微燃性冷媒リスク評価研究会
平 成 24 年 度

プログレスレポート平 成 25 年 3 月

公益社団法人

日本冷凍空調学会

目

1

はじめに

2

微燃性冷媒の法的課題
2-1

次

飛原 英治

1

高圧ガス保安法の解説と微燃性冷媒のもつ法的課題
高島 章吉，辻 健次

2-2

3

海外の法・規格・規制の現状 ～冷媒に関する世界動向～
藤本 悟

9

飛原 英治，服部 達仁，伊藤 誠

12

微燃性冷媒の安全性研究の概要
3-1

3-2

東京大学の進捗

九州大学の進捗 ～業務用空調機に適した低 GWP 冷媒の探求とその安全性，物性および性能評価～

3-3

小山 繁，東 之弘，宮良 明男，赤坂 亮

3-4

3-5

今村 友彦，須川 修身

30

滝澤 賢二，田村 正則

38

産総研環境化学技術研究部門の進捗

産業技術総合研究所安全科学部門の進捗 ～燃焼・爆発性評価～
佐分利 禎

50

日本冷凍空調工業会の取り組み
4-1

ミニスプリットリスクアセスメント SWG の進捗 ～住宅用エアコンのリス
ク評価結果および業務用小型スプリットエアコンの考察～

4-2

4-3

高市 健二

58

ビル用エアコンマルチリスクアセスメント SWG の進捗 ～ビル用マルチエ
アコンの第一次リスク評価結果と今後の課題について～

矢嶋 龍三郎

65

上田 憲治

72

チラーリスクアセスメント SWG の進捗～IEC60079-10-1 を考慮したガイドライン計画～

524

諏訪東京理科大学の進捗 ～事故シナリオに基づいた A2L 冷媒のフィジカル
ハザード評価～4

5

カーエアコン用新冷媒(R1234yf) 国内導入における規制緩和への取組み
一般社団法人 日本自動車工業会 サービス部会
おわりに

79

86

１．はじめに
飛原 英治
東京大学大学院新領域創成科学研究科
オゾン層保護の観点からCFC 冷媒やHCFC 冷媒

欧州では，カーエアコン用冷媒に関する指令の使用が規制され，HFC 冷媒への転換が進んでい2006/40/EC1.1)により，2011 年 1 月 1 日から GWP

るが，GWP 値の高い HFC 機が普及するにつれ,使が 150 を超える冷媒を有する新型車の発売は禁止

用時の冷媒漏洩や廃棄機器から回収されない冷媒

され，2017 年 1 月 1 日からはすべての新車にそのの大気漏洩が多いことが問題になり，その抜本的冷媒を用いることを禁止することになっている．

な解決のためには，GWP 値の低い冷媒への転換が自動車業界は 2009 年に従来冷媒 R134a に代わる急務であることが認識されてきた．2011 年の空調

冷媒として，低 GWP 冷媒である R1234yf を使用

機器の国内出荷量はルームエアコンが 820 万台，することを決定したが，R1234yf の供給不足によ

業務用パッケージエアコンが 778 万台，カーエア

り，2012 年 4 月に欧州委員会は R134a 冷媒を使用

コンが 473 万台で，これらが空調機械の主要な用

し続けることを一時的に許可した．しかし，2013

途である．カーエアコンは R1234yf への転換が見

年 1 月 1 日からは，新型車に対する GWP が 150

えてきたが，ルームエアコンやパッケージエアコ

を超える冷媒の使用禁止は実施されている．

ン用冷媒の低 GWP 化の研究は，端緒についたば

また，欧州における定置用冷凍空調機器に対すかりである．

る規制は，F-gas（フッ素化ガス）規制 Regulation

冷凍空調用機器に使用されている冷媒（HFC）(EC) No 842/20061.2)と呼ばれている．現在の規制は，の GWP が高いことから，地球温暖化の防止のた

冷凍空調機器からの冷媒漏洩を削減することに重めに，国内外で GWP の高い冷媒の規制の動きが点が置かれており，適切な機器管理，作業者の研活発化している．本稿では，欧米における温暖化

修，F-gas を使用している機器のラベリング，F-gas

防止のための HFC 冷媒規制の動向を解説するとを生産・輸入・輸出している業者の報告義務を課

ともに，冷媒規制に伴って新冷媒の開発が急務としている．

なっているので，その動向を解説する．

2012 年 11 月に欧州委員会は現行規制を強化する提案 1.3)を行っている．新しい提案は，2030 年ま

1.1 冷媒規制の動向

でに F-gas の漏えいを現状の2/3 のレベルにまで減
表 1.1 提案されている HFC 類の規制概要

事 項

北米 3 か国提案

欧州委員会提案

提案時期2012 年 11 月第 24 回締約国会合

2012 年 11 月 7 日

根拠法律

モントリオール議定書

Regulation (EC) No 842/2006 の修正

対象冷媒

HFC 類 21 種（R1234yf，ze を含む） HFC 類（R1234yf，ze は含まず）

HFC 類の Phase
down 基準値

2005～2008 年の平均
先進国：HFC＋HCFC の 85%
途上国：HCFC

2008～2011 年の平均

HFC 類の Phase
down 最終値

先進国：2033 年に基準値の 15%
途上国：2043 年に基準値の 15%

2030 年に基準値の 21%

他の冷媒規制HCFC22 の副生物 HFC23 の規制を2016 年から開始

HFC23 などの規制あり(1) 輸入機器の冷媒プリチャージの禁止（現場
チャージのみ可）(2) GWP2500 以上の冷媒 5CO2 トン相当以上の機器への再充填を 2020 年 1 月 1 日以降禁止

その他

1

らすこと，環境に優しい冷媒が開発された分野でなり，冷凍空調分野からの排出がその 8 割を占めは F-gas を使用する機器の販売を禁止することをることになり，本分野の対策が重要である．図 1.3

目指している．それを実現するために，欧州で販のように冷凍空調分野からの漏えいのうち，約 6売されるHFCの年間総量（各冷媒の販売量にGWP

割が使用時の漏えいで，残りが廃棄時の未回収冷を掛けて総和をとった等価 CO2 量）を 2015 年か媒の漏えいである．使用時漏えいの役 4 割は別置

ら削減を初めて，2030 年には現状の 1/5 にまで削型ショーケースからの漏えいになると予想されて減するスケジュール案が提案されている．

いる．これまでは，廃棄時の冷媒回収が最も重要な冷媒対策と考えられていたが，それでは不十分

一方，北米 3 か国（米国，カナダ，メキシコ）

であることが認識された．

は，オゾン層を破壊する物質の全廃を目指すウィーン条約・モントリオール議定書締約国会議において，HFC の生産・消費を規制するための議定書の改正提案 1.4)を提出している．HFC はオゾン層を破壊する物質ではないが，オゾン層破壊物質である CFC や HCFC が禁止され，GWP の大きい HFCに代替された結果，温暖化が進む問題が引き起こされたので，モントリオール議定書の枠組みの中で，HFC の販売を削減することが提案されている．
表 1.1, 図 1.1 に欧州委員会提案と北米 3 か国提案のフェーズダウンスケジュール等に関する比較を

図 1.2 代替フロン等 3 ガスの排出量推移 1.5)

示す．
欧州委員会提案では，冷媒の総量規制を有効に機能させるために，冷媒を工場でプリチャージすることを禁止している．また，近い将来，GWP が2500 を超える冷媒（R404A がターゲット）の再充
填を禁止するものである．
120

基準との比較（％）

100

EU委員会提案
北米提案（先進国）

100%

80

北米提案（途上国）

93%

60

63%
45%

40

31%

20
0
2010

2015

2020

24%

2025

21%
2030

15%
2035

2040

2045

図 1.3 2020 年排出予測に占める使用時漏えい 1.5)

図 1.1 提案されている HFC 類のフェーズダウン
スケジュール

以上のような背景のもとに，以下の 5 つの対策方針が決定された．機器メーカー，フロンメーカ

わが国においては，中央環境審議会地球環境部

ー，機器使用者，回収・破壊業者がそれぞれの立会と産業構造審議会化学・バイオ部が共同で代替場で，HFC 類の転換，冷媒管理，冷媒回収を進め，フロン等 3 ガスの規制に関する小委員会を設け，HFC 類の大気漏えい量を削減することが求められ

今後の規制骨子 1.5)についてまとめている．

ている．

同小委員会の資料によれば，図 1.2 のように，
このまま追加的対策が取られない場合は，2020 年

1.2 微燃性冷媒の安全研究の動向には代替フロン等 3 ガスの排出量が現在の 2 倍に2ーをもつこと．

冷凍空調技術の発展のためには，ルームエアコ(3) 着火源まわりの気流速度が燃焼速度以下であンやパッケージエアコン用冷媒の新規開発が急務ること．

である．候補として考えられている R1234yf 混合
冷媒や R1234ze 混合冷媒を業務用冷凍空調機器に着火源近傍の気流速度が燃焼速度より大きいと適用した時の性能の評価法が確立されておらず，きには，気流に逆らって火炎が伝搬することがで

従来冷媒との性能比較に関する情報がなく，研究きないので，爆発的な燃焼とはならない．

開発を阻害している．また，これら低 GWP 冷媒

ASHRAE34 の 2L ランクの新設は，燃焼性の強は微燃性を有しており，実用化のためには燃焼性さによって取扱いの制約を変え，燃焼性が弱い冷に関する基礎データの集積と安全性の評価を行う

媒の使用の途を拓くものである．しかし，わが国ことが不可欠である．基礎的な物性情報，サイクの高圧ガス保安法や冷凍保安規則には不燃と可燃

ル性能情報，LCCP 情報，燃焼性情報，リスク情の分類しかないなど，燃焼性の弱い冷媒の取り扱報を整備することにより，適切な冷媒選択を容易いについての考慮が少ない．微燃性冷媒のリスクにし，その実用化を加速することができる．こう

評価を実施するための基礎的なデータを整備する

した取り組みは，わが国の冷凍空調産業が世界にことを目的として，2011 年から始まった NEDO のおける主導的な地位を維持することに貢献するこ「高効率ノンフロン型空調機器技術の開発」プロとが期待される．

ジェクトの中で，諏訪東京理科大学，九州大学，
東京大学，産業技術総合研究所などが冷媒の安全R1234yf や R32 はプロパンなどと比べて燃焼性性の研究を進めている．

が弱く，微燃性といわれる．ASHRAE34 規格では，燃焼熱量が 19MJ/kg 以下で燃焼速度が 10cm/s 以下

濃度が
燃焼範囲内

の微燃性冷媒について 2L というランクが新設され，アンモニアとともに R1234yf や R32 が分類されている．表 1.2 に燃焼性のある冷媒の特性を示

着火

す．LFL，ULF，BV，MIE はそれぞれ燃焼下限界

MIE以上の着火源の存在濃度，燃焼上限界濃度，燃焼速度，最小着火エネ
ルギーである．燃焼性の強いプロパンに比べて，気流速度が燃焼速度以下燃焼速度が小さく，最小着火エネルギーは大きい
ことがわかる．

図 1.4 可燃性冷媒が着火する条件

表 1.2 冷媒の燃焼性特性 1.6)1.7)
LFL

UFL

BV

MIE

これら研究成果を利用して工業会の中で微燃性[vol%][vol%][cm/s][mJ]

冷媒のリスク評価を行っていただき，そのリスク

<3

1.8

9.5

38.7

0.246

<1

15

28

7.2

21

R32

675

13.3

29.3

6.7

15

R1234yf

4

6.2

12.3

1.5

500

Refrigerant
R290(Propane）
R717(Ammonia)

GWP

評価の適正さを第三者の立場から検討することを目的として，日本冷凍空調学会の下に微燃性冷媒のリスク評価を検討する研究会が設置された．日本冷凍空調工業会や日本自動車工業会が具体的なリスク評価を行っている．本報告書は，微燃性冷
媒のリスク評価研究会の 2012 年度の活動をまとめたものである．この成果が関係分野の方々のお役にたてば幸いである．

冷媒が機器から漏れ出て，着火源において着火するには，図 1.4 のように，次の条件をすべて満たさなければならない．

参 考 文 献(1) 冷媒濃度が燃焼限界内にある．
(2) 着火源が最小着火エネルギー以上のエネルギ
1.1) Directive 2006/40/EC of the European Parliament，3

済産業省，環境省(2012)．

17 May 2006．

1.6) Kenji TAKIZAWA et al, “Flammability properties

1.2) Regulation (EC) No 842/2006 of the European
Parliament, 17 May 2006．

of 2L refrigerants”, The International Symposium
on New Refrigerants andTechnology 2012,（2012）．

1.3) Proposal for a Regulation of the European
Parliament and the Council on fluorinatedgreenhouse gases, 7 November, 2012．

Environmental

1.7) 日本フルオロカーボン協会，“特定フロン

HFC（CFC/ HCFC）およびフルオロカーボン類のSubmission to the Montreal Protocol, EPA, US,2012．

環 境 ・ 安 全 デ ー タ 一 覧 表 ” ，

1.4) Summary

Points:North

American

http://www.jfma.org/database/table.html，（2012）．

1.5) 今後のフロン類等対策の方向性について，経4

２．微燃性冷媒の法的課題
２－１．高圧ガス保安法の解説と微燃性冷媒のもつ法的課題
高島 章吉，辻 健次
公益社団法人 日本冷凍空調学会 保安委員会

2.1.1 まえがき
現行の冷凍保安規則では，不活性ガス，可燃性ガス，毒性ガス及び不活性のものを除くフルオロカーボンの四つの区分となり，前三者は掲名されることで定義され，運用している．
その規制体系の概要を，図 2.1.1 に例示する．
不活性とまではいえない，いわゆる微燃性(ISO/DIS 817の A2L)の取り扱いを A1（不活性）並みにして使用できる
内容と，出来ない内容を明確にして運用を誤らないようにしたいものである．
特に，低炭素社会に向け，将来的には低ＧＷＰ(Global
Warming Potential)冷媒ガスの使用を求められる可能性が高く，現行法の制約において日本の低炭素社会実現に向けて
不活性以外のガスのフルオロカーボンの方向性を示す途上であると認識する．

2.1.2 微燃性冷媒を使用に向けた日々の課題（例）
ルームエアコン,パッケージエアコン，ターボ冷凍機など（以下，冷凍装置と呼ぶ）の使用に当たり，日々の行動において付きまとい，解釈に難があるのは，「運転」「充てん」「回収」の基本的な三要素である．
また，個々の作業において適用する法令及びその対応（届出など）を施工業者，製造者（使用者）など，携わる関係者全てに理解とその知識で対応を求められている点にある．

回収装置で行う不活性のフルオロカーボンの充てんま
たは回収の行為は適用除外★1 となっている．
★1
高圧ガス保安法施行令第 2 条第 3 項第 6 号並びに高圧ガス保安法施行令関係告示第 2 条をいう．
（販売と適用法令）
2.1.2.3 冷凍装置を設置に伴って充てん，修理・サービスに伴って充てんするなどの行為は，高圧ガスを製造する行為以外に販売行為（有償，無償を問わない）にも当たり一般高圧ガス保安規則の高圧ガス販売事業届（または販売に係る高圧ガスの種類変更届書含む）が必要である．
ただし，内容積が小さい容器（略称；ボンベと呼ぶ）(内容積 1 L 以下)★2 を使用して行う行為は，高圧ガス保安法から適用除外されているため，所要の高圧ガスの製造届並びに販売届も免除されている．
また，第一種冷凍装置を販売する場合は，冷凍保安規則の高圧ガス販売事業届も，別途 必要となる．
★2
高圧ガス保安法施行令第 2 条第 3 項第 8 号並びに
高圧ガス保安法施行令関係告示第 4 条をいう．

2.1.3 R 1234yf，R 1234ze(E)，R 32 などの法的扱いについて（運転と適用法令）
2.1.2.1 冷凍装置に適用される法令は，冷凍保安規則だが，あくまで『冷凍のためガスを圧縮し，または液化して高圧ガスの製造する行為のみ（いわゆる運転時をいう）』で，その他の行為は，一般高圧ガス保安規則など，他の法令を適用される．

2.1.3.1 冷凍保安規則での扱い
冷凍保安規則第二条では，「可燃性ガス」，「毒性ガス」，「不活性ガス」が定義され，それぞれに冷媒名が掲名されているが，定義する判断基準が明確になっていない．勿論「微燃性」の定義はない．R
1234yf，R 1234ze(E)，R 32 は，現在 不活性ガスにも可燃性ガスにも掲名されていない．この場合，種々の規制の緩和策も R 1234yf，
R 1234ze(E)，R 32 には適用されない．

（充てんまたは回収と適用法令）
2.1.2.2 冷凍装置の冷媒ガスが抜ける事象に至った場合，冷媒ガスの充てん（必要により回収）を行う行為は，高圧ガスを製造する行為に当たり，関係法令は一般高圧
ガス保安規則で判断され，設置場所毎に届出が必要である．

2.1.3.2 一般高圧ガス保安規則での扱い
一般高圧ガス保安規則第二条でも「可燃性ガス」，「毒性ガス」，「不活性ガス」が定義され，それぞれにガス名が掲名されている．
「不活性ガス」にフルオロカーボン（可燃性のものを除く）という記載があり，「可燃性ガス」には掲5

名されたもの以外にその他のガスで次のイまたはロのものという記載もある．
イ 爆発限界の下限が 10％以下のもの
ロ 爆発限界の上限と下限の差が 20％以上のもの
イ，ロを図に示し，R 1234yf，R1234ze(E)，R 32，
R 717 がどこに該当するか示したのが図2.1.2 である．

図 2.1.2 一般高圧ガス保安規則での測定結果 2.1.1)
図 2.1.2 の網掛けしている部分が「可燃性」で，網掛けしていない部分が「可燃性ではない」ということになる．
2.1.3.3 ASHRAE（米国暖房冷凍空調学会）の規格
ASHRAE では 2010 年に『ASHRAE 規格 34』でR 1234yf ，R1234ze(E)，R 32，R 717 を「2L」と定義したが扱いが明確ではない．
2.1.3.4 R 1234yf，R 1234ze(E)， R 32 の回収について
高圧ガス保安法施行令関係告示では，法の適用除外となるのはフルオロカーボン回収装置内のフルオ
ロカーボン（不活性のものに限る）とあるので，R 32
はそれに該当する．
しかし R 1234yf， R 1234ze(E)は，回収装置内で一般高圧ガス保安規則を適用される．

2.1.4 微燃性冷媒に係る高圧ガス保安法の課題
2.1.4.1 掲名主義の改訂
冷凍保安規則第二条では，「可燃性ガス」，「毒性ガス」，「不活性ガス」が定義され，それぞれに冷媒名が掲名されているが判断基準が示されてい6

ない．
『ASHRAE 規格 34』で「A2」に分類されている
R413A が不活性ガスに掲名されているのは疑問である．
現在，地球温暖化防止の観点から新しい冷媒ガス（特に微燃性ガス）並びに同混合ガスの扱いが判断できないため，経済産業省商務流通保安グループ高圧ガス保安室に都度，相談し，対応しているところである．冷凍保安規則も一般高圧ガス保安規則と整合性がとれるように，「可燃性」の数値概念を規定する必要がある．
2.1.4.2 不活性ガスの扱いを受けないガスの回収行為と法制化
可燃領域にあるガスであっても一律に規制するのではなく，不活性ガスに近い可燃性ガス（微燃性
ガスのうち A2L）に限定し門戸の緩和を検討する必要がある．
また，その回収装置の技術基準の確立に向けて検討する必要がある．
＜試案＞①内部の継手は，原則として溶接又はろう付けに限る．但し，溶接又はろう付けによることが適当でない場合は，保安上必要な強度を有するフランジ
接合継手による接合をもって代えることができる．（ねじ接合継手は不可）②外部接続は，確実に接合が可能なカップリングとする．
2.1.4.3 指定設備の要件の緩和
指定設備は，高圧ガス保安法施行令関係告示★3 で不活性のフルオロカーボンに限定されているが可燃性ガスでないフルオロカーボンへの適用範囲の検討も加えたいものである．
現状：フルオロカーボン（不活性のものに限る）
試案：可燃性ガスでないフルオロカーボンに限る．
★3
平成 9 年 3 月 24 日通商産業省告示第 139 号第 6 条
第 2 項第 2 号

2.1.5 諸外国から見た微燃性冷媒に係る気付き課題
保安行政を担当される視点で見た場合，次のような考えを専門的な角度で明確にすることを望まれる．
(1) R 32 を不活性ガスと掲名する場合は，諸外国から異質で見られる恐れがないような配慮が求められる．
(2) A2 から A2L に変化することによって何が緩和または変化するのか明確にしておくべきである．

(3) 法制化に当たり，諸外国の動きの説明が必要である．
参考文献
2.1.1) 日本フルオロカーボン協会，“特定フロン（CFC/
HCFC）およびフルオロカーボン類の環境・安全データ

7一覧表”，http://www.jfma.org/database/table.html，(2012)
2.1.2) 高圧ガス 2010,Vol.47,11（発行：高圧ガス保安協会）

図 2.1.1 冷凍保安規則の規制体系の概要 2.1.2)

8

２－２．海外の法・規格・規制の現状～冷媒に関する世界動向～

藤本 悟
日本冷凍空調工業会 微燃性冷媒安全検討ＷＧ

ここでは世界の冷媒動向を簡単に記載する．

理をせず，冷媒の繰り返し充填を防止する

冷媒に関する動向は未だ流動的であり確定的なため，充填を行なえる者は制限される方向．

ことは記載できないために公表された資料，あ④回収処理の行程管理の範囲拡大

るいは解説を引用させていただく．決して全体

政府は，ユーザー（機器の廃棄等実施者又像ではなく，一部の情報であることを了解いた

は整備発注者）から回収した冷媒が再生ま

だきたい．

たは破壊されたかを確認できる仕組みを構
築する．

2.2.1

日本の動向
また，日本冷凍空調学会（JSRAE），日本冷凍

日本政府はフロン類の使用時漏えい防止及び空 調 工 業 会 （ JRAIA ）， 日 本 自 動 車 工 業 会

回収率を現状の約３０％から６０％に向上する（JAMA），NEDO（政府支援プロジェクト）はため，フロン回収・破壊法を 2013 年に改正，
2014

低 GWP 冷媒への転換のためには微燃性冷媒の年に発効予定．法改正にあたり，その案文が公使用は避けられないとして，リスクの科学的解表されており，パブリックコメントを募集した．

明を協力して行っている．共同プロジェクトの現状，法改正の骨子は以下の 4 本柱．

第一次目標は 2014 年春とされている．毎年 4①冷媒転換の推進

月に，プログレスレポートが発行されている．

機器の低 GWP 化・ノンフロン化を誘導するため，国は製造・輸入業者に対し，製品

2.2.2

欧州の動向

区分ごとに安全性を考慮した GWP ベースの数値を設定し，ある年度での数値達成を2007 年に発行された現 F ガス規制は 2013 年

課す．対象は，業務用冷凍・空調機器だけを目処に改正作業が進められている．その基本

でなく，ルームエアコンも含まれる．

方針の全体像が最近明らかになった．その内容②フロン類の実質的フェーズダウンのためのについては第１章にてすでに解説されているのでこの章での解説は割愛する．

回収冷媒の再利用促進
回収冷媒の再利用促進について，政府はガスメーカー・輸入業者に対し，HFC に関す

2.2.3

米国の動向

る GWP 総量規制を導入，回収冷媒の再生・破壊処理の推進を図る方針．また，再生冷

米国では，エネルギー省(DOE)が空調機や温媒の品質を確保するため，再生業者を認可

水機のエネルギー効率・消費量を規制し，環境制にする．

保護庁(EPA)がオゾン層を破壊する冷媒を規制．
米国は国際的には北米三国提案である F ガスフ③ 使用時漏えいの防止
政府は新たに業務用特定機器を使用するユェーズダウン計画（2033 年までに 85%削減すーザーに対し，定期点検を義務付ける．対る）を毎回モントリオール議定国会議に提出す

象は，充填量や排出量が多い冷凍・空調機るなど積極的な活動をしているが，米国内では器．なお，低 GWP 冷媒を用いた機器や遠冷媒の温暖化対策について明確な政策を展開

隔監視（当社で言えばエアネット）を導入

していない．EPA の活動は現状，オゾン層保護

した機器は，点検方法・頻度が緩和されるのための HFC への冷媒転換が主である．ただ，見込み．また，漏洩が分かっていながら修業界や学会は地道な活動をスタートしており，

9

米国暖房冷凍空調学会（ASHRAE）は Standard34

2.2.4

途上国の動向において微燃性冷媒を定義し，現在，Standard15
においてその使用基準を検討中である．米国暖途上国の特徴はモントリオール議定書である

房冷凍空調工業会（AHRI）も新冷媒評価をスタ

HCFC の段階的廃止が 2013 年から始まるというートしている．

ことである．HCFC の生産消費を 2013 年に 2010

ここでは主に AHRI の冷媒評価プログラム

年レベルに凍結，2015 年に 10%削減，2020 年「低 GWP 代替冷媒評価プログラム」（AREP）に 65%削減と 2030 年までに全廃する計画がスについて記載する．2011 年春に「低 GWP AREP」

タートすることである．そのために国連環境計を発足．候補代替冷媒を募集し，標準化した方画（UNEP）が主導して各国の削減計画を進め

法でテスト，結果を公表するが，代替冷媒候補ている．R22 の代替として本来は先進国に倣っに優先順位を付けず，市場の評価に委ねる方針て R410A を選択すべきところであるが，R410A

である．今回のプログラムに，評価者は合計 21は気候変動条約（京都議定書）によって制約さ

社，冷媒供給者は 6 社が参加している．

れているので，次世代冷媒にスキップしたいというのが途上国の本音と思われる．

低 GWP 冷媒候補が 10 月末に公表された（表2.2.2）．その後，圧縮機カロリメーターテスト，
システムドロップインテスト，ソフト最適化テ
ストによって冷媒の性能を評価する．AHRI の
基本方針は，エアコンは，温暖化ガス排出量の約 9 割が機器のエネルギー消費に起因する排出であって，冷媒排出による直接的な影響は 1 割程度に過ぎない．よって，代替冷媒の評価には
GWP だけでなくエネルギー効率が極めて重要であり，代替冷媒は LCCP（Life Cycle Climate
Performance）や TEWI(Total Equivalent Warming

