動方向に対して前傾する傾向が大きくなることを示しており, その傾向は既往の竜巻模擬実験の結果 7) とも合致する. また, 移動速度と内圧係数との関係に注目すると, 図 9 に示すように移動速度が速くなるほど接近時に内圧の伝播に遅れが生じ, 内圧係数 ( 絶対値 ) の最大値が小さくなる傾向が認められた. なお, ここで対象にした速度の範囲では, 移動速度と外圧係数 ( 絶対値 ) の最大値との関係に明確な傾向は認められない. R s 装置中心の座標 V V T Y Z( 鉛直方向 ) 模型中心卓越開口の位置 X -Cpe, -Cp, -C 3 Cpe Cp C s/r -Cp.5.5 VT=.6/s VT=./s VT=.36/s - - (s-s')/r 図 5 座標等の定義図 6 定常時の屋根面の風力風圧係数図 9 移動速度と内圧係数との関係 ( すき間のみ有する場合 ) ( すき間のみ有する場合 ) (a) V T =.6/s (b) V T =./s (c) V T =.36/s 図 7 移動時における屋根面の風力風圧係数 ( すき間のみ有する場合 ) (a) V T =.6/s (b) V T =./s (c) V T =.36/s 図 8 移動時における屋根面の風力風圧係数 ( すき間と卓越開口を有する場合 ) 3.3 実験結果と既往の風力モデルとの比較本節では V T =./s の場合について, 風圧実験で得た風力係数を既往の風力モデル 5) による風力係数と比較した結果をまとめる. 既往の風力モデルは (6) 式の通りであり,: 屋根高さ付近での旋回流の中心 ( 図 7,8 中の点線 ) に

5 対する座標,C a : 急激な気圧降下による風力係数,C w : 旋回流の直接作用による風力係数, C we * : 旋回流による外圧係数,α : 卓越開口の有無の条件に応じた数値,ε r : すき間面積に応じた数値,C w : 卓越開口を有する場合の内圧係数である..5.5 C Ca Cw C C C, ae R R * C we r r Cw R * C C R we we r.5 w (6) -Cpe.5.5 -Cp.5.5 -Cp /R /R /R 図外圧係数 C pe に関する実験 (a) すき間のみ有する場合 (b) すき間と卓越開口を有する場合結果とモデルとの比較図内圧係数 C p に関する実験結果とモデルとの比較図 ~ に, 外圧係数, 内圧係数.5 測定結果及び風力係数の実験結果と同モデルモデルとの比較結果をそれぞれ示す. ここで,.5 C * we =-.,ε r =.9 であり, すき間の.5 み有する場合は α =, すき間と卓越.5.5 開口を有する場合は α = とし, 卓越開口に近い外圧測定孔 4 点の平均値 /R /R 3 4 を C w とした. (a) すき間のみ有する場合 (b) すき間と卓越開口を有する場合いずれの開口条件の場合も,(6) 式図風力係数 C に関する実験結果とモデルとの比較による風力モデルは実験結果を概ね記述しているが, 内圧係数のモデル ( 図 (a)) では内圧の伝播の遅れ, 風力係数のモデル ( 図 (a)) では /R =-. と. との間で認められる値の差を反映できていない. これらの点は前節で指摘した移動速度とすき間を通した内圧伝播との関係に拠るものであり, より詳細に改良すべき課題であると考えられる. また, ここで設定した係数 C * we, 卓越開口を有する場合の α は既往の研究 5) での数値と異なる. 既往の研究での実験結果では, 最大接線風速が作用するタイミングで外圧測定点に本研究の実験結果よりも大きな負圧が作用し, オーバーシュートに似た現象が発生している可能性も考えられることから, 今後さらに実験条件 ( 旋回流のコア半径に対する模型代表寸法の比等 ) の違いが風力に与える影響について系統的に把握する必要がある. -C -C.5 4. 実験結果に基づく竜巻による突風荷重の算定耐風設計上の観点では, 第一義的に竜巻による突風荷重レベルを適切に評価することが重要であることから, 本節では風圧実験結果に基づいて竜巻による突風荷重を算定し, 現行規定での風荷重との比較例を提示する. 4. 竜巻による突風荷重の算定式風力係数 C () の数値は回のアンサンブル平均結果であるから, これに測定結果間のばらつきを別途考慮する必要があると考えられるが 8), 乱流境界層風洞での気流と異なる非定常性の強い気流下での測定結果に対して, 統計的操作に関する知見は十分ではない. そこで, 以下では正規母集団の母平均の区間推定の考え方に基づき, 測定結果間のばらつきを反映した補正係数を導入して風力係数を割り増す. ここで補正係数を ν() とすれば, 竜巻による突風荷重 W t の算定式は (7) 式で表される. 補正係数 ν() は, 回の測定結果から得た C の変動係数を用いて (8) 式で評価し,s C (): 風力係数の標本標準偏差,cov(): 風力係数の変動係数,n: 測定回数 ( ここでは ),t : 自由度 n-, 信頼係数 95% としたとき t 分布から得られる数値.6 である例えば 9). 3