図 2.2.1

Impact)で評価すべきと主張している．
また A2L(微燃性)冷媒のリスク評価を実施し，ＨＣＦＣの段階的削減スケジュール（モントリオール議定書）

住宅用ヒートポンプ式ユニタリーに R32 を使用した場合の発火リスクが低いことを確認した．

１）中国
中国は冷凍空調生産総額が5.1千億元（約820

表 2.2.2

候補冷媒一覧（ＡＨＲＩ）

億米ドル，CRAAによる）であり，使用冷媒量も多い最重要国であるために，オゾン層保護対策として国連多国間基金から総額265百万ドル(発泡や溶剤分野を含む)という巨額の支援を獲得している．
家庭用エアコンについては，冷媒転換計画が政府および中国家用電器協会(CHEAA)によって2012年に作成され，R22から主にR290（プロパン）への転換が計画された．そのために30の生産ラインが新冷媒用に転換される予定である．
専門委員会が結成され，コンプレッサー，最大
充填量および安全設計，さらに接続および漏出検知方法論について基礎研究を行っている．この安全評価には，燃焼中に室内に現行制限充填量以上の冷媒(300g以上)が漏れたときの危険評

10価なども含まれる．また2012年4月には国際規格

る予定．転換費用は第一期間（2013-2015 年）

IEC 60335-2-40を参考にした国内規格

で 12.7 百万ドルとされ国連からの支援を受ける．

GB4706.32-2012を作成した．2013中頃までに使

この内，冷凍冷蔵分野は２／３以上を占める．

用可能な規格整備が完了になると国連報告では
４）タイ

記載されている．これらの推進のために第一期間（2013-2015年）だけで，国連から約75百万ド

タイでは世界銀行が主導して，多国間基金会

ルの資金援助とドイツからも経済技術的支援を

議 66 回 ExCom 会議で R410A への転換による支受けている．

援を要求したが否決されたため，68 回 ExCom
会議で，R410A より低 GWP で高効率の代替冷

業務用空調は，中国制冷空調工業協会（CRAA）
中心に専門委員会が設立され，R22からR32と媒として，R32 への転換を提案し，承認された．

R410Aへの転換を進める．これまで微燃性冷媒

この実現のために，R32 の使用のための試験装の安全規格や規制の調査，R32の機器使用や生産

置や冷媒充填装置，真空ポンプ，漏洩検知器のに関する安全性の研究を行っている．現在ほぼ改良が必要であり，同時に，製造や設備，貯蔵調査は完了し政府担当部局（FECO）に提出され施設の安全性の確保が必要であるとしている．

た．その結果を元に安全規格や製品基準を2015

この実施のために国連と日本から 25.5 百万ドル

年までに整備する予定である．冷凍冷蔵分野での支援を受ける．

は，R32の使用も視野に入れているが，煙台氷輪

文 献

グループがR22代替として，アンモニア/CO2カ
スケード方式の開発を行っており，既にプロトタイプが完成，試験設備等が設置されている．

2.2.1)「今後のフロン類等対策の方向性につい

業務用冷凍空調分野の冷媒転換の推進のために，て」中央環境審議会・産業構造審議会

国連からは第一期間（2013-2015年）に約61百万（2012.12）

ドルの支援を受ける．

2.2.2)“Research project on risk assessment of
mildly flammable refrigerants in JSRAE”

２）インド
空調分野の冷媒について，転換計画としてHihara et al, JRAIA2012Kobe(2012.11)
2.2.3)

2013年からR22の製造ライン増設の禁止，2015
年からR22の空調機の輸入禁止が発表されてい“Proposal for a regulation on F gas”

EU

Commission (2012.11.7)
2.2.4)“OVERVIEW OF AHRI LOW GLOBAL

る．サービス部門の冷媒について，消費量の増

WARMING POTENTIAL ALTERNATIVE

大を制限するために既存のインフラを活用する

REFRIGERANTS

ことが提案されている．発泡分野はR141bの転換

PROGRAM” AMRANE. JRAIA2012Kobeを推進する計画である．

(2012.11)
2.2.5)

３）インドネシア
インドネシア政府は冷凍空調におけるR22消2.2.6)UNEP Multilateral fund 64 回 Executive

2.2.7)UNEP Multilateral fund 66 回 Executive

Committee Meeting (2011.7)

している．例えば2015年からR22の冷凍空調機器の輸入及び製造組立て禁止などを行う計画．

Committee Meeting (2012.4)
2.2.8)

この計画は，当初は R410A を用いて達成されるが，第二期間（2015 年以降）は，この冷媒の微JARN インタビュー記事 AHRI Amrane(2012.12.25)

費を2015年までに段階的廃止する方針を打ち出している．そのために，以下の規制措置を計画

EVALUATIONUNEP Multilateral fund 68 回 Executive
Committee Meeting (2012.12)

2.2.9)“HPMP Implementation Progress and Risk

燃性に関する制度整備により，R32 に切り替え

Assessment of R32 in China” Zhan et al.,ていく予定である．インドネシアの冷媒転換にJRAIA2012Kobe (2012.11)

ついては日本の経産省や民間企業２社が協力す11

３．微燃性冷媒の安全性研究の概要
３－１．東京大学の進捗
飛原 英治*, 服部 達仁*, 伊藤 誠**

東京大学大学院新領域創成科学研究科人間環境学専攻

はじめに

3.1.1

3.1.2.1

はじめにモントリオール議定書により今後使用できなくなっ

冷媒が空間内に漏えいすると，空気より重けれた冷媒 CFC や HCFC の代替冷媒として HFC が普ば床面に滞留する傾向がある 3.1.3)．この時，Fig.

及してきた．しかし，HFC は GWP が高いために，

3.1.1 に示すように濃度が燃焼範囲内にあり，か京都議定書により，排出量削減の対象となっていつ気流が燃焼速度以下で，さらに最小着火エネる．そこで，次世代冷媒として R32 や R1234yf

ルギー以上の着火源が存在すると，着火し火災などの従来に比べ GWP が低い冷媒が注目されに発展する危険が生じる．ゆえに，これらの冷ているが，これらは微燃性を有するものが多い．

媒を空調機に使用するには，適切な安全基準を

それを含む代表的な冷媒の燃焼に関する物性値作成する必要がある．

を Table 3.1.1 に示す

3.1.1), 3.1.2)．ここで，LFL，安全基準の作成の際，冷媒の拡散現象を理解

UFL，BV，MIE はそれぞれ燃焼下限濃度，上限

することは重要となるが，大空間における冷媒

濃度，燃焼速度，最小着火エネルギーである．

漏えい試験は困難である．そのため，数値解析

本学では，そのような微燃性冷媒の実機でのによるアプローチは有効な手段となる．そこで，利用に際してのリスク評価において必要となる

居室等，大空間に冷媒が漏えいした時の拡散現知見を得ることを目的として，下記の研究を行象を計算し，可燃領域体積，気流速度分布を数った．

値解析により解析した．また，家庭用ルームエ
アコンに関しては，実験による検証も行った．

1.

微燃性冷媒の漏えいシミュレーション

2.

低温室効果冷媒の熱分解生成物分析3.

微燃性冷媒，潤滑油，空気の混合ガスの

濃度が
燃焼範囲内

圧縮による自己着火燃焼
Table 3.1.1

Physical and flammability properties
MIE以上の着火源の存在of Low-GWP refrigerants3.1.1), 3.1.2)

着火

気流速度が
燃焼速度以下

LFL

UFL

BV

MIE

[vol%][vol%][cm/s]

[mJ]

<3

1.8

9.5

38.7

0.246

<1

15

28

7.2

21

汎用熱流体解析コード STAR-CD3.1.4)を用いた．

R32

675

13.3

29.3

6.7

15

差分法には有限体積法が用いられている．

R1234yf

4

6.2

12.3

1.5

500

計算方法は非定常流れとし，密度の計算には理

Refrigerant
R290(Propane）
R717(Ammonia)

GWP

Fig. 3.1.1 Mechanism of ignition
3.1.2.2

計算方法と計算モデル

冷媒拡散現象の数値シミュレーションには，

想気体の状態方程式を用いた．計算アルゴリズ
ムには PISO 法等を用いた．対流項の離散化には UD と MARS，乱流モデルには標準 k-ε モデ

3.1.2 微燃性冷媒の漏えいシミュレーショ
ンに関する研究

ルを使用した．境界条件として冷媒の流入条件
は一定流量の流入条件，流出条件は大気圧相当

12壁掛け室内機からの漏えいの計算モデルを示す．

の圧力境界等を用い，壁境界には壁法則を用いた．家庭用ルームエアコン（以下，RAC.）の計
算条件は Table 3.1.2 に，ビル用マルチエアコン(2) 床置き室内機からの漏えい（以下，VRF）の計算条件は Table 3.1.3 にまと

床置き室内機からの漏えいは，壁掛け室内機かめた．

らの漏えいと同じ広さの小部屋をモデル化し，大きさ 0.7m×0.21m×0.6m の床置き室内機が設置

Table 3.1.2

され，0.46m×0.045m の吹き出し口より冷媒が漏Leakage scenarios for RAC.

えいする．格子数は約 24 万で，漏えい口と床面

No.

Position ofleakage

Refrigerant

Amount
[g]

Flow
rate
[g/min]1

Wall-mounted
indoor unit

R32

1000

250

2

ditto

R1234yf

1400

350(3) 室外機からの漏えい

3

ditto

R32

1000

125

室外機からの漏えいは，5.0m×1.2m×1.1m のベ

4

ditto

R1234yf

1400

175

ランダをモデル化した．ベランダには大きさ

5

ditto

R32

1000

1000

0.77m×0.29m×0.68m の室外機が設置され，φ400

6

ditto

R1234yf

1400

1400

7

ditto

R290

500

125

の室外機ファンより冷媒が漏えいする．また，

8

ditto
Floor-mounted
indoor unit

R290

200

50

R32

1000

250

今回は，ベランダの排水口や隣家との仕切り板

10

ditto

R1234yf

1400

350の隙間は考慮していない．

11

Outdoor unit

R32

1000

250

12

ditto

R1234yf

1400

350

9

付近に要素を集中させている．Fig. 3.1.3 に床置
き室内機からの漏えいの計算モデルを示す．

ベランダ周りには 0.5m/s の風がある．格子数は約 35 万である．Fig. 3.1.4 に計算モデルを示す．

(4) ビル用マルチエアコンからの漏えい
VRF の設置位置はオフィスルームを想定し，No.

Table 3.1.3

Leakage scenarios for VRF

Refrigerant

Amount
[kg]

Flow
rate
[kg/h]

Ventilation[m3/h]

Air
vent

2.7m である．部屋の天井面には VRF が 1 台設

そ の 寸法 は 床面 積が 外寸 6.5m×6.5m で 高 さ置されており，吹き出し口の大きさは

1

R32

26.3

10

0

none

450mm×64.5mm ，吸い込み口の大きさは φ370

2

R1234yf

29.4

10

0

none

であり，吹き出し口と吸い込み口から冷媒が真

3

R32

26.3

10

0

exist

下に漏えいする．また，天井面には寸法が4

R1234yf

29.4

10

0

exist

200mm×200mm の給気口と排気口があり，さら

5

R32

26.3

10

169

exist

に，壁面にはドアが設置されており，その下部

6R1234yf

29.4

10

169

exist

には寸法 1500mm×10mm の隙間が存在する．格

7

R32

26.3

10

0→169

exist

子数は約 15 万であり，吹き出し口，吸い込み口，

8

R1234yf

29.4

10

0→169

exist

給排気口，ドア下隙間付近には要素を集中させ

9

R32

26.3

10→0

0

exist

ている．Fig. 3.1.5 に VRF の計算モデルを示す．

10

R1234yf

29.4

10→0

0

exist
Opening to the air(1) 壁掛け室内機からの漏えい

Opening to the air

RAC.

Point 1～6

RAC.

2.4 m

Point 1～6

2.4m の小部屋をモデル化した．床面から 1.8m

2.4 m

1.8 m

壁掛 け室内機か らの漏えいは ，2.8m×2.5m×の高さに大きさ 0.6m×0.24m×0.3m の室内機が設置され，0.6m×0.06m の吹き出し口より冷媒が漏えいする．格子数は約 20 万で，漏えい口直下とFig. 3.1.2 Wall-mounted

Fig. 3.1.3

床面付近に要素を集中させている．Fig. 3.1.2 にindoor unit

Floor-mounted indoor unit

13

なお，VFL は可燃領域のみを考慮した体積，VBVFLAir supply
Point 1～6

Convection

Point 1～6

VRF

は可燃領域内で気流速度が燃焼速度以下の範囲

Exhaust portを考慮した体積を表す．

2.7 m

2.4 m

1.1 m

Outdoor unit

Under cut

(1) 壁掛け室内機からの漏えい
Fig. 3.1.4

Outdoor unit

Fig. 3.1.5

Table 3.1.4 からわかるように，家庭用ルーム

VRF

エアコンの壁掛け室内機から微燃性冷媒が漏え
シミュレーション結果および考察

いしても，可燃時空積は非常に小さいことがわ

壁掛け室内機，床置き室内機，室外機の計算

かる．また，No.1～No.6 に関して，可燃領域内

結果を Table 3.1.4 に，VRF の計算結果を Table

での気流速度を考慮した可燃時空積においては，

3.1.5 にまとめた．Σ(V・t)は可燃領域の体積と存どれも 0 という結果となった．これは空間内の在時間の積であり，この大きさがリスクにかか

可燃領域内の気流は燃焼速度以上の速さとなっわってくる．以下，これを可燃時空積と呼ぶ．

ているため，着火源があっても，冷媒の漏えい

3.1.2.3

によって生まれる対流によって着火が起こらな
Table 3.1.4
No.
1
2
3
4
5

いことを示唆している．ゆえに，室内機内に着Results of calculation for RAC.

Presence timeΣ(VFL・t)3

Σ(VBVFL・t)

火源がない限り，燃焼には至らないと考えられ
る．

3

[min]

[m ・min]

4.01

1.18×10-2

0

室内機内で燃焼が発生しても火炎が伝播しな

1.23×10-20

いような構造にすることで危険を最小限に抑え

9.79×10-30

ることができる．火炎は，ある一定以上の隙間

1.07×10-20がないと伝播しない消炎距離，ある一定以上の3.73×10-20

隙間がないと通過しない消炎直径というものが-20ある 3.1.1)．室内機の構造をこの消炎距離，消炎

4.01
8.01
8.01
1.03

[m ・min]

6

1.05

4.34×10

7

1473

7689

7688

直径よりも小さくすることができれば，燃焼が

8

4.73

0.258

0.161

発生しても危険を最小限に抑えることができる

9111136.83136.81と考えられる．

10309

507.82507.50No.7 に関してはプロパンの最大許容充てん

11

45

43.01

42.50

量を超えた量の計算ではあるが，可燃時空積の

12

93

62.54

61.53

オーダーが他に比べ，105 ほど大きいことから，非常に危険であることがわかる．

Table 3.1.5

No.8 に関しては，プロパンの最少着火エネル

Results of calculation for VRF

Presence timeΣ(VFL・t)

Σ(VBVFL・t)

ギーは 0.246 mJ と，他の R32 や R1234yf の最少[min][m3・min][m3・min]

着火エネルギーよりも小さく，消炎距離も非常

1157.85

1.622

0.021

に狭いため，容易に火炎が伝播してしまう．そ2

176.472.1520のため可燃時空積が No.1 から No.6 の 10 倍ほど

3157.82

0.831

0.011

であっても，他に比べて危険であることには変4

176.42

0.661

0

5

157.82

0.702

0.014

6

176.41

0.583

0

7

157.82

0.725

0.011

床置き室内機は漏えい口が低い位置にあるた8

176.41

0.592

No.

9
10

8.36
10.25

わりはない．
(2) 床置き室内機からの漏えい

0め，可燃領域は床面に広がり，No.9 は 100 分以

3.14×10-2

0上，No.10 に至っては存在時間が 300 分以上と2.14×10-20

壁掛け室内機に比べ非常に長くなっている．
存在時間が長く，床面全体が可燃領域となる

14ことから，可燃時空積が大きくなり，壁掛け室

壁掛けと床置き室内機から冷媒を放出させ，冷内機に比べリスクが高くなる．また Table 3.1.4

媒濃度の拡散挙動を計測した．ボンベから取りから，どちらの可燃時空積もほぼ同等の結果と出す冷媒は蒸発潜熱により低温になるため，恒なっていることがわかる．これは，可燃領域内

温槽を通して，所定の温度まで上昇させた．流のほとんどは，気流が燃焼速度以下となってお量はマスフローコントローラーで制御し，冷媒り，着火源が存在すると，可燃領域ほぼ全域にを試験室に拡散させ，濃度センサーによって濃着火の危険性があることを表している．さらに，度を計測した．実験条件は Table 3.1.2 の No.1，

LFL は R32 より R1234yf の方が低いために，存No.3 と同条件とした．

在時間が長くなっている．ゆえにリスクは R32(2) 実験結果および考察

より R1234yf の方が高いという結果になった．
以上のことから，床置き室内機からの漏えいはFig. 3.1.6 にそれぞれの実験条件における，濃壁掛け室内機からの漏えいよりリスクが高いこ

度の時間変化の実験結果と計算結果の比較を示とから，使用する場合，換気を行う等，制限をす．
どちらの実験結果も低い位置の方が冷媒濃度設ける必要があると考えられる．

が高く，冷媒の到達時間も計算結果と傾向は良(3) 室外機からの漏えい

い一致を示しているといえる．しかし，壁掛け

Table 3.1.4 から室外機も床置き室内機同様，漏室内機の実験では，漏えい終了時の濃度が低い

えい口が低いために床面全体に可燃領域が広が位置での冷媒濃度は計算結果より低い結果とな

り，長い時間可燃領域が存在した．本来，集合

り，計算結果より安全な結果となった．これは，住宅のベランダには隣室との仕切りの下部には，試験室内を完全に無風状態にすることが困難で数センチ程度の隙間が存在する．また，排水溝あるためと考えられる．試験室は排気ダクトがも存在するため，実際には漏えいした冷媒は隣

室外とつながっており，室外と試験室内の圧力

室のベランダや排水溝に流れ込み，可燃領域は差から対流が発生してしまう問題が生じていた．

小さくなると考えられる．

その影響が大きく影響してしまったと考えられる．
これらのことから，対流を抑えることができ(4) ビル用マルチエアコンからの漏えい
Table 3.1.5 を見ると，空気の供給源となる給排なければ，実験はより安全な結果を得ることに気口の存在が存在時間や可燃時空積に大きな影なってしまい，リスク評価をする上で有利に働響を与えることがわかる．さらに，VRF は冷媒いてしまうと考えられる．ゆえに，シミュレー

量が多いために漏えい時間がどちらの冷媒も 2

ションによる冷媒の拡散現象をとらえることは時間 30 分以上と非常に長い．その影響もあり，有用であることがわかった．

可燃領域の体積が小さくても可燃時空積

また，最も対流の影響が小さいと思われる床面

Σ(VFL・t)が家庭用ルームエアコンの壁掛け室内での濃度が，壁掛け室内機からの漏えいでは機に比べ，大きくなっている．しかし，気流速

LFL に至らないことに関しては，計算結果と傾度を考慮した可燃時空積 Σ(VBVFL・t)は大幅に向が一致している．ゆえに，実験により壁掛け低下している．R1234yf の場合は，燃焼速度が室内機からの漏えいでは床面での濃度は LFL

小さいため，着火の可能性は極めて低いが，R32に至らないことは確認できた．

は冷媒漏えい検知センサーを設置するだけでな
まとめ

く，警報や換気等，安全対策が必要になると考3.1.2.5

えられる．

本研究では，空間内に微燃性冷媒が漏えいした
場合のシミュレーションと実験により，以下の3.1.2.4

知見を得た．

冷媒漏えい実験① 壁掛け室内機からの漏えいでは，可燃領域(1) 実験方法および実験条件
RAC の数値計算と同じ広さの試験室を設置し，は漏えい口直下にのみ存在し，室内機内に15

着火源がない限り，燃焼には至らない．

3.1.3

低温室効果冷媒の熱分解生成物分析

3.1.3.1

はじめに② 床置き室内機からの漏えいでは，吹き出し口が低い位置にあるため，可燃領域は床面

微燃性冷媒の利用に際してリスクを検討する

全体に広がり，使用時には換気を行う等，ためには，これらの冷媒の分解の容易性や反応制限を設ける必要がある．

③ 室外機からの漏えいに関しては，室外機フ

生成物についての知見が必要であるが，HF のァンが低い位置にあるために，可燃領域は反応性の高さにより生成物の定量が困難である

床面全体に広がり，ベランダの構造を鉄格

うえ，また R1234yf などのように F 原子数より子等にして隙間を多く設ける必要がある．

H 原子数の方が多い物質の場合，湿度の変化に④ 床置き室内機と室外機からの漏えいでは，

より可燃領域を含む反応性および反応生成物のLFL は R32 より R1234yf の方が低いため，組成が異なるという報告 3.1.5)もある．

R1234yf の方がリスクが高い．

そこで，本研究では，冷媒の熱分解について，⑤ ビル用マルチエアコンからの漏えいでは，主な有毒生成物である HF 等を定量するととも気流速度の条件を考慮すると，可燃領域のに，その他の生成物の分析を行うことを目的と体積，存在時間は極めて小さくなる．

する．

⑥ 実験から，R32 において壁掛け室内機から実験装置と方法の漏えいでは，床面での濃度が LFL に到達

3.1.3.2

しないことが確認できた．

(1) 実験装置
漏洩した冷媒の分解による HF の生成原因としては，加熱による熱分解および燃焼の両方が考えられるが，熱分解のみを対象とする実験装置を作成した．
実験装置は，Fig. 3.1.7 に示すようにガス混合部・加熱部・測定部・除害部からなる．ガス混
合部は，マスフローコントローラーを用い，指定の濃度・流量で冷媒と空気等を混合する．また，乾燥空気を加湿し一定湿度の空気を得るため，加湿装置と湿度センサーを取り付けている．
加熱部は，長さ 550mm の円管電気炉とその中Fig. 3.1.6 (a)に 通 さ れ た ム ラ イ ト (3AlO3 ・ 2SiO2) 管 ( 内 径

Wall-mounted, R32, 1000 g, 250 g/min11mm)からなり，ムライト管内に試料ガスを通して加熱し，分解を行う．また，熱電対により
管外壁温及び管内温度を 3 点ずつ測定した．管内の熱電対は，熱電対自体の腐食防止のため，加熱管と同材質の保護管(外径 6mm)内に収納されていて，試料ガスは加熱管と保護管の間の，隙間 2.5mm，断面積約 2.67cm2 の環状流路を通過する．測定部には，測定可能な濃度範囲を拡げるため，異なる光路長の 2 種類(10cm および12m)の FT-IR ガスセルを設置し，選択して利用可能にしている．除害部は，装置を通過した試
Fig. 3.1.6 (b)

料ガスを除害装置付きのドラフトチャンバー内

Wall-mounted, R32, 1000 g, 125 g/minに放出するだけでなく，ドラフト内に設置した吸収管内を通した上で放出することで，より実

16験の安全を図るためのものである．

Table 3.1.6 Wavenumbers used for quantification
Corresponding
Material
Wavenumber[cm-1]
bond
R32
2947
-CH2-

(2) 実験対象物質
冷媒 R32，R1234yf と空気の混合物を対象とした．別途，比較対象として R134a 等の従来冷媒

R1234yf1356

C=Cの実験を予定している．

HF

3877

HF

Fig. 3.1.8 Spectrum of R32 (12% in air)Fig. 3.1.7 schematic diagram of experimental
apparatus(3) 計測機器
生成物を含むガス濃度の測定機器として，日本分光製 FT/IR-4200 および，Harrick 社製ガス
Fig. 3.1.9 Spectrum of R1234yf (5% in air)セル(光路長 10cm)を用いた．FT-IR を選択した
理由は，試料ガスの入っているガスセルの外側

Relative error of
calibration [-]に光源や検出器があるため，HF の腐食性による測定器への影響を抑えられるためである．
(4) 計測方法
R32 および R1234yf の IR スペクトルの例を
Figs. 3.1.8, 3.1.9 に示す．
縦軸の Abs.(吸光度)は，
R

S

Abs. = log10 �Be ⁄Be �

BeS: 測定時の信号強度

0.04
0.02
0
-0.02
-0.04
0

5

10

15

20

Concentration of R32 [vol.%](3.1.1)

BeR: 試料除去時の信号強度

Fig. 3.1.10 Error of calibration (R32)で表され，試料濃度と光路長に比例するものである．冷媒の定量には，標準試料によって，特Relative error of
calibration [-]定の波数の Abs.のピーク高さについて作成した検量線を用いた．用いるピークは，H2O や CO2
等の強いピークと重ならないことおよび，直線性，および可燃範囲以下の濃度での測定において適度な強さであることを考慮し，Table 3.1.6のように選択した．

0.1
0
-0.1
0

2

4

6

8

Concentration of R1234yf [vol.%]

HF については，分子間の水素結合の影響が濃度や温度によって変化するため，これまで定Fig. 3.1.11 Error of calibration (R1234yf)

量に適するとされている 3877cm-1 を選択し 3.1.6)，

17

HF 濃度が 118, 301, 770ppm の HF+N2 標準ガスを用いて検量線を作成した．
Remain rate of
R1234yf [-]R32 および R1234yf の測定精度を Figs. 3.1.10,
3.1.11 に示す．R32 については±4%，R1234yf については低濃度を除いては±10%の範囲にある．
(5) 実験条件
実験条件として以下のパラメータを設定した．

1
0.8
0.6
0.4
0.2
0

1.4%
2.8%
4.3%
5.8%
450

1. 加熱面温度：450～700°C

500

550

600

650

2. 冷媒濃度：LFL 以下の数点

Fig. 3.1.13 Remain rate of R1234yf and heater

3. 冷媒と空気を合わせた流量：100～

temperature (dry, total 100ml/min. with air)Remain rate of
R1234yf [-]200ml/min
4. 湿度：0～60%RH
実験結果

3.1.3.3(1) 冷媒の分解
まず，加湿していない場合の加熱後の冷媒の700

Temperature of heater [°C]

1
0.8
0.6
0.4
0.2
0

400℃
500℃
550℃
600℃
650℃

残存率を，R32,R1234yf のそれぞれについて，

0

20
40
60
Humidity before heating [%RH]

冷媒濃度(vol.%)をパラメータとして Figs. 3.1.12,

Fig. 3.1.14 Remain rate of R1234yf and humidity

3.1.13 に示す．記載の流量は空気と合わせた合(total 100ml/min, 2.8vol. % in air)計である．2 種の冷媒ともに，加熱部の温度が500°C 以下ではほとんど分解されておらず，550
Remain rate of
R1234yf [-]～600°C 以上で残存率が低下している．
次に，加湿をした場合の R1234yf の残存率と湿度の関係を Figs. 3.1.14, 3.1.15 に示す．R1234yf
は湿度によって反応性が異なるとの報告もある
が，この結果からは反応性の差が見られない．

1
0.8

400℃
500℃
550℃
600℃
650℃

0.6
0.4
0.2
0
0

(2) 分解生成物

2040

Humidity before heating[%RH]

Fig. 3.1.16 に，Fig. 3.1.12 で示した R32 の測定

Fig. 3.1.15 Remain rate of R1234yf and humidity

によって HF 生成量は増加しているが，R32 濃(total 200ml/min, 2.8vol. % in air)

10000

1
0.8

8000

3.3%
6.6%
9.7%
12.8%

0.6
0.4
0.2

HF[ppm]Remain rate of R32 [-]における HF 生成量を示す．温度・濃度の上昇

3.3%

6000

6.6%

4000

9.7%

2000

12.8%

0

0
450

500

550

600

650

500

700

Temperature of heater [°C]600

Temperature[°C]700Fig. 3.1.12 Remain rate of R32 and heater temperature

Fig. 3.1.16 Hydrogen fluoride and heater temperature(dry, total 100ml/min. with air)(R32, dry, total 100ml/min. with air)18

度にほぼ比例すると予想されるのに対しその差

加熱面の種類が反応に与える影響を明らかにすが小さく，また量そのものも予想の 1/10～1/30 とることが重要である．

なっている．
R1234yf の測定においては，温度・湿度に関

3.1.3.5

まとめわらず HF の検出量が小さく検出できなかった．

ムライト管を用いた R32 と R1234yf の実験でこれについては，HF の生成がなかったのではの，熱分解速度が大きくなり始める温度は R32

なく，R1234yf あるいはその分解生成物が，加については 500～550°C，R1234yf については 500

熱管壁面において HF を何らかの形で吸着して～600°C であった．しかし，湿度の影響についいると推測されるが，機構については明らかでては，壁面の影響を強く受けていることから検はない．

出されなかった．今後，壁面材質が分解反応に与える影響を検討する必要がある．

考察

3.1.3.4

熱分解における反応は，R32 については
CH2F2 + O2→

2HF + CO2 ，

3.1.4

微燃性冷媒，潤滑油，空気の混合ガ
スの圧縮による自己着火燃焼

3.1.4.1

はじめに

R1234yf については，
H2O 非存在下:
CF CF=CH + 5/2O → 2CO + COF + 2HF
3

2

2

2

微燃性冷媒を用いた冷凍機器の冷媒のポンプ

2

ダウン（冷媒回収）の際に想定されうる事象とH2O 存在下:して，微燃性冷媒，潤滑油，空気の混合ガスのCF CF=CH + 5/2O + x(H O)
3

→

2

2

断熱圧縮による温度上昇が潤滑油，冷媒の自己2着火燃焼を引き起こし圧力上昇による機器への(2+x)CO + (1-x)COF + 2(1+x)HF
2

損傷が考えられる．関連した事故に，エアコン

2が予想されている 3.1.5)．

の室外機の破壊事故が報告されている 3.1.8), 3.1.9)．

しかし，本研究での測定においては，予想さ本報告は，微燃性冷媒（R32，R1234yf），潤滑れるよりも HF の検出量が少なく，また，湿度

油，空気の混合ガスを模型エンジン内で圧縮実に対して十分な量の R1234yf が分解されている験を行い，自己着火燃焼の有無，条件について条件（即ち，乾燥ガスが熱分解した条件）にお調べたので報告する．

-1

いても COF2 の定量に用いられる 1930cm 付近の吸収ピーク 3.1.7)が検出されず，COF2 の発生は3.1.4.2

は主に，冷媒ガス供給系，空気供給系，潤滑油

ついては，主に壁面と HF の間で
AlO3 + 3HF→

AlF3 + /2H2O + /4O2
3

実験装置と実験方法

Fig. 3.1.17 に実験装置の概略を示した．装置

確認されていない．COF2 が検出されない理由に
3

供給系にモーター駆動によるコンプレッサー（模型エンジン）から構成している．

等の反応により H2O が供給され，その H2O により COF2 が分解されたためだと推測される．

(1) コンプレッサー

R1234yf の測定で HF が検出されなかった理由は不明であるが，測定後の管を 600°C 程度に

コンプレッサーに模型エンジン（4 サイクル

加熱し空気を流すと 1～2 時間程度後に HF が検R155-4C， 行程容積 25.42cc，圧縮比 6.7：塩谷

出され始めることから，何らかの理由で HF の製）を用い，エンジンのクランクシャフトに直壁面との反応が促進されていて，R1234yf の方結したモーター（サーボモーター HF-JP703(B) :が R32 よりその効果が大きいのではないかと考

三菱電機製）により駆動した．回転数はパーソえられる．

ナルコンピューターにより制御した．

リスク評価の対象となる利用環境においては，
加熱面との反応が起こることが予想されるため，(2) 空気供給系

19

Refrigerant line
ScrubberRefrigerant
bombe

Pressure Mass flow
regulator controller
Exhaust pipe
T
Inline pipe

Air line
Hygrometer
Compressor

Dehumidifier

Oil tank

Flow
meter

Compressor(model engine)

T

Pressure
Mass flow
regulator controller

P
Heater 2

Heater 1
Temperature
controller 1

Motor

Encoder
StrokesensorOil injection
systemLubricant oil line

Temperature
controller 2

PersonalcomputerFig. 3.1.17 Experimental apparatus

気と混合後に吸気口に入る．

空気はコンプレッサー（オイルレスエアコン
プレッサ 39L/ACP-160SL：EARTH MAN 製）で0.7MPa に圧縮し，除湿機（エアードライヤー

Table 3.1.7 Refrigerant and lubricant oil

GK3103D：CKD 製）を通り減圧弁で 0.4MPa に

Item

Test substance

減圧した．その後，空気はマスフローコントロ

Refrigerant

R1234yf, R32

ーラー（Model8500：コフロック製）で流量をLubricant oil

PAG(VG46)

制御し湿度計（温湿度トランスミッター
混合気のコンプレッサーの吸気口の入口温度

EE33-MFTE3022HA03D05：テクネ計測製）を通り吸気口に入る．

は，吸気管（内径 10mm のステンレス管）の外周に巻いたヒーター1 で加熱し温度コントロー(3) 潤滑油供給系

ラー1 で制御した．コンプレッサー（模型エン

潤滑油はオイルタンクから流量計（微小流量

ジン）周囲はヒーター2 で加熱し温度コントロ

計 MODEL213-311/295：東洋コントロールズ製）

ーラー2 により，混合気の吸気口の入口温度とを通り燃料噴射システム（コモンレール電子制

同じ温度になるよう制御した．

御燃料噴射システム，FC デザイン製）により，計測は，コンプレッサーの入口出口の気体温

圧力 150～180MPa から潤滑油を噴霧状に供給

度をシース熱電対により，コンプレッサー内のした．潤滑油はエンジン吸気口の上流，約 6cm

圧力は圧力計（6045A31：KISTLER 製）により，の位置から吸気口方向に噴射した．噴射は，エ

空気流量，冷媒流量，オイル流量等をデータロ

ンコーダーと行程センサーから噴射のタイミンガー（データ収集システム NR-2000：KEYENCEグを決定した．

製）を介してパソコンに収録した．

(4) 冷媒ガス供給系

潤滑油の流量は，エンジンの回転数と行程容積使用した冷媒と潤滑油は Table 3.1.7 に示した．
冷媒はボンベからガス状態で減圧弁に入りで決まる空気流量から理論空燃比を基準に決定

0.3MPa に減圧し，マスフローコントローラー

した．潤滑油の CHO 成分の分析結果（SVC 東（FCST1500FC：フジキン製）で流量制御し空京による分析）を Table 3.1.8 に示した．PAG

20

(VG46)の理論空燃比は 9.5 となった．実験パラメータは，回転数，混合気体の吸気口の入口温

Table 3.1.11 Conditions of experiment 3

度，オイル流量，冷媒流量とした．

Air-R32-oil mixing gas

実験 1 は空気と潤滑油の混合気体における自Rotational speed [rpm]500～1250

己着火燃焼を調べる場合で，実験条件は Table

Total flow rate [l/min]

6.3～15.6

3.1.9 に示す範囲で行った．主に潤滑油流量は理Inlet mixture gas temperature [℃]260

論空燃比となるように設定した．回転数 500rpm

R32 flow rate [l/min]

5～14.1の場合，理論空燃比相当の油量を 100 とすると，
油量を 60~120 に変化させて油量の薄い，濃い,3.1.4.3の影響を調べた．

実験結果

本実験では，実験 1 で主に吸気口における混実験 2 は実験 1 を踏まえ，
空気と冷媒 R1234yf

合気の入口温度を変化させて実験を行い，潤滑と潤滑油の混合気体の場合で，実験条件は Table

油の自己着火が発生する入口温度条件を調べた．

3.1.10 に示した．総流量は空気流量と冷媒流量

実験 2，3 では実験 1 で得られた自己着火の起この和にとり油量は無視した．Table 3.1.10 の冷媒

る入口温度条件下において，それぞれ冷媒の流量は全流量の 2～9 割の範囲にあたる．

R1234yf，R32 の混合気体の実験を行い，実験 1

実験 3 は空気と冷媒 R32 と潤滑油の混合気体との比較で着火の有無を検討した．なお，自己の場合で，実験条件は Table 3.1.11 に示した．冷

着火の判断はシリンダー内の圧力，排気ガスの媒 R32 の流量は全流量の 3～9 割にあたる．な温度（排気口に設置した熱電対），
排ガス分析（燃お，実験 2,3 の潤滑油の流量は理論空燃比にな

焼排ガス分析計 testo340：テストー製）と排ガるように設定した．

スの目視観察により判断した．

実験は，所定の流量，吸気口における混合気
体の所定の温度，回転数，油噴射の下で行いデ(1) 実験 1 の結果ータを収録した．

Fig. 3.1.18 に吸気口における混合気体の温度を変えたときのシリンダー内の代表的な圧力変Table 3.1.8 CHO component analysis of oil

化を示した．実験条件は回転数 500rpm，潤滑油

PAG(VG46)

mass%

は理論空燃比となる流量である．図の横軸は回

C

61.7

転角度を示し，ピストンの最高の位置（上死点）

H

10.5

を基準に示した．入口温度 30°C の時は 220°あ

O

26.2

たり から圧力の 上昇があり 360°で最 高圧力
1MPa に達した後減圧する．圧力変化は滑らか

Table 3.1.9 Conditions of experiment 1

な上昇と下降である．470°あたりで排気弁が開Air-oil mixing gas

き始め，圧力は大気圧となる．このような圧力

Rotational speed [rpm]500～1500

変化の時にはエンジンの回転音は静かであり，

Air flow rate [l/min]

6.3～18.8

排気口の排気ガスの温度は入口温度とほぼ同じ

Inlet air temperature [℃]25～300でガスは透明であった．入口温度 227°C 位に上

Oil flow rate [l/min](5.1～25.7)×10-4

昇すると，エンジンの回転音はガツンガツンという異音を発するようになり，圧力波形にも変化（300°あたり）が現れる．最高圧力は 1.35MPa

Table 3.1.10 Conditions of experiment 2に上昇する．このような場合，排気ガスの温度

Air-R1234yf-oil mixing gas
Rotational speed [rpm]500～1000

Total flow rate [l/min]

6.3～12.5

Inlet mixture gas temperature [℃]260

R1234yf flow rate [l/min]

2.5～12.5が入口温度よりやや上昇し，ガスの色はやや白みをおびる傾向がある．入口温度が 291°C に上昇すると，回転音の異音，330°過ぎに圧力の急上 昇 で 圧 力 は 1.3MPa ま で 上 昇 し ， そ の 後
1.05MPa まで下がり再び上昇し減圧する．この21

転数に対する圧力の第 2 ピーク値の増加は大き
い．回転数の増加で圧力の急上昇から急降下までの時間が長くなった．

Inlet temperatureof mixing gas

潤滑油の噴射のタイミング（Fig. 3.1.18 の横軸上の 90～225°の範囲）の影響を調べた．圧力変化には有意の差は現れなかった．
(2) 実験 2 の結果
実験 1 の結果を踏まえ，自己着火が発生すると考えられる吸気口の混合ガス（R1234yf+空気+潤滑油噴霧）の温度を 260℃に設定し，Table
3.1.10 の条件で実験を行いその結果を示す．
Fig. 3.1.19 に R1234yf が混入した場合と混入

Fig. 3.18 Pressure changes for 500ppm

しない場合の結果を示した．冷媒混入のとき，ような場合は，排気ガス温度は入口温度より 20

冷媒と空気の体積流量は同じにし，潤滑油量は～50deg 上昇し，排気ガスの色は白くなる．こ理論空燃比となるよう設定した．図のように冷れらの変化は再現性がある．排気ガスの分析結媒 R1234yf が混入した場合は，圧力波形は自己

果は，吸気口の混合ガス温度が 150°C の場合の着火のない波形に近く，最高圧力は約 0.7MPa

O2，CO，NO 濃度は，それぞれ 21%，500ppm，で低い．圧力波形，最高圧力，回転音，排気ガ

3ppm に対して，250°C の場合は，12%，2200ppm，ス，排気ガス温度などから判断し，自己着火は300ppm であった．150°C から 250°C になると，起こっていないと考えられる．回転数（500～

O2 濃度が低下し，CO，NO 濃度は共に増加して1000rpm），全流量に対する冷媒流量の体積割合いることが分かる．これらから 250°C では燃焼（17～90％）を変えて実験を行った．実験範囲が起こっていると推察できる．

内において冷媒 R1234yf の混入では自己着火は起こらなかった．

回転音，圧力変化，排気ガス温度，排気ガスの色，排気ガス分析などから入口温度が 200～
230°C 以上で自己着火が起こったと判断した．

Inlet temperatureof mixing gas

潤滑油の噴射時間を調節することにより，吸気口の混合ガス温度 280，300°C で潤滑油の濃さの影響を調べた．理論空燃比にあたる油量を100％として，油が濃い 120％の圧力変化は Fig.
3.1.18 中の 291°C の変化と相似で，圧力の第 1のピークと第 2 ピークが広がる（約 90°の幅）．
油が薄くなるとピーク幅が小さくなり 70％では圧力のピークは一つになる．最大圧力は 0.8～1.5MPa の範囲であった．
回転数を 500～1500rpm に変化させてその影響を調べた．実験条件は理論空燃比相当の潤滑
油流量，吸気口の混合ガスの温度は約 290°C とした．その結果，圧力波形は Fig. 3.1.18 の 291°C

Fig. 3.1.19 Pressure changes of mixing gas withの波形に類似し，回転数が高くなると圧力の第regrigerant R1234yf

1 のピーク値は 1.4～1.7MPa に上昇し，第 2 ピ(3) 実験 3 の結果

ーク値は 1.4～2.4MPa でそれぞれ増加する．回

Fig. 3.1.20 に冷媒 R32 の混入する場合としな

22

い場合の圧力変化を示した．実験条件は回転数に見られる白煙が見られるなど，実験条件の範1250rpm，全流量に対する冷媒の流量割合は 4

囲を広げさらなる実験検討が必要である．今後割である．図中の圧力波形で冷媒なしの場合，は，冷媒 R32 用の潤滑油（エーテル油）で行い，圧力のピークが 2 つ現れ第 2 ピークが 450°あた

自己着火燃焼の有無を調べる予定である．

りで 2.3MPa まで上昇している．Fig. 3.1.19 の冷謝辞

媒なしの圧力波形と比較し，第 2 ピークは角度，
圧力の値において異なる．詳細な検討を要する

本研究を進めるにあたり，日本冷凍空調工業会と考えている．図中の冷媒 R32 を混入した圧力

微燃性冷媒安全検討ＷＧ のメンバーの方々には

波形は，最高圧力が 0.8MPa を示すが自己着火

さまざまな助言をいただいた．また，計算シミュレ

を示すような変化は見られない．しかし，回転ーションや実験の実施においては，東京大学の党数の増加で最高圧力の増加がみられること，自超鋲准教授，斎藤静雄氏，船坂百合香さんの協

己着火が起こるとみられる場合の白煙も観察さ力を得た．ここにお礼申し上げます．

れた．

参 考 文 献Inlet temperatureof mixing gas

3.1.1)

Kenji TAKIZAWA et al, “Flammability

properties of 2L refrigerants”, The
International Symposium on New Refrigerants
and Environmental Technology 2012, (2012).
3.1.2)

日本フルオロカーボン協会，“特定フロン（CFC/ HCFC）およびフルオロカーボ
ン類の環境・安全データ一覧表”，
http://www.jfma.org/atabase/table.htm，(2012).
3.1.3)

O.Kataoka, et al:”Flammability

evaluation of HFC-32 and HFC-32/134a underpractical operating conditions”, International
Fig. 3.1.20 Pressure change of mixing gas with

Refrigeration Conference, Purdue, July 1996.

refrigerant R32
3.1.4.4

まとめ

3.1.4)

User’s Manual for STAR-CD.

3.1.5)

滝澤ら，第 49 回燃焼シンポジウム，

pp. 146-147， 横浜(2011).

潤滑油に冷媒 R1234yf 用の PAG(VG46)を用い，

3.1.6)

D.M.Manuta, “Quantitative Infrared

空気－潤滑油の混合ガスをガス温度を変えて圧Analysis of Hydrogen Fluoride”; Reference-

縮し，自己着火の有無，自己着火の条件を調べ

POEF-LMUS-76; ACS National Meeting, San

た．さらにその結果を踏まえ，冷媒 R1234yf のFrancisco, CA (1997).

混合ガス，R32 の混合ガスの圧縮実験を行った，

3.1.7)NIST Chemistry WebBook.

R1234yf 混合ガスの場合は，自己着火が起こっ

3.1.8)

東京都庁 :「東京都商品等安全対策協

たと判断することはできなかった．R32 混合ガ

議会報告」, (2012).

スの場合も自己着火が起こったと判断すること

3.1.9)

はできなかったが，圧力の上昇，自己着火燃焼

東京都冷凍空調設備協会：「東冷協だ

より技術レポート」

23

３－２．九州大学の進捗～業務用空調機に適した低 GWP 冷媒の探求とその安全性，物性および性能評価～
小山 繁*, 東 之弘**, 宮良 明男***, 赤坂 亮****
*

九州大学

**

いわき明星大学***

佐賀大学

大学院総合理工学研究院
科学技術学部理工学部****

九州産業大学工学部

3.2.1 はじめに

内容積 1000cc の球形ガス燃焼試験装置（多摩精器工業㈱製）に HFO-1234ze(Z)および空本研究グループは，ＮＥＤＯプロジェクト「高気を供給し，装置内部において所定濃度の混効率ノンフロン型空調機器技術の開発」の中で合ガスを調製する（混合ガス初期圧力＝大気以下の研究開発課題に取り組んでいる．

圧，混合ガス初期温度＝25℃）．金属線溶断(1) HFO 系冷媒候補物質の中で熱物性およびサ法（ニクロム線の長さ 15mm，直径 0.5mm）

イクル性能がほとんど明らかにされていなを用いて，混合ガスの燃焼有無を判定する．

い HFO-1234ze(Z) に注目し，その安全性を燃焼した場合は，その時の到達圧力および圧含む化学的性質，熱力学的・輸送的性質，

力上昇速度を燃焼波形解析装置から読み取

伝熱特性およびサイクル基本特性を明らかる．同一濃度で３回中１回も燃焼しない濃度にする．

を上限界濃度および下限界濃度とする．なお，
燃焼有無の判定基準を下記に示す．

(2) HFO-1234ze(Z)を含む HFO 系冷媒，HFC 系
冷媒，自然冷媒などを組み合わせることに

燃焼：0.1×105 Pa≦ 上昇圧力

よって得られる低 GWP 混合冷媒の中から

不燃：上昇圧力 ＜ 0.1×105 Pa

業務用空調機器の冷媒として適した混合冷(2) 最小発火エネルギーの測定媒を探求・選定し，選定した混合冷媒の熱内容積 270cc のシリンダー型燃焼試験装置

力学的・輸送的性質の測定，伝熱特性の測（多摩精器工業㈱製）に HFO-1234ze(Z)およ定およびサイクル性能の評価を行う．

び空気を供給し，装置内部において所定濃度(3) 低 GWP 混合冷媒を実用冷媒として使用すの混合ガスを調製する（混合ガス初期圧力＝る為の基盤技術を構築する．

大気圧，混合ガス初期温度＝25℃）．エネル

本報告書では，今年度の成果として

ギー発生装置（㈱指月電機製作所製：DC=0

HFO-1234ze(Z)の燃焼性試験，毒性試験，熱物性～15kV，コンデンサ最大容量=0.1575μF，発測定試験および伝熱特性測定試験の経過，並び火エネルギー=1mJ～800mJ）によって所定のに低 GWP 混合冷媒の探求のために実施していエネルギーに調整した電気火花（電極間距離

るサイクル性能の検討経過について報告する．

=1.5mm）を用いて，混合ガスを発火させ，燃焼有無を判定する．任意の混合ガス濃度において，燃焼する最小のエネルギーを最小発

3.2.2 HFO-1234ze(Z)の燃焼性試験

火エネルギーとする．なお，燃焼有無の判定基準を下記に示す．

HFO-1234ze(Z)の燃焼安全性を評価するため

燃焼：圧力が 0.1×105 Pa 以上上昇かつに，室温条件下で不燃性か可燃性かを確認し，可燃性が認められた場合，燃焼範囲（上・下限

温度が５℃以上上昇界）測定，最小発火エネルギーの測定および引

不燃：圧力，温度が共に変化しない

火点の測定を実施した．

(3) 引火点の測定

測定方法を以下に示す．

タグ密閉式引火点測定装置（JIS K2265 に準(1) 燃焼範囲の測定

拠）により，HFO-1234ze(Z)の引火点の測定

24

表 3.2.1
冷媒
HFO-1234ze(Z)HFO-1234ze(Z)の燃焼性試験の結果

沸点

燃焼範囲

MIE ※4

引火点

燃焼速度

[℃]

[vol%][mJ][℃][cm/s]

7.5～16.4※1

n.d.※5

none

n.d.

？

61000※8

N/A

0※6, ※82L

9

5.3～17.2
HFO-1234ze(E)

－19

区分※7

※1

5.6～14.4※2(7.0～9.5)※3, ※8※1 高圧ガス保安法に準拠した測定値(同一の装置，方法による)※2 高圧ガス保安法に準拠した測定値(※1とは装置が異なる(内容積は1000cc))※3 ASHRAE法の測定値（測定温度＝54℃）※4 MIE：最小発火エネルギー※5 HFO-1234ze(Z)は測定装置の上限値（800mJ）で不燃※6 HFO-1234ze(E)は燃焼速度測定条件下で不燃※7 ASHRAE Standard34による燃焼性区分，2L：低微燃性(L=燃焼速度≦10cm/s)※8 燃焼範囲，最小発火エネルギー，燃焼速度の引用文献： AHRI Project 8004 Final Report

を行う．

ず，コロニー形成は観測されない．一方，被表 3.2.1 に HFO-1234ze(Z)の燃焼性試験の結験物質が突然変異を誘発する場合，細菌自身果を示す．参考までに，表 3.2.1 には HFO-1234

がアミノ酸合成が可能となり，グルコース寒ze(E) の 公 表 さ れ て い る 結 果 も 示 し て い る ．

天培地上で増殖し，コロニーを形成する．被HFO-1234ze(Z)は，今回実施のガス燃焼上下限界

験物質に暴露しながら培養した細菌のコロ濃度測定において，7.5～16.4vol%の混合気で燃ニー形成数をカウントし，被験物質の変異原

焼範囲を有することが確認された．最小発火エ性を評価する．なお，本方法は経済協力開発

ネルギーの測定では，燃焼範囲の混合ガス(8.0，

機構（OECD）ガイドライン 471 に準拠した

10.0，12.0，14.0，16.0vol%)に 800mJ のエネルものである．

ギーを印加しても各混合濃度で不燃という結果(2) 急性吸入毒性試験であった（800mJ は，本試験を実施した装置でラットを用いて，被験物質 HFO-1234ze(Z)

発生可能な最大エネルギー）．また，引火点は確の急性毒性を評価する．その方法の概要は以認されなかった．

下のとおりである．ラットに被験物質の空気
希釈ガスを 4 時間吸入させる．吸入直後から14 日間経過するまで，ラットに発現する症

3.2.3. HFO-1234ze(Z)の毒性試験

状，体重，病理学的変化を指標として，急性
HFO-1234ze(Z)の予備的毒性を評価するため毒性を解明する．被験物質の濃度はに，細菌性復帰突然変異試験および急性吸入毒500ppm(v/v)から開始し，急性毒性が認めら性試験を実施した．

れない場合は段階的に濃度を上げ，最高濃度試験方法を以下に示す．

20000ppm（v/v）まで同様の試験を行う．な(1) 細菌性復帰突然変異試験

お，本方法は経済協力開発機構（OECD）ガ細菌（ネズミチフス菌および大腸菌）を用いイドライン 436 に準拠したものである．

て，被験物質 HFO-1234ze(Z)の変異原性を評

細菌性復帰突然変異試験によって，被験物質

価する．その方法の概要は以下のとおりであ

HFO-1234ze(Z)は，細菌（ネズミチフス菌およびる．遺伝子操作により必須アミノ酸の合成能大腸菌）に対する変異原性を有しないことが確力を有しない細菌を，37˚C×48 時間の条件で認された．また，急性吸入毒性試験により，培養する．被験物質の添加によって突然変異

HFO-1234ze(Z)は実施した最高濃度 21695ppmが起こらない場合，細菌はアミノ酸合成がでまで急性吸入毒性がないことが確認された．なきないため，グルコース寒天培地上で増殖せお，急性吸入毒性が発現しない最高濃度を明ら25かにするにはさらに追加試験が必要である．
HFO-1234ze(Z)6000ρ ≒ 1002 kg/m3 3
ρ ≒ 901 kg/m 3
ρ ≒ 752 kg/m 3
ρ ≒ 670 kg/m 3
ρ ≒ 570 kg/m 3
ρ ≒ 470 kg/m 3
ρ ≒ 340 kg/m
4000 ρ ≒ 240 kg/m 33
ρ ≒ 140 kg/m 3
ρ ≒ 106 kg/m3
ρ ≒ 45 kg/m

3.2.4.1

P/kPa

3.2.4. HFO-1234ze(Z)の熱物性および伝熱特性測定試験
HFO-1234ze(Z)の熱力学的性質

P-ρ-T 関係の測定は，容積一定の圧力容器に2000

正確に秤量した試料である HFO-1234ze(Z)を封入し，温度を変化させながら圧力と密度を測定していく等容法で実施した．結果を図 3.2.1 に0300

示す．また，定容法よる P-ρ-T 関係の測定結果
数を以下のように決定した．

T/K

図 3.2.1

HFO-1234ze(Z)の P－ρ－T 性質の測定結果

3

HFO-1234ze(Z)600p-h diagram
800式を作成した．図 3.2.2 に作成した状態方程式よ

0
44

10
9
8
7
6
5

以上の結果を用いて，ヘルムホルツ型状態方程4り求めた P-h 線図を示す．

2

40

0

200

420

1000

3

1200

Tc = 423.27 K, Pc = 3533 kPa, ρ c = 470 kg m

45

400

350

と目視によるメニスカス観察結果より，臨界定

400
380

/HFC-32 混合液(50/50mass%)の液熱伝導率の測

-1

2.00

1.85

1.70

1.55

1.40

1.25

1.10

320
10

2.1
5

300

0.2

280

s=

0.1
0.09
0.08
0.07
0.06
0.05
150

340

kJ· -1
kg
·K -1

0.3

細線法によって測定した．測定結果を図 3.2.3
HFO-1234yf ， HFC-32 お よ び HFO-1234ze(Z)