6 W V C (7) t C C t sc n t cov n (8) 図 3 に変動係数 cov(), 補正係数 ν() をそれぞれ示す. 開口条件やによって結果が異なるが, 風力係数の絶対値が最大となり得る =±R では, いずれの開口条件の場合も補正係数が約. となっている. 4. 竜巻による突風荷重と現行規定での風荷重との比較一般に, 現行の耐風設計で用いる基準風速値には竜巻の通過に伴う突風の風速は反映されておらず, 現行規定での風荷重と竜巻による突風荷重との比較は興味あるところである. そこで以下では, 建築基準法 ) に定める基準風速 V =38/s( 例えば千葉県茂原市, 高知市 ), 地表面粗度区分 Ⅱでの地域を例として, 中程度の風荷重 W, 最大級の風荷重.6W と (7) 式で得た突風荷重 W t (-R ) との比較を行う. 風荷重の算定では文献 ) の数値を援用し, 屋根の外圧係数は-., 内圧係数はとする. 図 4 に両荷重の比較結果を示す. 中程度の風荷重は V =4/s( 卓越開口あり )~48/s( 卓越開口なし ), 最大級の風荷重は V =5/s( 卓越開口あり )~6/s( 卓越開口なし ) での竜巻による突風荷重と概ね等しい結果となる. この結果からも竜巻通過時の屋根被害の発生可能性を小さくするためには, 卓越開口発生の制御が設計上の課題であることがわかる. このためには, 合わせガラスの採用, 開口部の防御といった仕様上の措置のほか, 現行の風荷重の算定では飛来物の衝撃によって大開口ができる場合を想定し, 閉鎖型の建築物であっても開放型とみなした検討が有効と考えられる ),). - - /R 図 4 竜巻による突風荷重 W t と現行 5. まとめ規定での風荷重 W,.6W との比較本研究では筆者らが製作した竜巻状気流発生装置の概要を紹介するとともに, 実験気流性状がランキン渦モデルに適合し, 同モデルを構成する最大接線風速やコア半径をベーン角度等によって制御できることを明らかにした. また, 竜巻が低層建築物の真上を通過する状況を想定した風圧実験を行い, 移動速度の影響と既往の風力モデルへの適合性について考察し, 実験結果に基づく竜巻による突風荷重と現行規定での風荷重との荷重レベルの比較を行った. 本研究結果を踏まえた今後の課題としては,スワール比を指標とした旋回流の水平及び鉛直構造の把握, 移動速度と内圧係数との関係, 旋回流のコア半径に対する模型の代表寸法の比その他のパラメータを反映した風力モデルの改良等が挙げられる. 謝辞本研究は科学研究費補助金基盤研究 (B)( 課題番号 3673) の援助を受けた. ここに, 謝意を表します. 参考文献 ) 田村幸雄ほか : 突風に対する各種構造物等の設計ガイドラインの研究, 竜巻等の実態および発生予測と対策, 平成 9 年度科学技術振興調整費補助金重要政策課題への機動的対応の推進研究成果報告書,pp , 8. ) F.L.Haan, et al.: Desgn, constructon and perforance of a large tornado sulator for wnd engneerng applcatons, Engneerng Structures, Vol.3, Issue 4, pp.46-59, 8. 3) E.Su, et al.: Wnd Effects on Structures, Thrd edton, John Wley & Sons, Inc., pp , ) H.Kktsu, et al.:fundaental Characterstcs of Vorte Structure n a Laboratory-Sulated Tornado, Proceedngs of 9th Internatonal Syposu on Partcle Iage Velocetry PIV,. 5) 喜々津仁密ほか : 竜巻状気流発生装置を活用した低層建築物に作用する風力特性に関する基礎的研究, 第回風工学シンポジウム論文集,pp.49-54,. 6) U.S. Nuclear Regulatory Cosson: Desgn-Bass Tornado and Tornado Mssles for Nuclear Power Plants, 7. 7) 佐々浩司 : 鉛直軸を持った渦の再現実験, 京都大学防災研究所一般共同研究集会 8K-,pp.-3,6. 8) 松井正宏ほか : 竜巻による構造物の風圧力, 実験手法と課題, 日本風工学会誌, 第 37 巻, 第号,pp.8-3,. 9) 東京大学教養学部編 : 統計学入門, 東京大学出版会,pp.5-7,99. ) 建築基準法施行令第 87 条及び平成年建設省告示第 454 号. ) 国土交通省住宅局建築指導課ほか監修 :7 年版建築物の構造関係技術基準解説書,pp.46-6, 7. ) Internatonal Code Councl: ICC/NSSA Standard on the Desgn and Constructon of Stor Shelters, pp.7-5, 8. COV,ν.5.5 風荷重, 突風荷重 [kn/] COV( 開口なし ) COV( 開口あり ) 図 3 補正係数 ν Wt( 卓越開口なし ) Wt( 卓越開口あり ) ν( 開口なし ) ν( 開口あり ) W.6W V [/s] 4

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<4D F736F F F696E74202D D5C91A25F8AEC815892C3816A AD955C205B8CDD8AB B83685D> 建築物の竜巻被害軽減に向けた研究と課題喜々津仁密構造研究グループ主任研究員報告の内容 1. 調査研究の背景. 建築物等の竜巻被害の概要 3. 竜巻発生装置を活用した実験的研究の展開 4. 竜巻を想定した設計の方向性と課題 5. まとめ調査研究の背景 (1) 平成 4 年 5 月平成 5 年 9 月に関東地方で竜巻が発生し相次ぐ竜巻の発生と被害の甚大さは社会的にも大きなインパクトを与えた

第22回 風工学シンポジウム_2012

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