-1

0.4

2 本の白金細線（直径：15μm）を用いた非定常に示す．図には HFO-1234ze(Z)，HFO-1234ze(E)，s = 0.95 kJ·kg ·K

HFO-1234ze(Z)の液熱伝導率は長さの異なる

T = 255 K

HFO-1234ze(Z)の輸送的性質

p, MPa3.2.4.2

1
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5

50

360

-3

ρ = 2 kg·m

T = 270 K
200

250

300

350

400

450

500

550

-1

h, kJ·kg

定結果と REFPROP Ver. 9.0 による HFO-1234ze

図 3.2.2(E)，HFO-1234yf および HFC-32 の液熱伝導率のHFO-1234ze(Z)の P-h 線図

Thermal conductivity [mW/(m·K)]

計算結果を示す．HFO-1234ze(Z)の熱伝導率は
HFO-1234ze(E)および HFO-1234yf よりも高く，
HFC-32 よりも低い値をとなった．なお，HFC-32，
HFO-1234ze(E)および HFO-1234yf の測定結果がREFPROP による計算値とよく一致していることから，本測定法の信頼性が高いことが伺える．
HFO-1234ze(Z)の液粘度は長さの異なる２本の細管を用いた毛細管式粘度測定装置によって測 定 し た ． 図 3.2.4 に HFO-1234ze(Z) ，

140
120

80
60
40
280

図 3.2.3

度の計算結果を示す．HFO-1234ze(Z)の粘度は，
HFO-1234ze(E)および HFC-32 よりも高い値とExp.Data
HFC-3250%ze(Z)HFO-1234ze(Z)HFO-1234ze(E)HFO-1234yf

100

HFO-1234ze(E)および HFC-32 の液粘度の測定
結果と REFPROP Ver. 9.0 による HFC-32 の液粘

REFPROP(Ver9.0)
HFC-32
HFO-1234ze(E)HFO-1234yf

300
320
Temperature[K]液熱伝導率の測定結果

測定法の信頼性が高いことが伺える．

なった．なお，HFC-32 の測定結果が REFPROPによる計算値とよく一致していることから，本

26

340

60

40

200

REFPROP Ver.9.0
R32

30

20

10

20
15
10

100

5

290

300

図 3.2.4

310
T K

320

330

340

0

0.2

液粘度の測定結果(∆P/∆z) [kPa/m]

たら旋溝付管の仕様は，外径 6.08 mm，最大内

0

0.2

0.4
x

0.6

0.8

1

(b)熱伝達特性

HFO-1234ze(Z)の沸騰・蒸発特性20G=150 kg/(m2s)G=200 kg/(m2s)G=300 kg/(m2s)
G=400 kg/(m2s)

R1234ze(Z)Tsat = 65°C
q=10 kW/m2

蒸気圧縮式ヒートポンプループを用いて，凝縮伝熱特性を測定した．ここに，試験に用い1

40

HFO-1234ze(Z)の伝熱特性

HFO-1234ze(Z)のら旋溝付管内での沸騰および0.8(a)圧力損失特性
図 3.2.5

3.2.4.3

0.6

0.4
x

30

G=150 kg/(m2s)G=200 kg/(m2s)G=300 kg/(m2s)
G=400 kg/(m2s)

R1234ze(Z)Tsat = 65°C
q=10 kW/m2

αexp [kW/(m2K)]

280

G=100 kg/(m2s)G=150 kg/(m2s)G=200 kg/(m2s)

R1234ze(Z)T = 30°C

sat
25q=10kW/m2αexp [kW/(m2K)]

η µPa·s

300(∆P/∆z) [kPa/m]

Exp. Data
R32
R1234ze(E)R1234ze(Z)30G=100 kg/(m2s)G=150 kg/(m2s)G=200 kg/(m2s)

R1234ze(Z)Tsat = 30°C
q=10 kW/m2

20

10

15

10

5

径 5.49 mm，平均内径 5.34 mm，フィン高さ 0.255
mm，リード角 20.1 度，フィン数 48，面積拡大

0

0.2

0.4
0.6
1-x

0.8

0

1

0.2

0.6
0.4
1-x

0.8

率 2.24 である．また，４つのサブセクションか(a)圧力損失特性

ら構成された全長 2216 mm のテストセクショ

図 3.2.6ンを用いて，溝付管の長さ 554 mm ごとの圧力損失と溝付管の長さ 414 mm ごとの平均熱伝達

表 3.2.2率を測定した．
図 3.2.5 お よ び 図 3.2.6 に ， そ れ ぞ れ

[K]

35

Degree of subcool

[K]

10

Degree of superheat[K]

3

Range of Cond.Temp.

果や従来の予測式と比較する予定である．

3.2.5.1

低 GWP 冷媒のヒートポンプへの適用

◦

> 30

[ C]

10

可能性

COP [-]低 GWP 冷媒のサイクル特性評価

9Vol. capacity [MJ/m ]3.2.5

ヒートポンプサイクルの計算条件

Cond.Temp.-Eva.Temp.

HFO-1234ze(Z)の沸騰・蒸発特性および凝縮特性を示す．これらの結果は，今後，他の冷媒の結(b)熱伝達特性

HFO-1234ze(Z)の凝縮特性

78

低 GWP 冷媒として注目されている HFO-1234
3ze(E)および HFO-1234ze(Z)をヒートポンプに用いる場合の適切な熱源温度条件を見出すための熱力学的性能解析とドロップイン試験を行った．
表 3.2.2 にヒートポンプサイクルの熱力学的性能解析の条件を示す．HFC-410A，HFO-1234ze(E)および HFO-1234ze(Z)をそれぞれ用いた場合について，凝縮器出口過冷度を 10 K，蒸発器出

10

5

0

R1234ze(E)R1234ze(Z)
R410A

50

100

Condensation temperature [℃]

口過熱度を 3 K，凝縮温度と蒸発温度の差を 35
K に固定して，凝縮温度を 30˚C から 150˚C まで

図 3.2.7

変化させた時の COP と体積能力を求めた．図27

熱力学的性能解析の結果

150

1

3.2.7 に解析結果を示す．図より，いずれの冷媒も COP が最大となる凝縮温度が存在すること，

表 3.2.3

ドロップイン試験の熱源温度条件

またその凝縮温度ではある程度の体積能力が確

Water Temp.

[◦C]

50→75

Degree of superheat[K]

3Heat transfer rate[kW]

1.2～2.4

保されていることが分かる．このことより，
HFC-410A，HFO-1234ze(E)および HFO-1234ze(Z)は，それぞれ凝縮温度が 30～50˚C，60～90˚C

Cond.
Eva.

45→39

および 100～130˚C の温度範囲で適している冷媒であることが分かる．

8

以 上 の 結 果 を 踏 ま え て ， HFO-1234ze(E) ，
COPcycle [-]HFO-1234ze(Z)および HFO-1234ze(E)に 5mass%
HFC-32 を添加した混合冷媒について，表 3.2.3に示す熱源温度条件で，対向流式熱交換器，密閉式圧縮機および電子膨張弁で構成された水熱源ヒートポンプを用いてドロップイン試験を試

R1234ze(E)R1234ze(Z)7R1234ze(E)/R32 (95/5mass%)
6
5

みた．図 3.2.8 にドロップイン試験の結果を示
2.5

2

1.5

1

す．図より凝縮器側熱源水温度変化が 50˚C からQ [kW]

75˚C の場合，HFO-1234ze(Z)に比して，HFO-

図 3.2.8

1234ze(E)が COP および加熱能力が高いことが分かる．さらに，HFO-1234ze(E)に HFC-32 をドロップイン試験の結果
表 3.2.4

5mass%添加することによって，COP，加熱能力のいずれも改善できることが分かる．なお，図より加熱能力が低い場合は HFO-1234ze(Z)の
COP は高い値をとるが，加熱能力の増加とともに COP は 急 激 に 低 下 す る ． こ の こ と は ，

計算条件

Condensation Temperature

[˚C]

30

Degree of Subcool[K]0

Evaporation Temperature

[˚C]

-3

Degree of Superheat[K]

3

Efficiency of Compressor

[-]

0.85

HFO-1234ze(Z)は凝縮器熱源温度がより高温の場合の作動媒体として適していることを示唆し

表 3.2.5ている．
3.2.5.2

業務用空調機に適した低 GWP 混合冷媒の探求

昨年度は，業務用空調機に適した低 GWP 混合冷媒の探求の手始めとして，本開発研究では組成比の選定条件

Condition

A

B

GWP

< 300

< 200

Temperature glide

< 10K

< 15K

Volumetric capacity ratio> 0.8

COP ratio> 1.0

一昨年度まで実施した NEDO 受託研究の新たな展開を目指して，水熱源ヒートポンプを用いとなる組成比を選定したて２成分混合冷媒 HFO-1234ze(E)/HFC-32 のド

今 年 度 は ， 昨 年 度 に 続 き， HFO-1234ze(E)/ロップイン試験を実施し，組成比が 50/50mass%

HFC-32/CO2 の３成分混合冷媒について，表近傍の２成分混合冷媒 HFO-1234ze(E)/HFC-32

3.2.4 に示す計算条件のもとにヒートポンプサ

は HFC-410A の代替冷媒として使用可能である

イクルの熱力学的性能解析を改めて行った．そことを確認した．しかしながら，この混合冷媒

して，表 3.2.5 に示す組成比の選定条件に基づいは HFO-1234ze(E)の質量分率が 50%以下となるて ， GWP 値 が 300 弱 と な る 混 合 冷 媒 Aと ， GWP 値 が 340 以 上 と な る ． そ こ で ，（HFO-1234ze(E)/HFC-32/CO2：53/43/4 mass%）

HFO-1234ze(E)/HFC-32 系２成分混合冷媒にさおよび GWP 値が 200 弱となる混合冷媒 B

らに第３成分として CO2 を添加した冷媒につ（HFO-1234ze(E)/いて熱力学的性能解析を行い，GWP が 300 以下

28

HFC-32/CO2：62/29/9 mass%）

を選定した．
R744

図 3.2.9 に選定結果を示す．図中には，GWP，蒸発器内の冷媒温度すべり（相変化に伴う温度

10K変 化 ）， HFC-410A に 対 す る COP 比 お よ び

15K

HFC-410A に対する体積能力比を示している．
図中の赤印および青印がそれぞれ混合冷媒 A お

200
300

よび B である．
0.8

3.2.6 まとめ

0.95

1.0

1.00

R1234ze(E)

本稿では，今年度実施した NEDO 受託研究の

R32
GWP
Temp. glide
COP ratioVol. capacity ratio

一部を紹介した．今年度までの研究により，
HFO-1234ze(Z)の材料適合性，燃焼性および毒性に関する基本的な性質が明らかとなった．また，
熱力学的および輸送的性質も相当明らかになっ図 3.2.9

た．今後は，選定した三成分混合冷媒
HFO-1234ze(E)/HFC-32/CO2 を中心として，熱物性測定，伝熱特性試験およびサイクル性能評価を実施する予定である．

29

組成比の選定結果

３－３．諏訪東京理科大学の進捗～事故シナリオに基づいた A2L 冷媒のフィジカルハザード評価～
今村友彦，須川修身
諏訪東京理科大学 システム工学部

機械システム工学科

3.3.1 はじめに合のフィジカルハザードを評価することとした．
これは，定置用空調機器のみならず，例えばカー

地球環境保護の観点から，家庭用空調機器にエアコンと回収機をつなぐホースでの事故など，

GWP（地球温暖化係数：Global Warming Potential）

広く類似のケースが考えられる事故シナリオであの小さい冷媒を搭載しようとする動きが世界的にる．このシナリオでは，可燃領域がどの範囲に形広がっている．反面，低 GWP 冷媒は従来冷媒に成されるか，また，可燃領域内に着火源が存在し比べてエネルギー的に不安定であるため，微燃性

た場合に，直ちにジェット火炎を形成するか否かを有している．したがって低 GWP 冷媒の家庭用について検討した．

空調機器への導入のためには，実際に起こりうる
3.3.2.4 シナリオ #4

事故シナリオに立脚した，フィジカルハザード評価に基づいたリスク管理が必要となる．

例えば冷媒回収機のようなサービス・メンテナ

本学では上記の背景に基づき，微燃性冷媒が搭

ンス機器内で，冷媒が漏洩した場合のフィジカル

載された空調機器使用時の事故シナリオを想定し，ハザードを評価することとした．このシナリオでこれに基づいたフィジカルハザード評価を目的とは，模型メンテナンス機器内の冷媒の着火挙動にして，一連の研究を実施している．ここでは，微着目した．

燃性リスク評価研究会にて議論し選定した 4 つの3.3.3 シナリオ #1 の進捗

事故シナリオについて，A2L 冷媒のフィジカルハ
ザードを実験的に評価した成果について述べる．

3.3.3.1 概要

3.3.2 想定した事故シナリオ

シナリオ#1 では，以下の 2 つのサブシナリオを設定し，火炎伝播挙動及び燃焼生成物特性を調べ

3.3.2.1 シナリオ #1

た．

A2L 冷媒を搭載した空調機器と，石油ファンヒ(a) サブシナリオ A: 暖房機器を使用している室ーターや反射式ストーブなどの暖房機器を，一般内に，空調機器から A2L 冷媒が漏洩した場合的な居住空間で同時使用した場合のフィジカルハ(b) サブシナリオ B: A2L 冷媒が漏洩・滞留した室ザードを評価することとした．評価項目として，内で，暖房機器を動作させた場合室内の漏洩冷媒の着火及び火炎伝播特性，燃焼生
成物（HF）発生特性に着目した．

3.3.3.2 実験
3.3.2.2 シナリオ #2

実験装置の概略を Fig. 3.3.1 に示す．実験室は一サービス・メンテナンス等の作業空間において，

辺 2800 mm の立方体形状で，4 畳半の居住空間のA2L 冷媒が漏洩した雰囲気下で，作業者が喫煙の容積に相当する．市販の 6 畳用空調機を，天井下ために市販の電子ライターを使用した場合のフィ

700mm, 側面壁から 1400 mm の位置に吹き出し口

ジカルハザードを評価することとした．このシナの中心が来るように設置した．空調機のフロント

リオでは，着火可能性をあらかじめ簡易予測し，パネルに直径 6.35 mm の穴を 1 つ開け，ここに銅その検証実験を行った．

チューブを挿入して，空調機の送風口を通して冷媒を漏洩させた．なお本実験では室外機は設置せず，空調機器が作り出す室内循環流が燃焼特性及3.3.2.3 シナリオ #3

び燃焼生成物発生特性に及ぼす影響についてのみ

配管等に生じたピンホールや，配管が破断した場検討した．

合などに，これらから A2L 冷媒が噴出漏洩した場

30

2800

暖房機器動作後は，④の地点で冷媒濃度と HF 濃Experiment room

Air Conditioning System

度を計測した．
サブシナリオ A では，使用暖房機器は反射式石
油ストーブ（出力 2.4 kW, 13m2）と石油ファンヒ①

ーター（出力 3.2 kW, 16m2）である．サブシナリ
オ B では，セラミックヒーター（ヤルカーセラミ

2800

②

熱源を使用した．このヒーターの出力は AC130 V

③

1500

の印加電圧で 1 kW であり，この時の表面温度はおよそ 700°C であった．
⑤

400

1000

④

⑥

3.3.3.3 結果及び考察

CCD Camera
Unit: mm

Heating System
concentration measuring position

サブシナリオ A

Fig. 3.3.1 Schematic diagram of experimental
setup on Scenario #1.

全ての実験ケースで，室内に漏洩・滞留した A2L
冷媒への火炎伝播は認められず，室内の様子は，変化がなかった．Fig. 3.3.2 は，一例として石油フ

A2L 冷媒として R1234yf 及び R32 を，現行冷媒ァンヒーターを使用した場合の，冷媒濃度およびとして R410A を対象とした．冷媒量は，現行の家

HF 濃度の経時変化を示したものである．対象冷媒

庭用空調機器の搭載量 3.3.1)を考慮して，800 g としは R32 である．HF 濃度と冷媒濃度の経時変化はた．漏洩速度は 10 g/min 及び 60 g/min の 2 パター

非常によく似た曲線を描いており，冷媒の燃焼あンとした．

るいは熱分解によって HF が発生したことがわか

冷媒濃度および燃焼生成物（フッ化水素：HF）

る．冷媒濃度は高くても 2 vol%で，R32 の燃焼下濃度は，赤外分光光度計（日本分光㈱FT-IR4200）

限界に遠く及ばない．ファンヒーターの場合は，2 台を使用して計測した．サブシナリオ A では，ヒーター内の裸火部分に吸い込まれた冷媒は燃焼

Fig. 3.3.1 中の④の地点（暖房機器熱源直前）でのすると考えられるが，4 畳半室内に滞留した R32

み計測した．サブシナリオ B では，暖房機器を動に対しては，燃焼下限界以下の濃度であるため，作させる前に①～⑥の地点で冷媒濃度を計測し，火炎伝播が起きなかったものと推測される．これ

1.6
1.4
1.2

1800

1.8

1600

1.6

1400

(a) AC-OFF

2

1200

R32 Concentration (vol%)1.8

R32 Concentration (vol%)2000

AC-OFF, 10g/min, Refrigerant
AC-OFF, 60g/min, Refrigerant
AC-OFF, 10g/min, HF
AC-OFF, 60g/min, HF

HF Concentration (ppm)

2

1.4

1000

0.8

800

0.6

600

0.4

400

0.2

200
0

0

0
0

20

40

60
80
time (min)

100

120

1800
1600
1400

(b) AC-ON

1.2

1

2000

AC-ON, 10g/min, Refrigerant
AC-ON, 60g/min, Refrigerant
AC-ON, 10g/min, HF
AC-ON, 60g/min, HF

1200

1

1000

0.8

800

0.6

600

0.4

400

0.2

200
0
0

20

40

60
80
time (min)

100

120

Fig.3.3.2 Time history of the refrigerant concentration and HF concentration at the front of the heating system.
Heating system: Fan Heater, Refrigerant: R32, Capacity of the experiment room: 22 m3(a) Air conditioning system non-operated (b) Air conditioning system operated

31

HF Concentration (ppm)

2100
2000

ック㈱FPS1）の熱源表面に銅シートを貼り付けた
1400

HF Concentration (ppm)

1800

2000

(a)

10g/min, AC-OFF
10g/min, AC-ON
60g/min, AC-OFF
60g/min, AC-ON

1600
1400

1800
HF Concentration (ppm)

2000

1200
1000
800
600
400

10g/min, AC-OFF
10g/min, AC-ON
60g/min, AC-OFF
60g/min, AC-ON

(b)

1600
1400
1200
1000
800
600
400
200

200

0

0

R32
R1234yf
R410A
Varieties of Refrigerants

R32
R1234yf
R410A
Varieties of Refrigerants

Fig. 3.3.3 Comparison of HF concentration with the leak rate and operation of air conditioning system.
(a) using a radiation stove (b) using a fan heater
すると，理論上は R410A > R32 > R1234yf となる．

は R1234yf についても同様である．

本実験の結果から見ると，R32 > R1234yf となる傾Fig. 3.3.3 は各冷媒における HF 濃度を示したも

向は確認できたが，R32 > R410A となる傾向が見のである．校正ガスの精度から，本実験系では HFられた．しかし全体的に見れば，現行冷媒並み程

濃度は 50 ppm 以上で濃度値が保障されるが，測定度の HF 発生能力とみられる．

した HF 濃度は 50～1500 ppm の範囲にあり，日本
産業衛生学会が定める許容濃度（3 ppm）3.3.2)を大サブシナリオ B

幅に超える HF の発生が認められた．これは，A2L

ヒーター作動後，室内冷媒に火炎が伝播する様

冷媒のみならず，現行冷媒である R410A の場合も子は確認されなかった．室内の冷媒濃度が燃焼下同様であった．

限界に遠く及ばないためと考えられる．HF 濃度は暖房機器の影響についてみると，石油ファンヒ

ほとんど検知されなかった（50 ppm 未満）．

ーターを使用した場合の方が反射式ストーブの場
合よりも HF 濃度が高い．これは，石油ファンヒ

3.3.3.4 まとめ（シナリオ #1）

ーターの場合は，ヒーター機内に吸い込まれた冷媒が裸火によって燃焼しているのに対して，スト

以下にシナリオ #1 の評価で得た知見をまとーブでは熱源に接触して熱分解しているのみのもめる．なおこの内容は，論文 3.3.3)にて公表していのが大半であると考えられること，ファンヒータ

る．

ーの方が自身が作り出す気流により，単位時間当（1）

たりに熱源に接触する冷媒量が多いと考えられる

家庭用空調機器に搭載される冷媒全量が4 畳半室内に漏洩した場合でも，暖房機器ことによる．空調機運転の有無が及ぼす影響につとの同時使用による火炎伝播は認められ

いてみると，反射式ストーブの場合は，空調機運なかった．

転時の方が高い HF 濃度を示したが，ファンヒー
ターの場合は必ずしもそうではなかった．空調機（2）

漏洩した冷媒が高温熱源に接触すると，運転により室内循環流が生じるが，これによりス

許容濃度をはるかに超える HF が発生す

トーブの場合は，単位時間あたりに熱源に接触す

る．HF の発生能力は，現行冷媒並み程度

る冷媒量が単調に増加するのに対して，ファンヒである．

ーターの場合はそれ自身が作り出す気流との相互（3）作用によって，必ずしも単位時間あたりに熱源と反射式石油ストーブを使用した場合，空調機器運転時により高い HF 濃度を示す．

接触する冷媒量が増加するわけではなかったため

しかし石油ファンヒーターの場合は，必と考えられる．冷媒種ごとの HF 発生能力を比較

32

A2L 冷媒／空気混合気の燃焼範囲を算出した．そずしもそうではない．
（4）の結果，A2L 冷媒が燃焼下限界以下の濃度で n-ブ

石油ファンヒーターを使用した場合の方

タンと混合されたとき，混合気は燃焼範囲に入る

が，反射式ストーブの場合よりも高い HF

結果となった．

濃度を示した．

このとき，n-ブタン／A2L 冷媒混合気を単一燃

3.3.4 シナリオ #2 の進捗料と考えて当量比を求め，これと同じ当量比における n-ブタンの着火エネルギーを図 3.3.6)により求

3.3.4.1 概要

めると，約 0.25-2.40 mJ の範囲にある．ライターの圧電素子のエネルギーは数 mJ と言われている

このシナリオでは，サービス・メンテナンス時

ので 3.3.7)，燃焼下限界程度以下の濃度で A2L 冷媒に冷媒が漏洩・滞留した雰囲気下で，市販の電子が n-ブタンと混合した状況下でライターを動作さ

ライターを使用した場合の着火危険性を評価した．

せると，着火する可能性があることになる．実際

なお，たばこの熱による着火危険性は，メタン雰には，A2L 冷媒の着火エネルギーが少なくとも数囲気下でたばこの熱では着火が認められなかった

十 mJ 程度以上であるから，n-ブタン／A2L 冷媒混との報告 3.3.4)に基づき，ここでは対象としない．

合気の着火エネルギーも n-ブタンのそれより少な
くとも 1 桁大きいと考えられるので，着火の可能

3.3.4.2 対象とする冷媒組成

性は極めて低いと言えるが，最悪ケースを想定して，実験対象ケースに含めた．

ライターの燃料を n-ブタンと仮定する．ライタ
ー着火口極近傍で n-ブタン／A2L 冷媒／空気の混

3.3.4.3 実験

合気が形成されており，n-ブタン／A2L 冷媒の混合気が単一の燃料ガスとして取り扱えるものと仮Fig. 3.3.4 に実験装置の概略を示す．ライター押定する．一般的に Burgess-Wheeler の法則に基づく付装置は一辺1000 mm の立方体アクリルプール内

燃焼下限界と燃焼熱の積 LHc の値がほぼ同じガスの，底面から高さ 300 mm の位置に設置した．ラ

同士の混合ガスの燃焼範囲は，Le Chatelier 式で予イター押付装置は空圧シリンダー（CKD 製 SSD-X）

測できることが知られている 3.3.5)．A2L 冷媒と n-と治具により構成した．空圧シリンダーへの空気

ブタンとでは，LHc の値がある程度異なるので，供給圧力は 0.15 MPa とし，電磁弁で制御した．電正確な燃焼範囲は Le Chatelier の式そのままでは子ライターは，市販のものを用いた．

予測できないが，ここでは実験の大まかな組成を対象とした冷媒は R1234yf, R1234ze(E)及び R32

決定するために，Le Chatelier の式にて n-ブタン／
2800

Observation room
Solenoid valve

Experiment room
FT-IR

2800

Valve control box

To vacuum pump
Push rod

BD Recorder

CCD Camera

Data Logger

1000
measuring position for refrigerant concentration

300

Refrigerant
cylinderMonitorGas lighter
500
300

1000

Lighter

1000

Refrigerant Line

Pneumatic
cylinderBalance
Signal conditioner(a) configuration of experimental apparatus

Unit: mm(b) configuration of remote ignition
system of a piezo gas lighter

Fig. 3.3.4 Schematic diagram of experimental apparatus on Scenario #2. Unit: mm

33

air

である．冷媒はプール底面から高さ 500 mm の位ある．高さ 0.3 m の直線は，ライターが設置され置から，鉛直下向きに漏洩させた．漏洩速度は 10た高さを示す．冷媒供給地点である高さ 500 mm

g/min である．ライター押付動作に先立ち，プール

よりも下部では，高さによらずほぼ一定の分布を

底面から高さ 0, 100, 300, 500, 750, 1000 mm の 6 地示した．いずれの冷媒種においても，本実験で漏点の冷媒濃度を，FT-IR にて計測した．

洩させた冷媒の濃度は，高さ 300 mm（ライター設置位置）において当量比 0.76 ~ 2.18 の範囲にあり，ライター押付動作は，
10 秒を 1 サイクルとして，ライターのスパークで着火する可能性のある濃度

5 回ないし 9 回行った．ライター近傍の様子は，範囲となっている．

デジタルビデオカメラ（Xacti, 30 fps）にて撮影した．

ライター押付実験結果
Fig. 3.3.6 はライター押付動作時の，ライター着3.3.4.4 結果及び考察

火口極近傍の様子を撮影したものである．A2L 冷

冷媒濃度分布媒が燃焼下限界濃度で混合された場合は，ライタ
ー着火口で一瞬白く見えるように着火が認められ

1.2

(a)
(a) R1234yf
R1234yf1(b) R1234ze(E)10.8Height (m)Height (m)

0.8

1.2

Case 12-2
Case 12-6
Case 12-11
Case 12-12
Case 12-17

0.6

Case 12-3
Case 12-4
Case 12-5
Case 12-13
Case 12-16

0.2
0
0

2
4
6
8
10
Refrigerant Concentration (vol%)12(c) R321
0.8

Case 12-1
Case 12-7
Case 12-8
Case 12-18
Case 12-14
Case 12-15

0.6

0.6

0.4

1.2

Height (m)Fig. 3.3.5 は冷媒の鉛直濃度分布を示したもので

0.4

0.4

0.2

0.2

0

0

0

2
4
6
8
10
Refrigerant Concentration (vol%)

12

0

5
10
15
20
Refrigerant Concentration (vol%)25

Fig. 3.3.5 Vertical distribution of refrigerant concentration in a 1m-cube acrylic pool.

Flame

Flame

Flame

(a)R1234yf with LFL(b)R1234ze(E) with LFL(d)R32 with LFL/2(e)AirFig. 3.3.6 Photos of the outlet of an electric piezo lighter in the mixture.

34(c)R32 with LFL

たものの，すぐに消炎し，周囲の A2L 冷媒への火

音波式冷媒濃度計（第一熱研㈱製 US-II-T-S）5 台

炎伝播は認められなかった．この理由は，n-ブタ

を用いて測定した．測定範囲は下流方向に 500 mm，

ン／A2L 冷媒混合気の着火エネルギーが，n-ブタ

鉛直方向に± 50 mm である．

ンのそれよりも少なくとも1桁大きいことと，
A2L着火源として，単発放電，持続放電及び裸火を冷媒の燃焼速度が小さいことが大きな要因である．

用いた．単発放電は，高電圧発生装置（ジェネシ

燃焼下限界の半分の濃度で混合した場合は，ライス製 MEL1140B）を用いた．持続放電は，ネオン

ターの火炎自体は保炎するが，周囲への火炎伝播

トランス（小寺電子製 CR-N16）を用いた．裸火は認められなかった．これは，周囲の冷媒が燃焼

は 1/4 インチ銅管から発生させ，その長さは約 3下限界以下の濃度のためである．

cm である．

3.3.4.5 まとめ

3.3.5.3 結果及び考察

A2L 冷媒が漏洩・滞留した雰囲気下で，市販の噴出圧力を蒸気圧とし，ピンホール径 4 mm で

電子ライターを使用しても，滞留した冷媒への火R1234yf を漏洩させた場合（漏洩速度

炎伝播は認められなかった．この原因は，n-ブタ

約 470g/min）であっても，燃焼範囲はピンホールから下ン／A2L 冷媒混合気の着火エネルギーがライター

流側約 10 cm までの領域にしか形成されなかった．

のエネルギーより十分大きいと推測されることと，

ピンホール径 4 mm は配管の破断を想定している

燃焼速度が小さいことによる．

が，これより小さなピンホール径では，当然燃焼

なおこの内容は，論文 3.3.8)にて公表している．

範囲はこれより小さくなった．すなわち，配管の破断を想定し，ボンベから自圧で漏れ出た場合で3.3.5 シナリオ #3 の進捗

さえ，燃焼範囲はピンホール極近傍にしか形成さ3.3.5.1 概要

れないということである．この傾向は他の冷媒種の場合も認められた．

ここでは，配管等に生じたピンホールや破断口から A2L 冷媒が噴出漏洩した場合を対象とする．

着火実験では，まず単発放電を着火源とした場

これは定置用空調機器のサービス・メンテナンス

合，いずれの漏洩条件でも着火及び冷媒噴流全体

時のみでなく，カーエアコンと回収機の接続ホーへの火炎伝播は認められなかった．持続放電の場

スでの噴出漏洩など，広く類似の事故に応用可能

合は，放電電極付近で青白い火炎が認められるが，である．

冷媒噴流全体への火炎伝播は認められず，放電を止めると，青白色の火炎も消炎した．燃焼速度に比べて冷媒噴流の速度が十分大きいためと推測さ3.3.5.2 実験

れる．裸火の場合は，冷媒噴流によって裸火が吹

1/4 インチサイズのキャップ継手（Swagelok

き飛ばされ，冷媒への着火はなく，火炎伝播も認

SS-400-C）の中心に円形の穴を 1 つ開けたものを，められなかった．

ピンホールとして使用した．ピンホール径は 0.2,
1.0, 3.0, 4.0 mmφ及びスリット形状（1.0 mm x 4.0

3.3.5.4 まとめmm）とした．スリット形状の場合は，縦長と横長

ピンホール及び破断口から冷媒が噴出漏洩したの 2 パターンの実験を行った．

場合，燃焼範囲は漏洩口極近傍にのみ形成された．

冷媒の漏洩圧力は，自圧（蒸気圧）の場合と，また，本実験の条件では，火炎が冷媒噴流全体に初期圧を 0.5 MPa 程度に減圧した場合との 2 パタ

伝播してジェット火炎を形成することはなかった．

ーンを行った．漏洩圧力は，漏洩口径が大きいほど，漏洩中に時間とともに大きく低下した．最大

3.3.6 シナリオ #4 の進捗

噴出速度は約 700 g/min であった．供試冷媒は
R1234yf, R1234ze(E)及び R32 の 3 種類である．

3.3.6.1 概要

ピンホールから漏洩した冷媒噴流の濃度は，超35このシナリオでは，サービス・メンテナンス機

スリット幅を 20 mm とすれば，冷媒の滞留時間は器の内部で A2L 冷媒が漏洩し，機器内部の電気リスリットなしに比較して 1/10 程度になり，着火はレーなどの放電により着火する可能性があるか否認められなかった．

かを調べた．例えば，回収機内部で A2L 冷媒が漏3.3.7 まとめ

洩し，内部の電気スパークで着火するか否かなどに相当する．

A2L 冷媒の空調機器適用にあたって考えられる

3.3.6.2 実験

事故シナリオを想定し，そのフィジカルハザード

模型メンテナンス機器として，一辺 1000 mm のを実験により評価した．これにより，A2L 冷媒取

アクリル製のプール（一面のみビニールシート）

り扱いの技術基準やガイドライン策定などの基礎を作成した．模型メンテナンス機器筐体に冷媒がに関わる貴重なデータを得た．

滞留しないような措置（例えばスリット）を講じ

謝 辞ることにより，着火の可能性を低減できるか否かを検討するため，プールの向かいあう 2 面にスリットを設け，この幅を実験条件として変化させた

本研究の実験実施に当たり，東京理科大学大学（1, 5, 10, 20 mm）．漏洩速度は 380 g/min として 1

院 宮下達也氏，日本法医工学株式会社 森本崇

分間漏洩させた．供試冷媒は R1234yf, R1234ze(E),徳氏，上矢恭子氏，山﨑裕太氏の協力を得ました．

R32 である．

ここに記して感謝申し上げます．

着火実験では，着火源として連発スパーク（16 J,

参 考 文 献6 Hz）を使用した．着火源はプール底面から高さ500 mm の位置に設置した．着火実験は R1234yf
のみで実施した．

3.3.1) （独）製品評価技術基盤機構（NITE）：“平

着火実験に先立ち，冷媒濃度を超音波冷媒濃度

成 21 年度 PRTR 届出外排出量の推計方法の詳細：

計（第一熱研㈱製 US-II-T-S）にて，高さ 0, 10, 25,

19．オゾン層破壊物質の排出量，7 章 家庭用エ50, 75 cm の 5 地点で計測した．

アコンからのオゾン層破壊物質の環境中への排出

3.3.6.3 結果及び考察”，

http://www.prtr.nite.go.jp/prtr/pdf/estimation21/syosai/
19ozon.pdf （2013 年 3 月 12 日閲覧）

スリット幅 0 mm（全閉）の場合は，模型内の冷媒濃度は時間経過に対してほとんど変化せず，模3.3.2) 日本産業衛生学会：産業衛生学雑誌，Vol.53,

型内に滞留したままであった．これに対して，ス

pp.177-203, 2011.

リット幅を広げると当然冷媒の滞留時間は短くな

3.3.3) 今村友彦，宮下達也，上矢恭子，森本崇徳，

り，スリット幅 20 mm では，着火源付近での冷媒

須川修身：“微燃性冷媒搭載空調機器と化石燃料系

濃度は約 3 分で燃焼下限界以下の濃度となった．

暖房機器の同時使用時におけるフィジカルハザー

着火実験では，スリット幅 20 mm の場合，着火ド評価”，日本冷凍空調学会論文集，Vol.29, No.4,

源付近の冷媒濃度が燃焼範囲内にあっても，着火

pp.401-411, 2012.

は認められなかった．スリットの効果によって模3.3.4) Holleyhead, R.: “Ignition of Flammable Gases

型内に流れが生じ，これによりスパークのエネル

and Liquids by Cigarettes: a Review”, Science and

ギーが分散したことが，不着火要因の 1 つと考え

Justice, Vol.36, No.4, pp.257-266, 1996.

られる．

3.3.5) 安全工学会編：実践 安全工学シリーズ 1
3.3.6.4 まとめ

物質安全の基礎，化学日報工業社，pp.60-63, 2012.

一辺1000 mm の模型メンテナンス機器に対して，

3.3.6) 安全工学協会編：新安全工学便覧，コロナ

36

3.3.8) 今村友彦，宮下達也，上矢恭子，須川修身：社，p.151, 1999.

“A2L 冷媒滞留雰囲気下における市販電子ライタ

3.3.7) 松井英憲：“最小発火エネルギー”，TIIS ニーでの着火危険性評価”，安全工学，Vol.52, No.2,

ュース，No.247, p.6, 2012.

2013.（印刷中）37３－４．産総研環境化学技術研究部門の進捗
滝澤 賢二，田村 正則
独立行政法人 産業技術総合研究所 環境化学技術研究部門

3.4.1

冷媒の着火と消炎

消炎距離の測定を行い，次に燃焼速度と消炎距
離の実測値から MIE を見積もることにする．

燃焼が起こる条件・可能性に関する指標とし既報の着火エネルギー値, mJては，燃焼限界や最小着火エネルギー（MIE）
が代表的である．MIE という用語自体は一般に使用されているかもしれないが，測定値は装置に依存するものであり，標準的測定法は ASTM
E582-07（最小着火エネルギーと消炎距離の標準的測定法）に次のように規定されている．
0.

火花放電電極は外径 1/16 インチの金属棒で，その正・負極先端面一にガラス円板（直径は
電極間距離の 5～10 倍とする）を備える

1.

「消炎距離」よりも充分に広いと考えられ

106
105
104
103
102

100
10-1

0

10
20
30
40
最大燃焼速度, cm s-1

10 倍と考えられるエネルギーの火花を飛ばFig. 3.4.1.1 Wide variations of published Emin

して着火させる

values for flammable refrigerants.

1.の条件から電極間距離を短縮していくと消炎距離近傍の電極間距離までは容易に着火

3.4.1.1 消炎距離の測定が起こるが，それより 0.02-0.05 mm 短縮する

消炎距離の測定は，Table.3.4.1.1 に示した，燃と突然着火が起こらなくなる
3.

R-290

R-32 アンモニア

る電極間距離において，着火エネルギーの約

2.

R-152a101
R-1234yf

焼性の異なる 10 種類の物質を対象とした．その内訳は，飽和 HFC（R-32, HFC-143, R-143a, R-152a,2.の距離よりも僅かに広い距離において，MIE を測定する

HFC-254fb），不飽和 HFC（R-1234yf, 1243zf），

このように，ASTM 法では，MIE は，所定の非フッ素系（R-290, R-717），可燃/不燃混合冷媒

平行平板付き電極を使用して消炎距離と同時に（R-152a/134a (50/50 vol%)）である．これらは現測定される値である．ASTM 法は，炭化水素等の燃料化合物について開発された方法であり，Table

微燃性冷媒を評価するのに適当な方法は今のとcompounds
Name

ころ存在しないように思える．Fig. 3.4.1.1 は，代表的な冷媒化合物の MIE の既報値（○）を，

3.4.1.1

Quenching

distances

FormulaSu0,max,
cm/s
38.7
23.6
14.1
13.1
11.7

ρ0,

of

kg/m3
1.21
1.32
1.40
1.45
1.45

10
dq a),
mm
1.705
2.33
3.33
3.58
4.08

R-290
C3H8
R-152aCH3CHF2
1243zf
CH2=CHCF3
HFC-143
CH2FCHF2
R-152a/134a CH3CHF2(50/50 vol%) /CH2FCF3
HFC-254fb CF3CH2CH2F 9.5
1.49
4.83
R-717
NH3
7.2
1.08
7.85
R-143aCH3CF3
7.1
1.46
6.51
R-32
CH2F2
6.7
1.38
7.35
R-1234yf
CH2=CFCF3 1.5
1.53 22.5b)a) Values were by DC spark in the horizontal positionof the parallel plates (see Fig. 3.4.1.2).
b) Measured in microgravity (µ-g) environment.

燃焼速度の大きさ順に並べたものである．プロ
パンについては，既報データのバラツキは 0.25
～0.48 mJ と 2 倍程度であるのに対し，アンモニ
ア，R-32，R-1234yf といった微燃性冷媒については 3 桁程度となっており，微燃性冷媒の MIE
測定の難しさを良く表している．
一方，MIE は，燃焼速度や消炎距離と理論的に結び付けられる．また，上記 2.に記したように，消炎距離は比較的高い精度で測定することができると期待される．そこで，信頼性の高い

38

在 ISO817 案に登録されている可燃性冷媒の全て

行平板を用いた結果を示す．

のタイプを網羅したものである．
Diameter of parallel flat plates, mm

消炎距離の実験装置図を Fig. 3.4.1.2 に示す．
基本的な構造は ASTM E582 法と同様である．微燃性化合物の消炎距離は，火炎伝播速度が小さいほど浮力による鉛直上向きの力の影響を受ける．
ASTM 法のように，平行平板を垂直に配置すると，浮力の影響で火炎核が平板上方から抜け出してしまい，消炎距離を過小評価することになる．そこで，Fig. 3.4.1.2 のように，平行平板が水平になる
ように，容器を 90 度回転して縦型に配置し，火炎核が浮力によって平板間から最も抜けづらくした．

60

R-290 (v)50

R-290 (h)

40

×10d

R-32 (v)×5dR-32 (h)30

ASTM
requirement
R-32 (v) by
Smith (2003)

20
10
0
0

2

4

6

8

10

Quenching distance (dq), mm

R-1234yf については浮力の影響を非常に強く受け，火炎が変形するため，産総研北海道センターにあFig. 3.4.1.3 Relationship between diameter of the

る 10m 落下施設を用いて微小重力下での測定も行

parallel flat plates and measured dq value.

い，浮力の影響の無い理想的な消炎距離を求めた．
消炎距離 d は，着火しなかった最大平板間距離と着火した最小平板間距離の平均値とした．まず，試料濃度を幅広く変化させ，得られた各濃度における d の値を，3 次関数でフィッティングすることにより d の最小値とそれを与える濃度を求めた．
次に，その濃度において更に着火試験を行い，10回の試行で 1 度も着火しなかった最大平板間距離と，1 度でも着火した最小平板間距離の平均値を最終的な消炎距離 dq とした．
Fig. 3.4.1.4 に，全 10 物質について，測定した消炎距離の値を示す．グラフ中の横軸は，各物質のFig. 3.4.1.2

最大燃焼速度 Su0,max を取っている．凡例の DC，Apparatus of quenching distanceAC はそれぞれ火花放電に直流，交流電源を使用

measurement.
This figure shows the geometry in the horizontal
position of the parallel plates.

したことを表している．図からわかるように，
25

まず，微燃性冷媒を測定する上で前項 0.に示(h) + DC(v) + DC(h) + AC(v) + AC
μ-g + DC20

した平行平板のサイズが十分な大きさであるこ
dq, mmとを確認するため，消炎距離の平板サイズ依存性を測定した．使用した平板の直径は 5, 25, 50

1510mm である．Fig. 3.4.1.3 に，プロパンと R-32 の結果を示す．凡例の(h)，(v)はそれぞれ電極平板を5水平方向，垂直方向に配置したことを表している．

00

プロパンについては，平板直径 25mm 程度の大

10

20

30

40

Su0,max, cm/s

きさがあれば，消炎距離の値は十分に一定値にFig. 3.4.1.4

収束する．一方，R-32 については，直径 25mm

of Su0,max.

の平板では収束値を得るには不十分であること

Quenching distances as a function

The Su0,max in the horizontal axis

corresponds to the compound having the specifiedが分かった．そこで以下では，直径 50mm の平Su0,max listed in Table 3.4.1.1.

39

100

消炎距離（dq）, mm

R-1234yf 以外の物質については，消炎距離の値は測定方法にあまり依存しないことが分かる．
R-1234yf については，測定法に大きく依存している．以下では，R-1234yf については微小重力実験
で得られた値を，それ以外の物質については水平方向に配置した電極平板で直流火花を使用した
結果を，消炎距離として使用する．全体的な傾向

d q = a (λav c p ρ 0 Su )
32
143a

微小重力

152a
290

通常重力

10

1
0.01

として，燃焼速度が大きくなるに従って消炎距離0.10

ここで，消炎距離について熱理論的に考えてみFig. 3.4.1.5

る．
火炎核の単位表面積あたり熱生成速度Hgen は，of 1/(ρ0 Su0,max).

(3.4.1)
3.4.1.2と表せる．ここで cP は定圧熱容量，ρ0 は未燃ガス

Quenching distances as a function

最小着火エネルギー（MIE）の推算

次に，実験で得た消炎距離と燃焼速度の値と，密度，∆T は火炎温度と未燃ガス温度の差，Su は理論式を用いて，MIE を推算する．
可燃性ガスの MIE に関しては，2 種類の理論

燃焼速度である．

式が知られている．一つは次式で与えられる．

一方，火炎核から周囲の未燃ガスへの熱損失
Hloss は，H loss = λav (δT δx ) = λav (∆ T δ )Emin = (1 / 6 )πd 3 ρb ⋅(3.4.2)と表せる．ここでλav は熱伝導率の平均値である．
消炎距離 dq は，火炎反応帯の厚さδに比例する，
つまり dq = a⋅δ（a は比例定数）と仮定すると，Emin = π d 2)∫ C dTTup(3.4.5)う一つは次式のようである．

ので，

(

Tb

ここで，ρb は既燃ガスの密度である．また，も(3.4.1)式と(3.4.2)式が等しくなる時が消炎距離な

d q = a λav c p ρ 0 Su

1.00

1/(ρ0Su,max), 102 m2s/kgが小さくなることが分かった．

H gen = c p ρ 0 ∆TS u

微燃性1234yf717(3.4.3)λ(Tb − Tu )Su

(3.4.6)

前者は，直径が消炎距離に等しく既燃ガス温度と表せる．そこで，dq を 1/(ρ0 Su)でプロットした

Tb を有する未燃ガス球が保持する感応エンタル

ものが Fig. 3.4.1.5 である．グラフ中の数字は冷

ピーが室温での値と比べてどれだけ増大してい媒名 “R- ”を表す．dq を与えるときの火炎温度

るかを表す．また後者は，消炎距離を直径とすの情報が無いこと，a は比例定数であることかる温度 Tb の火炎球の表面から，ガスが反応帯をら，dq を既知の値である 1/(ρ0 Su)でフィッティン

通過する時間内に熱伝導により失われる熱量をグすると，表している．つまり，いずれの場合も，最小火(d q = 47.61 ρ 0 S u , max)−0.871

炎球の直径として消炎距離，温度には既燃ガス(3.4.4)

温度 Tb を仮定している．

が得られた．ρ0 Su は，単位体積あたりの運動量

ここでも火炎温度に関する情報が無いため，の次元を有しているので，消炎距離は運動量の温度に依存するパラメータ Tb, ρb, CP, λを決定す逆数に正相関すると見ることもできる．

ることはできない．そこでまず，Tb として一般

また，最大燃焼速度が 9.5 cm/s の HFC-254fb

的な断熱火炎温度 2200 K を用いて計算をしての消炎距離が 4.8 mm であることから，消炎距みた．結果を Table 3.4.1.2 の第 3 列目に示す．

離が約 5mm 以上の冷媒は，燃焼速度 10 cm/s 以

得られた計算値は Table 3.4.1.2 の第 5 列目に示下であると予想できる，すなわち ISO817 案のす既報の実験値より大きく，プロパンでは 3 倍微燃性等級に区分できることが分かった．

程度大きな値になった．
次に，これら温度依存のパラメータは，温度40という 1 変数に依存すると考えれば，温度以外

うことである．従来の冷媒の安全性に関する国の 1 変数を設定することでこれらの値が決まる

際委員会等での MIE の試算では，燃焼速度の-3ことになる．そこで，実測した R-32 の MIE の次に比例するとして推算されてきたが，今回の値 15mJ を正しいとして，これを通るように温消炎距離の測定によって，実際には MIE は燃焼

度依存の変数を設定し，Su と d の値は実測値を速度に対しより緩やかな依存性を示すことが分使用した．結果を Fig. 3.4.1.6 及び Table 3.4.1.2

かった．

の第 4 列目に示す．(3.4.5)式，(3.4.6)式のいずれ

また，MIE と消炎距離の関係においては，を用いても，図に示した物質の MIE の既報値の(3.4.6)式を用いた場合，MIE は消炎距離の 3 次

うち最も低い値とほぼ等しくなることが分かっにはならず，わずかながらより緩やかな依存性

た．

を示す．一方，Lewis and Von Elbe, P.355（1987）
では，燃焼性が低くなるにつれて，この 3 次のCalculated minimum ignition

依存性が 2 次に近づくほど大幅に減少すること

energies
Name
Su0,max, calc. Emin, calib. Emin, exp. Emin,
cm/s
mJ a)
mJ b)
mJ
R-290
38.7
0.79
0.20
0.246 c)R-152a
23.6
2.0
0.51
R-717
7.2
82
21
R-143a
7.1
48
12
R-32
6.7
59
(15)
15 d)
R-1234yf
1.5
2000
520
<500 d)a) Calculated by Eq. (3.4.5).
b) Calibration was performed so that Emin of R-32
may become 15 mJ.
c) From Lewis and Von Elbe (1987). d) This work.

を記述している．彼らの結果と本研究の結果をTable 3.4.1.2

比較したものを Fig. 3.4.1.7 に示す．Lewis と vonElbe の実験結果が正しいとすると，微燃性物質の MIE は，例えば消炎距離 10 mm において
MIE=7 mJ となり，本研究の推算値よりも大幅に低いことになる．彼らが浮力の影響をどのように考慮したのか等，実験条件の詳細についても調べてみる必要がある．

Published MIE valuie, mJ

R-290

R-152aR-717
R-32

R-1234yf

106

Minimum ignition energy, mJ

1000.0105This work (<500mJ）

104
103

101

10.0
1.0
0.1
0.0
0.0
0.01

This work（～20mJ）

102

100.0

This work
Lewis, von Elbe (1987)
Cubic function

0.10

1.00

10.00

100.00Quenching distance, mm

Eq. (3.4.5)

This0 work（～15mJ）
10

Fig. 3.4.1.7

10-1

estimation and experiment by Lewis and von Elbe.

0

Fig. 3.4.1.6

Eq. (3.4.6)
10

20
30
Su, max, cm s-1

Comparison of MIE between our

40

既報の MIE 値について，実験値が大きく上ぶ

Comparison between calibrated and

れする原因として，電極間距離を消炎距離以下

experimental values of Emin.

にセットして着火を行っているため，平行平板の冷却効果に打ち勝つために大きなエネルギー

ここで注目したいことは，(3.4.4)式において，を投入していることが考えられる．たとえば消炎距離は燃焼速度の-0.87 次に比例すること

Smith ら(Journal of Testing and Evaluation, 31,から，(3.4.5)式あるいは(3.4.6)式の MIE は，燃178-182 (2003))は，R-290，R-152a，R-143a，R-32

焼速度の-2.6 次あるいは-2.7 次に比例するといについて，消炎距離=1.7，3.2，4.3，5.2 mm，及41

び MIE=0.30，0.89，18,421，26,300 mJ と報告しを 1 度でも通過した場合を「Go」，10 回試験している．本研究では，Table. 3.4.1.1 に示したよて 1 度も通過しない場合を「No go」と判定した．

うに，これらの冷媒の消炎距離はそれぞれ 1.7,
2.3, 6.5, 7.4 mm であった．つまり，Smith らは，

アクリル容器R-143a と R-32 については消炎距離よりも 2 mm

隙間

d

PTFE板

も内側に平板付き電極をセットして着火させた

h

ことになる．彼らの用いた平行平板の直径は 25
電極

mm と，ASTM E582 の要求する平板サイズ 5d

電極～10d より小型である．例えば Fig. 3.4.1.3 のR-32 の消炎距離を見た場合，本研究で直径 25mm の平板を使用した際に用いた放電エネルギ
ーは約 0.5 J である．彼らの用いた放電エネルギ

Fig. 3.4.1.8

ーは 26 J 以上であるから，その強大なエネルギ

measurement.

Apparatus of extinction diameterーによって本研究の消炎距離以下であっても着火させることが可能であったのだろう．一方，

R-32，アンモニア，HFC-254fb について，消彼らが本研究の消炎距離以上の距離で測定した

炎直径 d*を Fig. 3.4.1.9 に示す．図の記号よりもR-290 と R-152a については，MIE の実験値は他

小さい孔径であれば火炎は通過しない．h が大の研究の実験値や本研究の推算値とおよそ同じ

きくなるにつれて d*は減少していき，徐々に一結果となっている．

定値に漸近していく．この傾向は安定火炎の形

多くの実験や実機による着火エネルギー試験

成度合いと関連していると考えられる．

においても，微燃性冷媒の消炎距離は非常に大化合物ごとの消炎直径の大小関係は，消炎距

きいため，消炎距離より小さい電極間距離で放離と同じ傾向となった．この図から，微燃性冷電が起きている場合がある．特に電気部品につ媒の火炎は h = 60 mm でも（つまり火炎球直径

いては，スイッチが切れる際に放電が起こるたが最低 60 mm に成長している場合でも），直径

め，放電の主要な部分は電極間距離が小さいと1.9mm 以下の孔を通過しない，また R-32 やアきに発生する．この場合，Smith らの実験と同

ンモニア火炎であれば，3 mm 程度以下の孔を様に，消炎効果に打ち勝つため非常に大きいエ

通過しないことがわかった．一方，プロパンでネルギーが投入されないと着火しない可能性がは，h = 9 mm において（つまり火炎球直径が高々ある．MIE を測定する場合は，同時に電極間距18 mm 程度と小さくても）d = 1.25 mm の孔を通離の条件について注意深く見ていく必要がある．

過することを確認した．
×3.4.1.3

消炎直径の測定8

炎核が持続可能な伝播火炎になるために必要な

7

火炎サイズを表している．これに対し，すでに6持続伝播している火炎を消炎させることができ

5d* , mm

消炎距離は，火花放電によって形成された火る最大の隙間の大きさを，ここでは消炎直径と
呼ぶ．

R-32
R-717
HFC-254fb

432

消炎直径測定装置を Fig. 3.4.1.8 に示す．測定1

法は，応用が効くようにできるだけ単純化して0

いる．着火源（放電電極）から高さ h だけ上方

0に，厚さ 1 mm の PTFE 板を置く．PTFE 板中心

10

20

30

40

50

60

70

h , mmFig. 3.4.1.9
HFC-254fb.

には，所定の大きさの孔を開けている．容器内に調整した冷媒/空気混合気に着火し，火炎が孔

42

d* vs. h for R-32, R-717, and実効直径（deff）, mmてみる．
Fig. 3.4.1.10 のようにパラメータを設定する．
このとき，孔内での熱生成速度 Hgen は，

H gen = A ⋅ δ ⋅ C P (Tb − T0 )wav

Circular, Go

8

ここで，消炎直径について熱理論的に考察し(3.4.7)

ここで，wav は平均反応速度（∼ Su2）である．
一方，孔壁による熱損失速度 Hloss は，H loss = P ⋅ δ ⋅ α (Tb − T0 )(3.4.8)Circular, No go

7

Rectangular, b/a=3, Go
Rectangular b/a=3, No go

6

Rectangular b/a=5, Go
Rectangular b/a=5, No go

5
4
3
2
0

10

20

30

40

50

60

着火源～孔間距離(h), mm

ここで，αは熱伝達率である．(3.4.8)式が(3.4.7)
式を超えなければ，火炎は通過する．よって，
d eff ≡ 4 A P = 4α (C P ⋅ wav )(3.4.9)Fig. 3.4.1.11 deff for R-32 measured by circular
openings and rectangular openings.

が得られる．(3.4.9)式は，孔の形状に依らず成したがって，微燃性冷媒を使用した環境で電立し，孔の形状を一般化するもので，ここでは気部品からの火花が着火源になるかどうかは，実効直径と呼ぶ．

その部品の孔の寸法と h を計測し，(3.4.9)式の実効直径（4A/P）を計算し，Fig. 3.4.1.9 のグラ
フ中にプロットしてみることで予測できる．
その他，消炎直径に関して検討している点は以下の通りである．
1.

容器内圧・流速依存性：

密閉度の高いブ

レーカー等では，内部で着火した場合に圧力上昇が起こり，火炎が孔から噴出することが起こりうる．しかし，電磁開閉器の一相分の区画と同サイズの透明アクリル容器を作成して，R-32 火炎について検討したとFig. 3.4.1.10 Schematic drawing of extinction
diameter of a flat plate.

ころ，圧力上昇・流速が増加する場合には消炎直径を，長方形の孔を使って測定を行っ無い場合に最も消炎直径が小さくなること

消炎直径は増大し，圧力上昇・流速が殆どを確認している．

た．Fig. 3.4.1.11 に R-32 について，円孔の結果
2.

と併せて示す．アスペクト比 3 及び 5 の長方形

板厚依存性： (3.4.9)式には板厚依存性が現孔の場合，いずれの h の場合でも，(3.4.9)式のれないが，実際は(3.4.7)，(3.4.8)式が，Hloss >実効直径を導入することで，円孔と同じ結果をHgen の場合でも，初期火炎の温度が高けれ与えることが明らかになった．この実効直径は，ば，その余剰エネルギーによって火炎は通

実際の電磁開閉器を使った試験においても同様

過すると考えられる．従って，消炎直径はに成り立つことを確認している．

板厚の増加に伴い増加する．このことは実験的にも確認している．
3.

温度依存性：

温度上昇に伴い，消炎直径は減少することを確認している．
4.

放電エネルギー依存性：これまでのところ，着火の際の放電エネルギーを大きくしても消炎直径が小さくなることは確認されていない．R-32 について，放電エネルギー依存

43

性が表れやすいと期待された h の小さい条った．このうち R1234yf については乾燥空気

件（= 9 mm）において，放電エネルギーを中と湿潤空気中のそれぞれで測定を行った．

およそ 100 mJ から 5 J まで変化させて消炎

また，R1234ze(E)については，湿潤空気中で直径を測定してみたが，有意差は確認できのみ測定を行った．ここでの湿潤空気は 23℃なかった．

換算で 50%の湿度である．測定結果を Table
3.4.2.1 に示す．

3.4.1.4

3.4.1 節のまとめ
Table

微燃性冷媒の着火と消炎について，プロパン

3.4.2.1

Temperaturedependenceonflammability limits for typical 2L refrigerantsと比較し，○ 着火エネルギーは 1 桁以上大きいこと

冷媒○ 消炎距離は 3 倍以上大きく，そのため実際

下限界

上限界

温度係数 予測値 温度係数 予測値に放電が起こる場合には消炎距離以下で放電が起こる可能性が高く，その場合，MIE

R-717-0.0086-0.0095

0.02080.0189より遥かに強大な着火エネルギーが必要に

R32-0.0070-0.00640.00910.0133

なること

R143a

-0.0051-0.0038

0.00800.0093

R1234yf(d)-0.0133-0.00290.01020.0052

隙間があっても火炎は外部へ通過できない

R1234yf(w)-0.0045-0.00280.00980.0071

ため，そういった電気部品は火種にならな

R1234 ze(E) -0.0104-0.00290.01740.0061○ 消炎直径は数倍大きく，電気部品に小さな

(w)

いこと
を定量的に明らかにした．

3.4.2

冷媒の燃焼限界

3.4.2.1

主な 2L 冷媒化合物の燃焼限界の

ここで，予測値は，White 則に基づいて下限
界及び上限界についてそれぞれ得られた次の二式で計算した値である．

 100C p , L(t −25)
L = L25 1−
 L25 ⋅ Q

温度・湿度依存性
冷媒は種々の条件で使用するため，燃焼限界の温度依存性は重要である．多重フッ素化合物(3.4.10)及び，であれば湿度の影響を受けるものもある．ここ 100C p , L(t −25)
U = U 25 1+
 L25 ⋅ Qでは，主な 2L 冷媒化合物について，燃焼限界の温度・湿度依存性の測定を行った．
燃焼限界の測定は ASHRAE 法に則って行(3.4.11)った．内容 12L のガラス製球形容器は温度制

この結果を見ると，アンモニアの燃焼限界の温度御された空気槽中に設置されている．容器の依存性は予測とよく合っている．また，R32 につフランジは緩いバネで押さえる方式である．

いては上限界のずれがやや大きく，逆に R143a

また，空気の湿潤調整は，12Ｌ容器中に計算については下限界のずれがやや大きいが，いずれ量の純水を直接注入し蒸発させた．

もまずまずの一致といえよう．それに対して，特(1) 温度依存性についてに乾燥空気中における R1234yf と湿潤空気中に一般の可燃性ガスの燃焼限界の温度依存

おける R1234ze(E)とは，温度依存性が予測値と性については，基本的に White 則に基づいて比べてかなり大きくなっている．この二つの化合予測することができる．2L 冷媒のように微物は燃焼力が一段と弱いため，それが温度依存性

燃性のガスについても同様のことが期待でを大きくしているのであろう．

きるものか確かめる必要がある．ここでは，(2) 湿度依存性について

2L 冷 媒 の う ち ア ン モ ニ ア ， R32, R143a,

フッ素原子は水素原子と結合して HF を形成

R1234yf, 及び R1234ze(E)について測定を行しようとする傾向が強いため，分子中のフッ素44原子数が水素原子数よりも多い化合物では，燃

不燃性冷媒について，温度 60℃で湿度 50%RH

焼の際に空気中に水分があれば水素原子を引きの条件下で測定したところ，いずれも可燃性に抜くため，乾燥空気中での燃焼に比べて燃焼反なることが判明した．その際の燃焼限界は Table

応が加速されて燃焼範囲が拡大する可能性があ

3.4.2.2 のようであった．

る．従って，空気の湿度により燃焼範囲がどのように変化するか調べておく必要がある．Fig.

Table

3.4.2.1 は，R1234yf 及び R1234ze(E)についてのnon-flammable refrigerants in the conditions of

測定結果である．

60 °C and 50%RH
冷媒

3.4.2.2

Flammability

下限界

limits

of

上限界

vol%

±

vol%

±

R134a

11.5

0.3

15.9

0.4

R410A

15.6

0.2

21.8

0.4

R410B

16.3

0.3

20.9

0.4

なお，平成 24 年度の残りの期間で，これらの化合物について，不燃性から可燃性へと変化する境界条件について詳しく調べる予定である．
Fig. 3.4.2.1

Effect of humidity on flammability

また，高温の効果についても調べる．

limits of R1234yf and R1234ze(E).
3.4.2.3
燃焼限界の測定温度は 35℃であるが，空気の湿アンモニアとマルチフッ素化合物の二元混合系の燃焼限界

度は 23℃換算の相対湿度で表わされている．上

前項に述べたように，マルチフッ素化合物の限界は湿度と共に上昇し，下限界は低下するこ

燃焼性は，空気中の湿度の影響を受けることがとが分かる．全般的に，湿度の小さいところで多い．これは余剰のフッ素原子が新たな水素原

は変化が顕著であるが湿度の増加と共に変化は子を求めて水分と反応するためである．それで次第に緩やかになる．

は水分の代わりにアンモニア等であればどうか．

R1234ze(E)は湿度が 10%RH 以下では不燃性でもし反応するようであれば，その混合系の燃焼ある．

限界はル・シャトリエ式の予測と大きくずれて

なお，分子中に十分水素のあるアンモニアとく る 可 能 性 が あ る ． こ こ で は R1234yf,

R32 の燃焼限界はいずれも湿度の影響をほとん

R1234ze(E), R134a, R125 の 4 種類の化合物を取ど受けないことが確認された．

上げ，それぞれとアンモニアとの混合系について測定を行った．測定はすべて ASHRAE 法に

3.4.2.2

不燃性冷媒の高湿度条件下における則って行った．温度は 35℃である．

可燃化
前項に述べたように，マルチフッ素化合物のまずは，アンモニアと R1234yf の場合の燃焼限界の測定結果を Fig. 3.4.2.2 に示す．○が実

燃焼性は，空気中の湿度の影響を受けることが測値である．点線はル・シャトリエ式による多い．これは余剰のフッ素原子が新たな水素原

予測値であるが，全般的に実測値と大きく異子を求めて水蒸気と反応するためである．従っなっていることが分かる．アンモニアにて，マルチフッ素化合物であれば，通常の温度

R1234yf を添加し始める初期はほぼ予測値に湿度条件では不燃性であっても，ある程度の高沿って変化するが，逆に R1234yf にアンモニ

温で湿度を高くしてやれば可燃性になる可能性

アを添加した場合はいきなり予測値からずがある．ここでは，R410A, R410B, R134a の各れてくる．乖離の大きさは上限界で特に顕著

45

20%以上では，燃焼限界は R1234yf の場合と殆である．
それでは，こうしてル・シャトリエ式からど同じになる．しかしこの場合は，アンモニア

大きく乖離する測定値をどのような数式にがゼロであれば不燃性であるから，可燃性と不載せて説明したらよいであろうか．数式に載燃性の混合ということであり，(3.4.12)式をそのせることは予測技術確立への第一歩になる．

まま使用することはできない．しかし，(3.4.12)

基本はル・シャトリエ式の修正ということに

式はこのような変化をする実測値の説明に適合なるが，今回のように添加とともにいきなりしているように考えられたので，その基本形は大きく乖離して行く場合には，添加濃度ゼロ

そのまま維持し，横軸を引きのばしてこの系にから急勾配で上昇するような補正項が必要

応用することにした．結局，この系に用いるたである．そのような変化をする関数として，めに次のような式を考案した．

原点に縦に接する楕円関数が考えられる．結2 
1 L = (x am L am ) 1 + q1 x ze + q 2 x ze − x ze



2 
+ (x ze L FIP ) 1 + q 3 x am + q 4 x am − x am
局，次のような修正式を導入することにした．

1 L = (c am L am )1 + p1 c yf + p 2 c yf − c 2yf 
2 + c yf L yf 1 + p 3 c am + p 4 c am − c am




(

)

(3.4.13)
ここで，L, Lam はそれぞれ混合系及びアンモニアの燃焼限界, LFIP はこの系の FIP におけ(3.4.12)る燃焼限界の収束値である．また，FIP にお

ここで，L, Lam, Lyf はそれぞれ混合系，アン

ける R1234ze(E)の混合分率を cFIP とし，f =モニア，R1234yf の燃焼限界，cam, c yf はアン

1/c FIP とすると，xze = cze f, x am = 1−x ze である．

モニア及び R1234yf の混合分率で cam+cyf = 1

また，q1, q 2 , q 3 , q 4 は測定値にフィットするたである．また，p 1, p 2, p 3, p 4 は測定値にフィッ

めのパラメータである．Fig. 3.4.2.3 の実線は，トするためのパラメータである．Fig. 3.4.2.2

この式を最小二乗法で実測値にフィットすの実線はこの式を実測値にフィットするよ

ることにより得られた計算値である．計算値

うにパラメータ値を決めることにより得ら

は実測値をよく再現している．

れた計算値である．計算値は実測値をよく再現していることが分かる．

Fig. 3.4.2.2

Flammability limits for NH 3 －Fig. 3.4.2.3

R1234yf system.

Flammability limits for NH 3 －R1234ze(E) system.

次に，Fig. 3.4.2.3 に R1234ze(E)とアンモニア

一方，R134a 及び R125 の二者も，単独では混合系の燃焼限界の実測値を○印で示した．

不燃性である．また，アンモニアを添加していR1234ze(E)は不燃性であるが，アンモニアが 4%

き可燃性になった初期の燃焼限界の変化が大き以上混合されると可燃性となる．アンモニアがいことも R1234ze(E)の場合と同様である．従っ46

て，実測値の解析には(3.4.13)式を用いるのが適釈度が変化した時に F ナンバー（黒丸）と当である．解析の結果，実測値は(3.4.13)式によF x ナンバー（白丸）がどのように変化するか

り良く説明できることが分かった．

示したものである．ただし，便宜上 Fx ナンバ
ーの値は，窒素添加率がゼロつまりメタン

3.4.2.4

限界メタン濃度について100%の時に F ナンバーの値（0.44）に重なる

CFC 代替は，性能と安全性のバランスを得る

ように規格化してある．F ナンバーに比べてために混合物として開発されることが少なくな

F x ナ ン バーはか なり直線性 がよいこ とが分い．これには可燃性･不燃性両成分を含むことがる．今後，これを種々の系に応用した場合に多い．そうした物質の燃焼性を正しく評価する

どの程度の予測精度が得られるか広範な検ためには，不燃性の程度を定量的に評価するこ討を行ってゆく必要がある．

とが必要になるが，これまでそうした方法は確立されていない．そこで，暫定的な試みになるが，ここでは不燃性を評価する指標として限界
メタン濃度 LMC というものを考えてみた．
LMC とは，特定の不燃性化合物にメタンを加えていった時に初めて可燃領域が現れるその限界のメタン濃度である．逆に，メタンに少しずつ不燃性成分を加えていけば，燃焼限界測定における FIP を求める操作になる．
従って，LMC を求める操作は FIP を求める操作と同等である．
そこで，LMC の考え方の有効性を調べる

Fig. 3.4.2.4

F x number for CH 4－N 2 system.

ために，実際にいくつかの不燃性化合物について LMC の値を求めてみた．測定を行った

3.4.3

冷媒の熱分解化 合 物 は ， R134a ， R1234yf ， CF2 =CFCF3 ，
HCFC-22，CFC-12，CFC-11，ジクロロメタン，

流通式反応管を用いて R-1234yf 等の冷媒のクロロホルム，四塩化炭素である．その他に，

熱分解について検討した．実験装置の概略を

既に FIP の測定データがあるものとして，窒Fig. 3.4.3.1 に示す．冷媒と空気流量の計測と制素，二酸化炭素，R125 がある．

御は較正したマスフローコントローラで行い，

ところで，混合物の場合であれば濃度が違え

冷媒/空気混合気は連続的に反応管（インコネル

ば LMC の値も異なってくる．従って，個別製，外径 1/2 インチφ，内径 10.2mmφ，長さの化合物の値から混合物についての値が予44cm）に供給した．反応管は所定の温度に保っ測できることが望ましい．この場合，可燃性

た電気炉内に設置し，反応管内の温度は外径

成分・不燃性成分の境界を挟んで濃度に対し1mmφのシース熱電対（Type K）で測定した．

て線形に変化するような指標があれば，単純冷媒の熱分解で生成した HF 等で熱電対が腐食な平均によって混合物の燃焼性を予測する

されるのを防ぐため，反応管の中心軸上に鞘管ことができるであろう．

（インコネル製，外径 1/8 インチφ，内径 1.4mm

そこで，メタン-窒素系を代表例として取φ，長さ 62cm）を貫通させ，鞘管の中に熱電対り上げ予備的に検討した結果，次式で定義さを挿入して温度の測定を行った．反応後の未反れる F2 ナンバーであれば，この条件を比較

応の冷媒濃度と HF 等の分解生成物の濃度は的よく満足することが見出された．
2
 F (2 −F )  U −L 
Fx = 
 =

2
 L 
 (1− F ) 

FT-IR（セル長 10cm，ZnSe 窓板）で測定した．

2

未反応の酸素濃度はガスクロ（TCD 検出器，Ar(3.4.14)

キャリアー，3mmφ×3m 長の SUS カラムに
Molecular Sieve 13X-S を充填，カラム温度 30℃）

Fig. 3.4.2.4 は，メタン－窒素系において，希47

節した．IR セルを通過したガスの一部は，ソー
reactor (Inconel)

ダライム管を通してガスクロに導入して酸素濃

heater度の測定を行った．また，残りの反応ガスはソーダライム筒で処理した後，系外に放出した．

TCTC

測定は室温から開始し，段階的に温度を上げて，温度が定常状態になった後に FT-IR とガスクロN2による濃度測定を行った．

GC

Fig. 3.4.3.2 に R-1234yf (CH2=CFCF3)の実験結果を示す．図で酸素の消費率と HF 等の生成率

refrigerantは供給した R-1234yf の 1 モルに対して消費されIR cellair

た酸素のモル数と HF 等の生成モル数である．

Fig. 3.4.3.1 Schematic diagram of experimental

あるが，各々の実験のバラツキは小さく，再現

apparatus.

性の高い結果が得られている．R-1234yf と酸素

200

60

150

40

100

20

50

0
0

200

600

った．R-1234yf の消費率等は，洗浄によって反応管内に付着している熱分解生成物を除去した
クリーンな反応管を用いた場合と以前に熱分解実験に使用した反応管をそのまま用いた場合で違いは認められなかった．
の熱分解実験の結果を示す．クリーンな反応管を用いた場合は，R-1234ze(E)の消費は約 550℃
以上の温度で認められ，酸素の消費と HF 等の

2.0
1.5
1.0

50

0.5

0

0
200

も 600℃付近から急激に大きくなることが分か

2.5

100

0

COF2，CO2，及び CO であるが，これらの生成

Fig. 3.4.3.3 に R-1234ze(E) ((E)-CHF=CHCF3)

HF
COF2
CO2
CO
CF4

150

きくなった．熱分解による主な生成物は，HF，

0800

temperature, degree Celsius

200
production, %400

600℃付近で R-1234yf と酸素の消費は急激に大O2 consumption, %R-1234yf
O2

80

250

の消費は約 600℃までは殆ど認められないが，

250

100

400

600

生成は約 600℃以上の温度で認められた．一方，

CF4 production, %R-1234yf consumption, %図は 3 回の繰り返し実験の結果を纏めて示して以前に熱分解実験に使用した反応管（以下，付
着物ありと記す）を用いた場合は，約 350℃から R-1234ze(E)の消費が認められたが，酸素の消費と HF 等の生成は約 550℃まで認められなかった．Fig. 3.4.3.3 に示した「付着物あり」の場
合の実験結果は 3 回の繰り返し実験の結果を示しており，各々の実験における反応管内に付着800した分解生成物の量は異なると思われるにも係

temperature, degree Celsius

Fig. 3.4.3.2 Results of thermal decomposition ofの消費率の再現性は良好であった．なお，クリ

R-1234yf. R-1234yf=7.8vol% ( φ =1), total flow

ーンな反応管を用いた場合，約 550～600℃の温わらず，350～550℃の温度における R-1234ze(E)3

度で R-1234ze(E)は消費されるものの，酸素の消

rate=100cm /min.

費と HF 等の生成は認められなかったことから，で測定した．反応管直後の位置で反応ガスに N2

この温度範囲では R-1234ze(E)の消費は反応管を添加し，IR の吸収強度が適当になるように調内に付着している微量の熱分解生成物に影響さ48

れている可能性も考えられる．何れにしても，た．一方，「付着物あり」の場合は，R-22 の消反応管内に一定量以上の熱分解生成物が付着し費は約 350℃以上の温度で認められたが，酸素ている場合は，R-1234ze(E)の熱分解が開始するの消費と HF 等の生成は約 450℃まで認められ温度は約 200℃低下し，R-1234ze(E)の消費率はなかった．約 450℃以上の温度では，クリーン付着物の量には影響されないことが分かった．

な反応管を用いた場合と「付着物あり」の場合

100

20

50

250

production, %

200
150

400

600

の場合は，R-22 の消費率は反応管内に付着した分解生成物の量に大きく依存していると思われ
る．
100

0
800

temperature, degree Celsius

2.5

HF
COF2
CO2
CO
CF4

2.0
1.5

100

1.0

50

0.5

0

0

R-22
O2

80
consumption, %0

験毎に大きな違いが認められた．従って，R-22

60
40
20
0
0

200

400

600

800

temperature, degree Celsius

1.5

150
0

200

400

600

800
production, %temperature, degree Celsius
Fig. 3.4.3.3 Results of thermal decomposition of
R-1234ze(E). R-1234ze(E)=7.8vol% (φ=1), total
flow

rate=100cm3/min.

Open

small

100

HF
COF2
CO2
CO
HCl
CF4

1.0

0.5

50

symbols

represent the measurement in the state that thedecomposition products stained to the reactor.

0

0
0

200

400

600

800

temperature, degree Celsius

Fig. 3.4.3.4 に R-22 (CHF2Cl)の熱分解実験の結果を示す．クリーンな反応管を用いた場合は，
R-22 と酸素の消費，及び HF 等の生成は約 450℃

Fig. 3.4.3.4 Results of thermal decomposition of以上の温度で認められた．約 450～650℃の温度

R-22. R-22=21.9vol% (φ=1.0), total flow rate=

では，温度の上昇に伴い R-22 と酸素の消費，及100cm3/min. Open small symbols represent the

び HF 等の生成は徐々に増加し，温度の上昇に

measurement in the state that the decomposition

伴う消費率と生成率の増加の割合は R-1234yf

products stained to the reactor.

及び R-1234ze(E)に比べて小さいことが分かっ49

CF4 production, %40

O2 consumption, %

150

200

350～600℃の温度における R-22 の消費率は実

200

60

0

認められなかった．「付着物あり」の場合，約CF4 production, %R-1234ze(E) consumption, %R-1234ze(E)O280で，酸素の消費と HF 等の生成に大きな違いは

250

100

３－５．産業技術総合研究所安全科学研究部門の進捗～燃焼・爆発性評価～

佐分利 禎
独立行政法人

産業技術総合研究所

安全科学研究部門

測し, 映像解析により火炎伝播速度を評価した．

地球温暖化対策として従来の空調機器用冷媒から GWP にすぐれた A2L 微燃性冷媒

3.5.1)

燃焼時の圧力プロファイルから球形火炎伝播をへの仮定した SV 法 3.5.3)による燃焼速度を評価した．

転換促進が重要課題となっている．
R32 や R1234yf をはじめとする冷媒について

燃焼時の最高到達圧力であるピーク加圧, 燃焼

大容量の球形燃焼容器を用いて燃焼特性実験を

時の圧力上昇の最高速度から評価される爆発強行い，安全性評価を行った．火炎速度，燃焼速

度指数 KG3.5.4),3.5.5)を評価した．燃料と酸素の混度，爆発強度指数 KG 値などの燃焼特性を評価

合比として, 化学量論比となる混合気に対するし, また浮力による火炎面の浮き上がり効果や

燃料/酸素混合比率として定義される当量比φを

水分の存在が燃焼特性に与える影響を考慮した．

R32 ではφ0.8-1.2, R1234yf ではφ1.2-1.4 の範囲で数値シミュレーションのための燃焼モデルの考変化させ, 電気放電による着火試験を行った．

察や燃焼・爆発の危険性評価や A2L/2L 冷媒の自然着火温度について述べた．
Difluoromethane(R32,

CH2F2) や

3.5.1.1

2,3,3,3-

実験はオ

直径 1m, 容積 0.524m3 の球形容器を備えた実

ゾン破壊係数（ODP: Ozone Depletion Potential）

験装置を図 3.5.1 に示す．ひずみ式圧力計変換器

がゼロであり, また温暖化係数（GWP: Global

を容器上部に設置してあり, 計測した燃焼中のWarming Potential）が低く, 特に R1234yf は GWP

圧力変化プロファイルはデータロガーで記録しが 150 以下 3.5.2)となっており, これらのことかた．燃焼挙動は容器に備え付けた PMMA 製のら次世代の冷媒として期待されている．しかし,観測用フランジポートを介して高速度カメラに一方でこれらの冷媒は微燃性を有しているため,より観測した．R32 の燃焼挙動は化学当量比事故などで環境中に漏洩した場合の燃焼安全性

φ1.0 を中心にφ0.8 からφ1.2 の範囲で調査し,を確認する必要がある．

R1234yf の燃焼挙動は滝沢 3.5.3)が SV 法 3.5.6), 3.5.7)

tetrafluoropropene (R1234yf, CH2=CFCF3)を用いて燃焼速度と混合比について報告してい3.5.1

A2L/2L 冷媒の焼燃・爆発性評価

る参考値φ1.325(混合比 10vol%)を中心にφ1.2 からφ1.4 の範囲で調査した．燃料ガスは一定の分圧まで容器内に導入され, その後空気を全圧が微燃性冷媒の利用に関して, ASHRAE はこれ

大 気 圧 (101.325kPa) に な る ま で 導 入 し た ．

までの冷媒の安全区分のクラス２( Class 2 –R1234yf の導入過程ではダイヤフラムポンプ

Lower Flammability Classification ) に区分 2L を（図 3.5.1 中の DP）を用いて循環ループを形成追加した 3.5.1)．R32 や R1234yf は低毒性で燃焼してガスの撹拌を行った．電気放電用の電極は速度が 10cm/s 以下の微燃性をもつとして A2L

直径 1mm のタングステン線２本を 7mm のギャに分類される．A2L 冷媒はこのように低い燃焼ップを設けて対向設置した．高電圧を電極に供速度を持つため燃焼時には浮力の影響が火炎面

給して電気放電を起こして混合ガスを着火した．

の浮き上がりとして顕著に現れる．これらの新放電電圧と放電電流はオシロスコープで観測し,規代替冷媒の安全利用の観点から, 本研究では放電エネルギーを評価している．火炎面の膨張

浮力の影響を考慮して基本的な燃焼特性を観測

挙動は高速度カメラで観測した後, 映像解析にするため, 大容量の球形燃焼容器を準備し, R32

より水平方向への火炎速度と鉛直方向への火炎と R1234yf の火炎伝播挙動を高速度カメラで観50

Fig. 3.5.1

Schematic diagram and pictures of experimental apparatus.
る x と γu

速度を評価した．

は化学平衡計算 3.5.9)により算出した．

図 3.5.2 に R32 の当量比φ0.9 およびφ1.2 にお3.5.1.2

火炎速度と燃焼速度の評価

ける火炎面伝播挙動を高速度カメラで撮影した例を示す．

燃焼速度 Su は火炎速度 Sf から以下のように評価される,

ρ は密度(k gm-3), ρの添字 u, b はそれぞれ未燃ガスと既燃ガスを示しており, ρu は既知の初期状態の密度で, 未知となる ρb については化

100ms

学平衡計算 3.5.9)により評価した．Sf は火炎速度(cm s-1)である．水平方向の火炎面最大幅から見積もられる火炎半径 rf (cm) 3.5.8) の広がりから

200ms

水平方向の Sf を評価するとともに, 鉛直方向への Sf も火炎面上端の位置変化から評価した．
水平方向の Sf は浮力の影響を最小限にするが,鉛直方向の Sf は浮力の影響を最大限に受けたものとなる．

300ms

燃焼速度 Su は火炎面が球状に膨張することを仮定した場合は SV 法 3.5.6),3.5.7)により以下のように評価される400ms
R32 φ0.9
Fig. 3.5.2
R は容器内径(m), x は既燃ガスの質量分率, P0

R32 φ1.2

Images of flame front propagation

for R32 (φ0.9 for left, φ1.2 for right).

は容器内の初期圧(Pa), P は燃焼中の容器内圧力(Pa), そして γu は比熱比である．各圧力におけ

火炎面は燃焼による膨張とともに浮力により51

ゆっくりと上昇していき, また未燃ガスと既燃に R1234yf の不安定な着火特性が影響している

ガスの境界となる火炎面形状は浮力と粘性の影と思われるため, 今後検討が必要である．全体

響により球形から歪められていく．その膨張挙的な圧力上昇挙動は R32 に比べ非常にゆっくり

動はφ0.9 とφ1.2 でほとんど同じだが, 時間的変としたものであり, ピーク圧に到達するまでに化が異なっている．図 3.5.3 には R1234yf の当量

6 秒以上経過している．φ1.35での圧力プロファ

比φ1.325 における燃焼挙動の高速度ビデオカメ

イル変化は小さく, またφ1.4ではもはや圧力変ラ映像を示す．R32 に見られたような明確でな化は観測されず, 容器内のほとんどのガスは未

めらかな燃焼面は観測されておらず, 火炎面は燃のまま残ったと考えられる．

対称性を失い乱雑に上昇してく．現在の試験状況においては R1234yf の着火特性は不安定で,放電エネルギーや, 電極の直径, 電極構造そのものが影響していると考えられる．

100ms

300ms

Fig. 3.5.4 Measured pressure profile for R32(φ 0.8–1.2).

Fig. 3.5.3

200ms
400ms
Images of flame propagation for
R1234yf (φ 1.35).

圧力変換器で計測した R32 φ0.8から 1.2 までの圧力プロファイルを図 3.5.4 に示す．圧力上昇
過程は単調だが立ち上がりの初期過程にわずかな盛り上がりが見られる．火炎面が容器内天井

Fig. 3.5.5 Measured pressure profile for R1234yf (φ面に到達することによるはね返りによるものと

1.2-1.35).

考えられる．映像解析の結果から鉛直方向の火炎面の天井到達時間を予測することができるが,火炎面が観測された R32 に関して水平方向のφ0.9でおよそ 0.5 秒, φ1.0−1.2でおよそ 0.46-0.47

最大火炎幅と鉛直方向の火炎面上端位置を映像秒後である．容器内圧力が最高値に達するのは解析し, 時間変化からそれぞれの方向の火炎速

火炎面の容器内天井への到達時間よりずっと後度を評価したものを図 3.5.6 に示す．鉛直方向のになる．

火炎速度は, 燃焼の進行とともに既燃側の体積

R1234yf のφ1.2から 1.35 までの圧力プロファの増加と膨張により浮力の影響が効果をあたえ,

イルを図 3.5.5 に示す．φ1.4 については本試験

水平方向の火炎速度に対して 1.2 倍から 2 倍早条件では明らかな圧力上昇が見られなかった．

くなる．R1234yf に関しては現段階の成果では当量比の変化に対してプロファイルの変化は単火炎幅と火炎面上端の映像解析は適用できなか調な傾向を示しておらず, 映像にみられるよう

った．

52

図 3.5.3 および図 3.5.5 に示したように, R1234yf
に関しては現在のところ火炎面の伝播挙動が複雑で SV 法の適用が困難なため, φ1.325 に関してのみ燃焼速度 Su0 を図 3.5.8 に評価している．浮力の影響を排除するため, 微小重力下で観測し評価された燃焼速度 Su0-u3.5.11)を参考として示した．

Fig. 3.5.6 Evaluated flame speed (upper direction
and side direction) and velocity ratio between upperand side direction for R32 (φ 0.9–1.2).
図 3.5.7 に示すように, R32 について燃焼速度
Su を水平方向の火炎伝播速度 Sf 1-8)から評価し* From Ref. 3.5.11)

た．SV 法を用いて火炎面が球状に膨張するこFig. 3.5.8 Estimated burning velocity for R1234yf.

とを想定した場合の燃焼速度も計測により得られた圧力プロファイルと数値計算から評価し図

3.5.1.3

3.5.7 に示した．先に示した通り火炎は球状に膨

水分影響の評価

いくつかの A2L/2L 冷媒の燃焼限界への温度と張して伝播しないが, Su0 を評価することで浮湿度の影響が既に報告されており 3.5.12), 特に夏力による影響の度合いを調査した．解析では初期には高温多湿となる日本においては非常に重期段階での火炎面の歪みが球形から大きく逸脱

要な課題となる．混合ガスの湿度を制御するた

しない範囲圧力プロファイルに注目し, 参考値

め, MICHELL 社製の SF72 露点計を用いて容器

3.5.10)と比較した．火炎伝播速度および SV 法を

内の露点温度を評価できるようにし, 図 3.5.1 にもとにした燃焼速度は当量比に関して類似の依示す撹拌用のループ経路の途中に設置した．水

存性を示すが, SV 法により評価した値は若干低分は図 3.5.9 に示すようにバブラーにより添加く評価された．

し, 混合ガスの湿度は露点温度と気体温度から評価した．

* From Ref. 3.5.10)

Fig. 3.5.9 Picture of the bubbler on the circulation

Fig. 3.5.7 Estimated burning velocity for R32.

loop.

53

φ1.325にについて乾る異常な圧力から機器や配管の損害を防ぐため

燥条件(約 10℃および 30℃)と湿潤条件(56%RHに備え付けられる爆発放散口(ベント)の放散口30℃)における圧力プロファイル変化を示す．今面積の設計によく用いられている．KG は以下の後計測を継続し, 湿度を考慮した上での浮力影ように記述される 3.5.4),3.5.5),

図 3.5.10 には R1234yf

響を評価していく．

P は圧力(100kPa), t は時間(s), Vvessel は燃焼容器
容積(m3)である．KG 値が大きくなると爆発の激しさが増すことになり, 例えば爆発放散口の設計ではより大きな面積が必要になる．本研究で現在のところ評価されている KG 値について,
到達圧力 Pmax や, 火炎伝播速度 Sf, 燃焼速度 Suと併せて参考値とともに表 3.5.1 に示した．
3.5.1.2 で示したように、圧力の時間変化が最大となるのは上昇する燃焼波面が容器天井で反射した後であるため、KG 値の物理的解釈には注意

Fig. 3.5.10 Pressure profile difference between dryが必要だが、実用上は爆発放散口の設計などに

and wet condition (R1234yf, φ1.35).

おいて活用可能と判断できる. また表 3.5.2 には他の燃焼性を持つガスについての KG 値を示し

3.5.1.4

た．R32 や R1234yf に関しては, KG 値に関する

爆発強度指数 KG 値の評価

限りは低い値となっており, 例えばアンモニアの値 3.5.5)と同等かそれ以下となっている．

爆発強度指数 KG は圧力プロファイルを解析することで評価される．KG 値は爆発の激しさを示す指標となっており, 内部で爆発する虞れのある容器や配管等において, 爆発によって生じ

Table 3.5.1 Summary of evaluated properties for refrigerants.

a From Ref. 3-5-10)
b From Ref. 3-5-11) , Obtained data under micro-gravity(S u0-ug ).

54

A2L/2 冷媒の燃焼シミュレーション
の検討

3.5.2

新規冷媒の爆発危険性についてさらに調査を進めていく．

新規冷媒を際に設置される空調機器等に安全に適用していくにあたり, 数値シミュレーショ
ンを利用した安全性評価と対策技術開発は, 機器設置条件や漏えい箇所, 漏洩規模など, 広範
囲にわたる評価項目に対応していくのに非常に有効な評価手段となる．そのためには A2L/2L
冷媒と空気の予混合気の燃焼モデルの開発が必要であり, 開発した燃焼モデルを流体解析コードに組み込むことで, 様々な条件下での燃焼挙動を解析し, 火炎伝播距離や爆風圧の評価が可能となる．燃焼モデルの検証には本研究での燃

Fig. 3.5.11 Illustrative drawing of ASTM E 659

焼爆発実験データを用いる．基本的な燃焼モデ

autoignition test equipment.

ルの概念 3.5.13)は反応の進行度を示す変数 c の輸送方程式を解くことである．本プロジェクトにおいて時間の関数として得られる燃焼速度 Su

3.5.4を用い, 輸送方程式で用いられる平均の反応速

自然着火温度

度はソースターム S を用いて以下のように記述
される,

自然着火温度は燃焼性物質が標準大気において外部からの放電や火炎などによるエネルギー𝜌𝜌 = 𝜌𝑢 𝑆𝑢 ∇𝑐

供給なしに着火する最低温度である．A2L/2L

ρは密度, ρu は未燃ガスの密度である．実規模の冷媒の自然着火特性を評価するため, ASTM E

現象においては, 浮力や粘性など様々な不安定

659 試験法 3.5.15)に従った試験を計画している．

性を要因とする実験からの逸脱が懸念される．

本試験は本来引火性液体や, 可燃性固体に関す

今後のモデル開発を通してこれらの要因に対応る試験法だが, 本試験法を可燃性ガスにも適用していく．

し, さらに本研究では水分の存在や, 触媒として想定される金属の存在による影響を評価する

3.5.3

予定である．図 3.5.11 に示す試験装置は最高

過剰なエネルギーによる A2L/2L 冷媒の燃焼・爆発特性

1000℃までの運転を想定して設計しており, 次年度に導入・運用する予定となっている．
A2L/2L 冷媒と, 他の代表的な可燃性ガスとの比較を行う計画である．

A2L/2L 冷媒の実用化と安全利用のため, 爆轟を含む爆発の潜在的リスクを評価しておくことは重要である．しかし, 現段階では A2L/2L 冷媒

3.5.5

に関しては報告はほとんど見られないため, 間

まとめ

接的ではあるが, 他の可燃性ガスについて最小
着火エネルギー(MIE)や爆轟範囲, KG 値などを

A2L/2L 冷媒の燃焼・爆発に関するフィジカル

調査して比較できるようにしておくのは有効とハザード評価を行った．大容量の球形燃焼容器

考えられる．いくつかのガスについて, 空気とを用いた予混合着火試験により火炎伝播速度やの混合ガスの到達圧力 Pmax, KG, 燃焼範囲, 爆轟

燃焼速度, KG 値, 到達圧力 Pmax などを評価し,範囲

3.5.14)をまとめたものを表 3.5.2 に示す．こ

また浮力の影響や水分の影響, 数値シミュレー

れらのガスと A2L/2L 冷媒との比較検討を行い,ションのための燃焼モデル, 自然着火温度に関55

して検討を行った．A2L/2L 冷媒の爆発危険性を轟範囲の比較を行った．

評価するため, 他の可燃性ガスの燃焼速度や爆Table 3.5.2 Comparison of P max , K G and other parameters with other gases.

*1From Ref. 3.5.5) , Table E.1 (0.005ft3 sphere; E=10J, normal condition).

*2 From Ref. 3.5.5) , Table D.1.

*3From Ref. 3.5.14) , Detonation limits obtained for confined tube.

*4 From Ref. 3.5.16)*5From Ref. 3.5.17)† This work.

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57

４．日本冷凍空調工業会の取り組み
４－１．ミニスプリットリスクアセスメント SWG の進捗～住宅用エアコンのリスク評価結果および業務用小型スプリットエアコンの考察～
高市 健二
日本冷凍空調工業会 ミニスプリットリスクアセスメント SWG
4.1.1 リスクアセスメントの概要

4.1.2.1 着火源となる電装品
ミニスプリットエアコンが使用される環境に

R410A を使用しているミニスプリットエアコン

R32 冷媒が漏洩し可燃性雰囲気となった場合の着での地球温暖化防止を目的とした代替冷媒として火性の評価試験結果については，1998 年に ADL

は，R32 単体と R1234yf に R134a や R32 等を混合から報告書 DOE/CE/23810-92 が AHRI に提出されした冷媒が提案されている．ミニスプリットリス

web に公開されている 4.1.3)．

クアセスメント SWG ではこのような冷媒を使用

この web 文献では，R32 可燃性雰囲気中で，以した場合に問題となる安全性の課題抽出と対策立下の着火源が検討された．高圧電源のアークや異案を目的として，単体の R32 と単体の R1234yf お

常に高温となった電線，裸火及び 120V またはよび自然冷媒の代表である単体の R290 の比較を

240V 電源での過大な圧縮機電動機の電流を遮断中心にリスクアセスメントを推進している．

する場合は着火した．一方，壁面スイッチ，電動

リスクアセスメントは 2000 年当時に「プロパン使機，電動ドリル，ハロゲン電球，低電圧アーク及4.1.1)

用ルームエアコンのリスクアセスメント」

で試

び 120V での通常負荷電流によるスパークでは着行された着火源の存在と可燃域の存在が，同時に火しなかった．最も大きいエネルギーが発生する

成立する確率をFTAによって計算することで評価と想定される，主回路用電磁接触器で発生する火した．

花の着火性評価については， ADL の評価結果は，

リスクアセスメントは着火源の存在と可燃域の存20 回の開閉試験で非着火と判定しているが，IEC

在が，同時に成立する確率を FTA によって計算し基準とは異なっている．
一方，日本の製品に用いられている電磁接触器

た．
なおリスクアセスメントの進め方は 2000 年当の接点は，通常わずかな隙間しか持たないカバー

時からの変化もあり，経済産業省が発行しているで囲われている．最近の（独）産業総合研究所の「リスクアセスメントハンドブック実務編」4.1.2)

発表では，接点周りが 3mm 程度の隙間を持つカバをできうる限り参照した．図 4.1.1 にリスクの評価，ーで覆われた 12kVA 定格容量の電磁接触器では，見積もり，低減を合理的かつ効果的に表現する手

火炎伝播が起きないことが確認された 4.1.4)．

法としてのR-Map に基づいた消費生活用製品に適これらの電気火花による着火の評価は主に R32用されるマトリクスを示す．

での結果であるが，R1234yf 及び R1234ze は，その最小着火エネルギーが R32 より大きいため，更に大きい接点容量の部品まで着火しないと考えられる 4.1.5), 4.1.6)．
4.1.2.2 室内及び室外機周辺の着火源(主に住宅)
着火源の存在は，部屋の用途により大幅に異なるが，以下住宅用途及び厨房機器の使用される小規模業務用店舗で用いられている着火源を検討す
る．
(1) 裸火：ガス機器や蝋燭，薪，炭等の固形燃料，
たばこ及びライター等が有り，炎が発生して

図 4.1.1 消費生活用製品に用いる R-Map

いるものは基本的に微燃性冷媒の着火源とな

4.1.2 着火源の想定と着火性評価

り得る．しかしガスコンロのように炎による

58

上昇気流が生成する場合には，滞留冷媒の濃3,000V/mm と言われており，電極間の距離が度低下を引き起こし，さらに上昇気流の速度小さいと冷却の影響で，火炎が伝播しないのが冷媒の燃焼速度を超える場合は，火炎が吹で，微燃性冷媒が静電気で着火する可能性は

き飛び，着火や火炎伝播は起こりにくい

4.1.7)

極めて小さい．

．

以上の考察から着火源としては，裸火を主にリ

また，炎を発していないタバコの火や，圧電

スクアセスメントを考えた．

式のライターでは，R32 の着火には至らないと評価されている

4.1.8)．

4.1.3 可燃域の検討結果(2) 着火装置：石油やガス燃料の着火装置には，ピエゾ素子方式，マグネトー，高電圧発生装置によるアーク，フリントがある．このよう

4.1.3.1 可燃空間についてな炭化水素系ガスの着火用に用いられている

今回のリスクアセスメントで仮定した空間は，着火装置の電気火花，フリントの火花やニク

2000 年当時に試行された「プロパン使用ルームエ

4.1.3)

アコンのリスクアセスメント」4.1.1)で設定された空(3) 電気機器：着火源となる電気機器としては，間を見直したが，適切な仮定が見当たらず従来の大きなインダクタンスを持つ機器の通電開時空間を踏襲した．リスクアセスメントにもっともに接点間に発生するアーク放電火花やショー

重要なエアコン使用時の室内空間としては，漏洩

ト時の火花が考えられる．また大容量のコン空間を床面積 7m2，高さ 2.4m の小部屋とし，室内デンサが接続された回路や電源投入時に発生機の設置位置を床面からの高さ 1.8m に設定した．

する大電流が接触部を通過する時のエネルギ

図 4.1.2 に室内空間の概要を示す．また物流時の仮

ー集中により発生する発熱で，接点の溶融や定としては，建築基準法に定められている準耐火

スパッターリングによる火花も着火源になる構造の倉庫を設定した．容積が狭く，リスクが高と考えられる．なおブラシモーターのすり減

いと考えられる準耐火構造の倉庫は，一室が 300ったブラシ接点から発生する火花も考えられ

坪(1000m2)以下となり，エアコンはこの大きさのるが，ケーシングの外部との隙間が消炎距離

倉庫1000m2 に10000 セット保管されている状態をより小さい場合や全閉型の場合は着火しない．

仮定した．

ロム線の着火装置では，
R32 は着火しない．

(4) 静電気：日常空間での静電気の帯電は，一般的には合成材料などの摩擦で起こり，材質による静電容量と相対湿度との相関から絶縁破壊電圧まで帯電する．相対湿度が小さい場合，
凡そ 12kV まで帯電する可能性があり，静電容量を 100PF とした場合，放電エネルギーは7.2ｍJ である 4.1.10)．また IEC61000-4-2 の第 4
－2 部の試験条件である RH7%程度の乾燥した状態では，15kV 程度まで昇圧する可能性もあり，この場合の放電エネルギーは 11.3ｍJ程度に達する．通常，冬季にドアノブと人体間での放電や，衣類を脱ぐ場合に発生する放図 4.1.2 室内空間

電では，1mJ 程度である．一般的に最小着火エネルギーで可燃性気体が着火する条件は，4.1.3.2 可燃域の生成非常に細い電極の放電部分が突き出した先端

微燃性冷媒のリスクアセスメントを行っていく部以外は，消炎距離以上の間隔を保ち，先端上で重要となる可燃域の生成については，2000 年

部が顕著な冷却の影響を与えない程度，離れ

当時に「プロパン使用ルームエアコンのリスクアた状態に限られる．また空気の絶縁性能は，セスメント」4.1.1)で計算したデータと同じ手法で得59られた R32 の値を，簡易的に見直すことで得た．

4.1.5.1 リスクアセスメントの結果

一部の条件について，東京大学でシミュレーショ

微燃性冷媒のひとつである R32 と R290 の物流，ンを行った結果は簡易的に求めた値と，おおむね据付け，使用，サービス，廃棄の各ステップでの一致した

4.1.11)

現状でのリスクアセスメント結果を表 4.1.2 に示．今回のリスクアセスメントに関しす．

ては，表 4.1.1 に東大の結果から求めた値と，簡易的に求めた値を整理して，着火の確率を可燃空間

表 4.1.2 リスクアセスメント結果

体積・時間とし求めた．
表 4.1.1 可燃空間体積・時間の値

リスクアセスメント結果の値は NITE の資料によると「家電製品の重大事故発生確率の目標は10-8 台/年（100 万台ベース）」と示されている．国内の業務用，家庭用エアコンの総台数は約 1 億台であり，目標は計算上 10-10 台/年以下の数字となる．
使用時の着火確率は，R290 が 6.1×10-9～1.1×10-4であるのに対し，R32 では 1.34×10-13～2.52×10-9 となり，目標より少し小さな値となる場合もあるが，4.1.4 サービス時，据付時のアンケート調査

かなり安全性は高い値を示す．一方，据付けやサービスに関しては R32 でも，それぞれ 6.1×10-7～

据付け・修理時の冷媒漏洩や火気の使用実態を，1.3×10-6 や 1.1×10-6～5.5×10-6 と小さな値であり，何工業会が関係する工事業者や修理業者にアンケー

らかの対応が必要と考える．この目標となる 10-10

ト調査し，約 600 件近い回答を得た．

台/年以下の数字は一般人に対して，着火燃焼によ

冷媒漏洩や火気使用の発生率は，以下の通りでる図 4.1.1 のリスクマップのマトリクスでのハザある．冷媒漏洩は据付け時 0.77%，サービスでもードが，全て致命的，危害の程度が（Ⅳ）と考え0.74%とかなり整合性のある値となった．ただし，られる建物焼損の火災事故を発生すると仮定した

冷媒チャージ時や回収時の冷媒漏洩はさらに大き場合に要求される値である．

な数字となったが，チャージホースや接続ジョイ

なお製造ステップのリスクアセスメントは，各ントを脱着する時の微小漏れも，冷媒漏洩と記載

社で工場設備が異なることや製造ノウハウの流出された可能性が高く，冷媒漏洩の実態としては約を招くことから，各社個別に実施することとした．

1/100 と言う数字が妥当と考えられる．また，火気

以下，全ステップの中からサービスのステップ

使用ではサービス作業現場での喫煙率が 1.3%，喫についてリスクアセスメント算出の経過を少し詳

煙以外での火気の使用率が 4.2%であった．サービ

しく見ていく．

ス現場では配管のロウ付け作業が必要なケースがあるため，バーナーやバーナーへの着火ライター

4.1.5.2 サービス時のリスクアセスメント算出と等の火気の使用が想定され火気の使用率の割合が見直し上がったと予想される．喫煙については後述する．

R32 のサービス時のリスクアセスメントを FTA
ベースで行った．まず，R290 の FTA を R32 に置

4.1.5 リスクアセスメントの結果と見直し

き換えて着火確率を求めた．冷媒の種類を置き換えるにあたり，冷媒物性に直接関係する 2 つの項

60

目の数値を変更した．一点目は表 4.1.1 に記されたいる 4.1.8)．それら検討結果を FTA に反映させ，ま可燃になる空間体積と持続時間であり，R32 で算たライターの火が点いている時間は喫煙時間に対出すると R290 の約 1/10 となる．二点目は「延焼して短時間であるため，時間の概念を入れて FTAする確率」であり，R290 の報告書によると R32を見直した．喫煙による着火確率の項目に「サーを対象とした ADL の値を 1000 倍していることか

ビス時間に対する喫煙時間の割合」と「喫煙中にら（R290 の MIE が R32 の 1/1000 であるため），ライターを着けている時間の割合」，「可燃域内の

今回は ADL の値をそのまま使用した．
上記 2 項目

着火源存在確率（着火源が圧電ライターでない割

-6

-6

合）
」を追加することで，オイルライターやマッチ-6等での着火に限定した．

を変更した結果，着火確率は 1.8×10 ～9.0×10 となり，R290 と同等であった．
（R290 : 1.7×10 ～9.3×10-6）これは，サービスのリスクアセスメント

その結果，着火確率は 1.7×10-10～4.0×10-10 となではサービスマンの喫煙による着火の割合が大きり，約 1/1400 となった．結果を表 4.1.3 に整理し，く，全体の数値に対して支配的となっているため

また見直した FTA を図 4.1.3 に示す．

である．上記 2 項目を変更しても， 喫煙に関する

4.1.6 見直しリスクアセスメントの結果

項目の確率は変化しないことから，全体としての変化も少ない結果となった．

前章で述べたサービスのステップと同じように，
表 4.1.3 サービス時の着火リスク確率項目

R32

物流，据付け，使用，廃棄の各ステップで FTA を見直したリスクアセスメント結果の値を表 4.1.4

R290

に示す．

未対策

対策

未対策

対策

サービス時
の着火確率

1.8×10-6

1.7×10-10

1.7×10-6

2.3×10-7R290比

100/1031/1400~9.0×10-6~4.0×10-10~9.3×10-6~5.5×10-7－－対策を行い，見直した着火確率の値はサービス時が最も大きな値である 4.0×10-10 となり，据付けや廃棄でも同じような値を示す．この値は，国内でのエアコン台数から導き出した目標値の 10-10 台

諏訪東京理科大の最近の検討では，R32 のよう/年以下の数字よりは，大きな値であるが，マニュな微燃性冷媒は，煙草の火では着火しないし，圧アルや手順書に基づき責任と注意を持って行う作電式のライターの火でも着火しないことが判って業であり，職業人として要求される目標値が 1/10

修理・サービス作業中の冷媒への着火

1.74E-10～3.99E-10
1.74E-10 ～3.99E-10
年間サービス率(8.1)

冷媒への着火1.74E-09～3.99E-09
1.74E-09 ～3.99E-09

1.00E-01
サービスマンの喫煙に伴わない冷媒への着火接続部のろう付けによる冷媒への着火1.50E-09

ろう付けを伴うサービス割合(8.2)

1.50E-01

ミスにより冷媒
残存率
(8.3)

可燃域内の
着火源存在確率(8.4)

2.00E-04

1.00E-01

サービスマンの喫煙に伴う冷媒への着火1.61E-10

延焼する確率(8.5)

冷媒漏洩発生確率
8a5.20E-03

サービスマンの喫煙に伴わない着火源が可燃域内に存在する

3.09E-08 ～9.10E-03

3.70E-01

4.00E-07
3.09E-08～4.00E-07
8.18E-11

5.00E-04
時間・体積あたりの着火源存在確率
(8 7)

可燃空間の
時間・体積
(8 6)

サービスマンの喫煙率

2.08E-09
1.61E-10～2.08E-09

サービスマンが
訓練を無視
(8.9)

5.00E-03

サービス時間に対する喫煙時間の割合(8.10)

3.40E-06

3.40E-06～4.40E-05
4.40E-05

喫煙中にライターをつけている時間の割合(8.11)

1.00E-01

4.09E-10
8.18E-11～4.09E-10

1.70E-02

可燃冷媒が漏洩

可燃域内の着火源存在確率

5.00E-02

5.20E-04 ～冷媒漏洩発生確率
8a5.20E-0.4～2.60E-03
2.60E-03
サービスマン側へ冷媒が漏洩する

5.20E-03
1.00E-01

図 4.1.3 サービス時の FTA（対策見直し）

61

1.00E-01～5.00E-01
5.00E-01

から 1/100 程度大きくなっても，実際には安全にれた．

作業できると考える．しかし，後述するようにマ

一方，「家電小売店がエアコン設置のために，小型

ニュアルや手順書などを整備し，着火率を下げてのバンにエアコンを積み移動中に，配管折れによいく必要がある．

って冷媒が噴出し，運転者が煙草を吸うために火をつけ着火爆発した」とのストーリーは輸送中の配管折れがどの程度生じるのかも含め，FTA で見

表 4.1.4 見直しリスクアセスメント結果直すこととした．
以上のように，34 件について議論した結果，再抽出されたリスクについてFTA作成に至るストーリ
ーは，最後の小型のバンしかなかった．このストーリーを FTA で見直したが，着火リスク確率が充分低いことが判った．大筋としては 5 章で議論したエアコンの物流，据付け，使用，サービス，廃棄の各ステップの FTA の値は，常識的な範囲にあ4.1.7 リスクの再抽出検討

り，大きく変わる条件はほとんどないことが判っここまで述べてきたFTAは物流，
据付け，
使用，

た．

サービス，廃棄の各ステップで通常起こりやすい
条件，また比較的予想される条件に基づいてリス

4.1.8 有害物質発生のフィジカルハザード評
価クを考えてきた．
一方，予想し難い条件何時いても事象の再抽出を行った．

以上，微燃性冷媒が漏洩して着火燃焼し，火災（１）通常予想される範囲外の起こりにくい条件，が発生するフィジカルハザードについて述べてき過小な空間，大量の漏洩，強度の着火源．

た．

２畳のキッチンに 10 畳用エアコン設置，修理や設

しかし従来のR410AやR22 などの不燃性冷媒も置時に作業員が充填冷媒量を 2 倍間違えて充填し，含めフッ素系冷媒では，燃焼機器や高温表面とのエアコン使用前に冷媒漏洩．

接触により，着火燃焼しない場合でも有害な化学（２）地震，火災，津波など自然災害が生じた時物質が発生することが知られている．最新の研究に，自然災害の被害以上に微燃性冷媒によって，成果として今村らの文献では，反射式石油ストー

拡大被害が生じそうな条件．

ブや石油ファンヒーターの暖房機器に，壁掛けエ

地震時に倉庫で多数のエアコンが落下し，配管折アコンから冷媒が漏洩すると，暖房機器との接触れから大量の冷媒漏洩，引火し倉庫火災が発生．

によりフッ酸が恕限度 3ppm を超えて発生するこ（３）人間の過誤によって，被害が止められないとが判った 4.1.12)．この傾向は R1234yf，R32 およか拡大する状況に陥る条件．

び R410A（現行冷媒）のいずれでも，大きく差は冷媒の大量放出で酸欠状態になり，誤って大容なかった．

量のブレーカを落とした時に着火爆発．

一方，冷媒の種類に関係なく，反応したフッ酸

SWG メンバーより物流，据付け，使用，サービス，発生によって人に危害が生じるには，（１）フッ酸廃棄の各ステップで 34 件のリスクを再抽出し，1が発生すること，（２）発生したフッ酸が人の存在件 1 件議論を重ねた．リスクの例としては，「日本する所まで到達すること，（３）そのフッ酸の刺激や東南アジアでよく見かける家電小売店に付属しに対して，回避行動がなされないこと．以上の３た小倉庫で，落下や衝突により微燃性冷媒が漏れ条件が揃った場合（和集合）で，なおかつフッ酸

た小倉庫に入り，煙草を吸うために火をつけ着火の発生量が恕限度である 3ppm の数十倍以上の高爆発した」とのストーリーがあった．しかし，通濃度となる場合に，重大な事故発生に繋がる．

常製品が落下や衝突をしている場合に煙草を吸う

ミニスプリットリスクアセスメント SWG 内で行為は行わないことから，このストーリー退けら

62

されることとなる．

のインタビュー結果から，エアコンのクレームとしてフッ酸発生での異臭とは同定できないが，エ廃棄に関しては，ミニスプリットエアコンが家アコンでの異臭騒ぎは過去から存在することが知電リサイクル工場に持ち込まれることから，リスられている．しかし R410A や R22 が漏洩して燃焼

ク確率が高くても管理されたリサイクル工場内で機器や高温表面との接触があり，有害なフッ酸やは問題が発生しにくいと考える．実際リサイクル

ホスゲンが発生し，異臭騒ぎが生じていたとして

工場は床面積が広く，換気など空気の動きがある

も，過去 20 年以上これらの燃焼生成物が重症や入ため，冷媒が滞留しないので比較的リスクは低い．

院治療を要するような重大な危害（Ⅲ）に繋がっ

ただし，冷媒回収機の筐体内で冷媒が漏洩して可たことはないようである．一般的論では，フッ酸

燃濃度に到達し，その時に回収機内の電気部品がの刺激に対して回避行動の取れない幼児や寝たき

故障により発火すれば着火燃焼すると考えられる．

りの高齢者は多く存在するが，そのような人々がその課題に対し，冷媒回収機自体に換気装置を設

エアコンと燃焼機器が同時使用された空間に独立置することや，冷媒回収用圧縮機の駆動用電気回して存在する機会は極めて少ないので，重大な危路の故障時でも大電流が流れないように，インバ害（Ⅲ）に繋がらないのではないかと想像される．

ーター化する等の対策を提案していく．

燃焼機器で R1234yf や R32 が急速に燃焼する現4.1.10 まとめ

象は生じなくても，現行 R410A も含め，冷媒が漏洩した場合に燃焼機器や高温表面との接触があると，フッ酸などの有害物質発生のフィジカルハザ

ミニスプリットリスクアセスメント SWG では

ードは厳しいことから，微燃性の A2L 冷媒を使う

安全性の課題抽出と対策立案を目的として，微燃場合にも，この事象に対して今まで以上の注意喚

性冷媒の R32 と強燃性冷媒の代表である R290 の起が必要と考えられる．

比較を中心にリスクアセスメントを行なった．リ
スクの高いステップについてはサービスマニュア

4.1.9 今後の課題

ルや据付け説明書への注意喚起など，実施できる対策の提案を行っていくためのベースを作成中でFTA に基づき微燃性冷媒を使用する場合の課題ある．今後も微燃性冷媒リスクアセスメント研究を抽出した．物流，据付け，使用，サービス，廃会に参画している東京大学や諏訪東京理科大学，

棄の各ステップで，据付けやサービスに関してリ

産業技術総合研究所での検討結果からFTAの精度

スクが高いことが判明し，このリスクの高さの要を高めていく一方，危害の程度についても明らか因のひとつとして，煙草の火やライターが着火源にしていく．以上の取組みにより，さらに精度のとして仮定されていた．この着火源については，高いミニスプリットエアコンのリスクアセスメン

諏訪東京理科大での検討結果から，リスクアセス

トとその対応を推進する．

メントの見直しを行った．

謝辞

またリスクの再抽出や，リスクを下げるためのマニュアル改訂の検討も行っている．具体的には
冷媒をR22 からR410Aに冷媒転換した時に日本冷

本報告は日本冷凍空調工業会に設けられたミニ

凍空調工業会が発行した「ルームエアコンの冷媒

スプリットリスクアセスメント SWG のシャープ

配管施工・サービス要領」（工業会内部資料）をベ㈱上野円氏，ダイキン㈱大西晴夫氏，平良繁治氏，ースとして，サービスマニュアルや据付け説明書

山田剛氏，東芝キャリア㈱山口広一氏，日立アプへの注意喚起など，実施できる対策の提案を行っライアンス㈱高藤亮一氏，㈱富士通ゼネラル藤利ていく．なおこの内部資料は工業会に所属する企行氏，三菱電機㈱平原卓穂氏と牧野浩招氏との調業には配布され，各企業は自社の据付け状況やサ査研究成果を筆者がまとめたものである．9 名のービス状況を勘案し，各企業の据付けマニュアル

委員に感謝申し上げる．また事務局として労をとやサービスマニュアル，手順書などに内容が反映って頂いた松田部長，長谷川課長（日本冷凍空調

63

工業会事務局）にも改めて感謝申し上げる．

Ignition Energies and Quenching Distances ofDifficult to ignite Components，Journal of Testing

参考文献

and Evaluation， Vol.31，No.3
4.1.7)

4.1.1)の上昇気流性状に関する研究，大阪大学建築

八尾ら,「プロパン使用ルームエアコン

環境工学部卒業論文のリスクアセスメント」 2000 年 代替冷媒と環境 国際シンポジウム 2000（神戸シン4.1.8)

ポ），
4.1.2)「リスクアセスメントハンドブック実International Symposium on New refrigerants
and Environmental Technology.

ループ

4.1.9)

Goetzler 等，Risk Assessment of HFC-32

Minor 等，Next Generation Low GWP

Refrigerant HFO-1234yf Part 2， ASHRAE
meeting N.Y. Jan 2008

and HFC-32/134a(30/7wt%) in split system

4.1.10)residential heat pumps:DOE/CE/23810-92，

コンパクト静電気ハンドブック，静電気

学会編

ADL
4.1.4)

Imamura et al. , Evaluation of Fire Hazardsof A2L Class Refrigerant， 2012， The

務編」 2011 年 6 月 経済産業省商務流通グ
4.1.3)

本多，住宅用ガスコンロに設置された鍋滝澤ら，Study on Minimum Ignition

4.1.11)

Hattori et al., Evaluation of refrigerant

Energy of Mildly Flammable Refrigerant，産総研，

leakage，2012，The International Symposium on

2011

New refrigerants and Environmental Technology，

4.1.5)

Minor 等，Flammability Characteristics of

4.1.12)

今村ら，微燃性冷媒搭載空調機器と化石

HFO-1234yf， AIChE Process Safety Progress

燃料系暖房器の同時使用におけるフィジカ(Vol.29， No.2)

ルハザード評価，日本冷凍空調学会論文集

4.1.6)

Dean Smith 等，Determining Minimum

Vol.29 No.4， pp.401-411, 2012.

64

４－２．ビル用エアコンマルチリスクアセスメント SWG の進捗～ビル用マルチエアコンの第一次リスク評価結果と今後の課題について～
矢嶋 龍三郎日本冷凍空調工業会 ビル用マルチエアコンリスクアセスメント SWG
4.2.1

はじめに

4.2.2

ビル用マルチエアコンの特徴

我国における空調機冷媒による温暖化効果低減

図 4.2.3 に，ビル用マルチエアコンの特徴を示しのため，学会，官界，業界が連携し，R32，R1234yf，た．最大の特徴は，冷媒量が多く，室内で冷媒漏R1234ze 等，低 GWP 微燃性冷媒を使用した場合の洩した場合，冷媒系統の全ての冷媒が一台の室内リスク評価や，リスク低減のための安全方策を検機から放出され得ること，である．冷媒配管の接討している．

続箇所が多いので，配管施工後の冷媒漏洩チェッ

本サブワーキングにおいては，これら低 GWP

クは，正圧での気密試験，負圧での真空保持チェの微燃冷媒を使用したビル用マルチのリスクアセ

ック，と二重に実施され，厳しい漏洩チェックがスメントを，第一次と第二次に分け，段階的に活なされている．また，通常，据付・修理を行うの動を進めている．概略日程を図 4.2.1 に示す．リス

は専門技術者や高レベルのサービスマンがあたる

クアセスメントは，図 4.2.2 に示すライフステージ

ため，作業ミス発生は抑制されている．

毎に行っている．
第一次リスクアセスメントでは，市場での冷媒漏洩発生確率の推定，各種着火源の評価，着火事故確率の算定方法の検討など，FTA 作成に必要な基本
データや方法論を検討してきた．今回は，それらの基
本データと方法論に基づき，市場で最も多く存在すると思われる設置ケースにおける着火事故発生シナリ
オや FTA を作成し，着火事故発生確率を推定した．
本報では，その結果について報告する．
今後の第二次リスクアセスメントでは，市場で僅かにしか存在しないがリスクが大きいと思われ

4.2.3

A2L 冷媒の特徴

る設置ケースを対象にしリスク評価を行い，許容

図 4.2.4, 図 4.2.5 に，各冷媒の燃焼特性を元に，できないリスクがある場合につき，リスク低下の燃焼速度 Bv と他の指標との関係を示した．デー

ための安全対策を提案する．

タの多くは滝澤に拠った 4.2.1), 4.2.2)．

2013 年度末には，ビル用マルチにおいて微燃性

図 4.2.4 のように，Bv が小さくなると，燃焼下冷媒を安全に使用するための安全ガイドラインを

限界 LFL も A2 や A3 冷媒に比べて高くなり，漏策定する予定である．

洩時の可燃濃度空間発生の確率が著しく低下する．
更に，図 4.2.5 のように，Bv が小さくなると，最小着火エネルギーMIE が A2 や A3 冷媒に比べて増大するとともに，消炎隙間が大きくなる．これにより，電気接点を囲むカバーの隙間が一定値より小さい電気部品は消炎効果により着火しない．また，漏れ穴から噴出する噴流上の冷媒ガスは燃焼速度に比較して速度が速いため裸火でも着火しな
いなど，我々が日常経験しているプロパンガスに比べ，着火源となり得る範囲が限定された範囲に留まることになるため，リスクアセスメント時に65

LFL [g/m3]

R290

2L

デルとしては，室外機 56kW に天埋カッセット型

R600a

300

R161

燃焼性
ｸﾗｽ

200

室内機 7.1kW が 8 台接続されているケースを想定

R152a

した． 図 4.2.7 に，モデルを示した．部屋の大き

R143a

2

R32

3

100

0

とることが判る．これらから，事務所の代表的モ

R50

400

R1234yf[dry]

R1234yf[wet]

さを 2 種類考え，事務室１と事務室２を想定した．
表 4.2.1 には，モデル機の冷媒充填量を示す．モ

R1234ze(E) [wet]
0

10

20

30

40

50

デル選定にあたっては，市場で代表的なケースで

R717

Bv [cm/s]

あり，また，安全対策の実施効果が評価出来るケ

図4-2-4 燃焼速度BvとLFL 4.2.1), 4.2.2)
10,000MIE [mJ]

空調機の国際安全規格 ISO5149 4.2.3)の改訂作業

R290

2L

においては，A2L 冷媒を用いたビル用マルチを安

R600a

1,000
100
10

燃焼性
ｸﾗｽ

1

2

0

ースを選択した．

0

10

20

全に使うための要求事項が検討されており，日本

R32

冷凍空調工業会（以下，日冷工と記す）からも多R1234yf

3
30

R152a

40

くの提案を行ってきた 4.2.4)．改訂案中に記されて[dry]いる要求事項を，表 4.2.3, 表 4.2.4 に示す．全冷媒

R717

量 M を室内機設置部屋の容積 V で割った濃度が50

LFL の 1/5 倍(RCL)を超えると，その部屋における

Bv [cm/s]

図4-2-5 燃焼速度Bvと最小着火ｴﾈﾙｷﾞ 4.2.1), 4.2.2)

何らかの安全対策の実施が要求される．図 4.2.7の事務所モデルで必要とされる安全対策を表

は着火源を特定することが重要となる．

4.2.2 に示す．

4.2.4

第一次リスクアセスメントの結果

図 4.2.8 には，R32，R1234yf の冷媒量上限を示し，事務室 1 と事務室 2 のポイントも示した．

(1) 代表モデルの設定
ビル用マルチエアコンでは，システム容量が 5馬力から 50 数馬力まで広範囲であり，それに応じて冷媒量の大きさも数 kg から数 10kg まで変化する．室内機も 1 馬力から 10 馬力まであり，それに応じて部屋の大きさも部屋の区割りも，室内機の形態も天井埋込型から床置型まで多様なケースが存在する．
出荷先業種は事務所が最も多いので，設置先の業種は事務所とする．室内機形態は，天井埋込型の 4 方カセットの出荷台数が最も多い．事務所向けに出荷された室外機，4 方カセット型室内機の能力分布をみると図 4.2.6 のようになる．室外機は，22.4kW と 33.5kW のユニットが連結されているケースが，室内機は，7.1kW のユニットが中央値を66

の実施は要求されないが，R1234yf では，安全対策 1ケの実施が要求される．
室外機についても，同様にモデルを作成した．図
4.2.9 に示した．この他，使用（室外），廃棄では，半地下等の狭小地設置された場合も想定している．
(2) 冷媒漏洩速度別の漏洩発生件数発生確率
可燃冷媒の冷媒充填量基準を定めている国際規格は，現在 IEC60335-2-40 と，ビル用マルチについて定めた ISO5149 改訂版 A5 章であり，室内での冷媒漏洩速度については，前者では 4 分で全量漏れるとした場合の漏洩速度，後者では圧縮機な
どの振動源が無いことなどを条件に 10kg/h を採用している．
実態を知る為，市場で冷媒漏洩を起こした漏れ部品を回収し，窒素での漏洩速度試験により漏れ穴径を求め，求めた穴径と冷媒圧力から，冷媒漏洩速度を求めた．
市場から回収した室内機漏れ部品 22 ケでの測定結果を図 4.2.10 に示した．ここで，バー上の赤矢印は，顧客から「室内機から白煙が出ている」という申告によりサービスマンが緊急出動したことを示す．4 件中 3 件が，液漏れ 1kg/h 弱から 10kg/h

R410A については，酸欠防止のための充填量上限を示した．
事務室 1 では，R32，R1234yf 共，安全対策 2 ケの実施が要求される．事務室 2 では，R32 は安全対策

67

表 4-2-6 事務所１でのR32漏洩時3次元濃度解析結果
条件生成した可燃空間

No

機械
換気

自然
換気

冷媒
遮断

1

無

無

無

1.70

158

1.1E-0211.7/11.6/11.0

2

無

有

無

0.83

158

5.3E-036.5/6.5/5.5

5

有

有

無

0.70

158

4.4E-03

4.0/4.0/2.8

6

無→有

有

無

0.73

158

4.6E-03

4.1/4.0/2.8

8

無

有

無→有

0.03

8

3.8E-031.5/1.3/0.8

時空積 継続時間 平均体積[m3 ][min * m 3 ] [min ]濃度 ＊ １ ）[% ]＊１）床上0.01/0.6/1.5m値

表 4-2-7 R32ﾋﾞﾙ用ﾏﾙﾁ漏洩時の可燃空間時空積値
項目

以下の比較的大きな漏洩速度を示し，1 件のみ
0.01kg 以下となっている．この 1 件は冷媒の急速漏れでは無く，ガス欠運転で発生した水蒸気を見た顧客からの申告によると推定する．これを除いた白煙発生ケースが 10kg/h 近くの冷媒漏洩速度を示していることから，急速漏洩が起これば，白煙

可燃空間時空積値 [m3・min]
事務所1

戸建

輸送保管時（倉庫内）
室内機据付中
室外機据付中8.38E-03
8.30E-02
1.22E+00

8.68E-04
1.30E-04
1.23E-01

冷媒充填時
室内機運転中
室内機停止中
室外機運転中
室外機停止中接続配管
修理時/冷媒漏洩ﾐｽ

1.22E+05
7.00E-05
7.00E-01
1.22E-03
1.22E+01
1.22E+05
1.22E+00

1.26E+03
8.98E-07
8.98E-03
1.23E-04
1.23E+00
1.26E+03
1.23E-01

発生により顧客が異常に気付くケースが多いといからの自然換気のみでも大きな濃度低減効果が確うことが推察出来る．
同様の方法で，室外機の漏れサンプル 26 ケにつ認できた．ISO5149/FDIS で定められた安全対策のいても計測を行った．結果は，図 4.2.11 に示す．

効果を比較すると，遮断弁（No8），機械換気（No6），

室外機については，室内機に比較して相対的に漏自然換気（No2）の順で効果が大きかった．換気洩速度が高く，液漏れ 10kg/h を超えるものが 3 ケの無い条件 No1 でも，可燃空間は漏れ口近傍のみあった．

に形成され，床面付近は可燃域に達していない．

上記のサンプル数の結果からでは，ppm オーダ

これは，天井高さから空気より重い漏洩冷媒が落ーの速度別漏洩件数発生確率を求めることは難し

下する間に，周囲の空気を巻き込み，希釈される

い．そこで，サービスマンが扱った年間の漏れ件からである．R32 濃度が 11%を超えていることか

数全体を対象に，顧客からの「白煙，異臭」申告

ら更に冷媒充填量が増加すれば可燃域が室内全域があった件数，または，サービスマンが「配管折で発生することが推定される．

れ」「熱交換器や配管に穴明き」と診断した件数を

表 4.2.7 に，各ライフステージにおける着火確

抽出し，室内機の場合はその件数の 10 倍を，室外率計算に用いた可燃空間時空積を示した．輸送保機の場合にはその 100 倍を急速漏れ件数とした．

管時，室外機，接続配管，冷媒充填時，修理時に所謂バーストリーク（噴出漏れ）は，ビル用マル

ついては，過去のルームエアコンにおける濃度解

チの室内機部品では無かったため，噴出漏れ件数

析結果から充填量や床面積の差を考慮し，簡易的はゼロとした．残りを 1kg/h 以下の緩慢漏れ件数に推測した結果に 10 倍の安全係数を乗じて求めと判断した．室外機では，10kg/h を超えるサンプ

た．

ルがあったため，急速漏れ件数の 1/10 を噴出漏れ(4) 着火源の評価件数とした．結果を表 4.2.5 に示した．

R32，R1234yf，R1234ze などの微燃性冷媒にとって着火源となり得ないことが明確になった照明(3) 可燃空間発生の推測
表 4.2.6 に，室内機漏洩時における事務所１でスイッチ，コンセント，機内の電磁接触器，電子の可燃空間の時空積，継続時間，平均体積を示し

ライター着火装置は，着火源から除外してある．

た．これらの解析は，東京大学によった．換気の第一次で対象とした着火源は，給湯器，ボイラー，無い条件 No1 に比べ，ドア下隙間（10mm*1800mm） ガスや灯油を用いた燃焼機器，ロウ付バーナーな68

どである．
その他の電気スパーク系，着火装置，高温表面，
内燃機関系の着火源の評価については，ミニスプ
リット SWG の評価結果を用いた．着火源の単位
時空間における存在確率は，プロパンの 1/5 とした．
(5) ヒューマンエラー発生確率の予測
据付，修理，廃棄等の作業ステージにおける冷媒漏洩は，作業者のバルブ誤操作などのヒューマ
ンエラーにより発生する．表 4.2.8 に，作業者の状態に応じたエラー発生率を示す．
正常なリラックスした状態では，1E-2～1E-5 の範囲とされているが，ビル用マルチを扱う作業者
は比較的教育訓練が行き届いていることから，
FTA 中のヒューマンエラー発生確率は，1E-4 を選択した．
表4-2-8

ヒューマンエラーの発生確率

フェーズ
0
Ⅰ

意識のモード
無意識、失神意識ぼけ
正常
ﾘﾗｯ ｸｽした状態
正常
明晰な状態

Ⅱ
Ⅲ
Ⅳ

興奮状態

4 .2 .5 )生理的状態
睡眠
疲労、居眠り休息時
定例作業時

エラー発生率1
1E-1以上第一次リスクアセスメントでは，より厳しい事

1 E- 2 ～1 E- 4

務室 1 を対象に FTA を作成し，着火事故発生確率

積極活動時

1E-5以下

慌てている時ﾊﾟﾆｯｸ時1E-1以上を求めた．冷媒は R32 とした．
表 4.2.10 に，その結果を示す．参考として，R290
ルームエアコンで使用した場合の値も示した 4.2.6)．
表 4.2.11 には，各ステージで着火事故確率に最も(6) 着火事故発生確率の求め方

大きい影響を与えた主な着火源を，表 4.2.12 には，着火事故は，可燃空間を生じさせる冷媒漏洩が主な可燃空間発生要因を示した．

発生し，かつ，A2L 冷媒を着火させ得る着火源と可燃空間が場所的かつ時間的に遭遇した時に起き(8)リスクの評価る．この確率の計算式を表 4.2.9 に示した．
着火のトリガーは，例えば電気スパークの場合，着火源の作動である．燃えている蝋燭に可燃ガス許容出来るリスクの事故発生確率は，本来は危害度により異なるが，現在，危害度評価が完了していないため，全ての事故を致命的な重大事故だ

が触れて着火する場合は，可燃空間の生成がトリガーとなる．可燃空間生成が時間的に先行すれば，前者になり，着火源 ON 状態の継続が時間的に先と仮定した上で許容できる事故発生確率を考える
事とする．ビル用マルチの市場ストック室内機台
数約 1000 万台から，100 年に一度の重大事故発生

行すれば，後者になる．１つの着火源により引き起こされる着火事故確率は，この 2 つの和となる．
各ライフステージのリスク計算においては，どちが許容されるレベルだとすれば，使用時は 10-9 以
下が許容レベルとなる．使用時以外は，消費者ではなく常に機器を取り扱う作業者が携わっているので，らが支配的かを判断の上，どちらか一方で計算し作業者はリスクを制御する立場であることから 4.2.7)，事ている．

故が起きた際にも自己防御による危害度低減が可能だと考え，許容される事故発生確率を 1 桁上げて，(7) 着火事故発生確率の結果

10-8 以下と仮定する．

69

表4-2-13 ﾘｽｸ分類された室内機台数構成比

表 4-2-10 着火事故確率[台/(台*年)]
ﾗｲﾌｽﾃｰｼﾞ
輸送・保管据付
使用（室内）
使用（室外）
修理
廃棄

R32ﾋﾞﾙ用ﾏﾙﾁ【参考】R290ﾙｰﾑｴｱｺ ﾝ

小 ← 可燃空間の発生し易さ → 大

事務所１、40.6m2、天ｶｾ
漏洩 ： 26.3kg、10kg/h
5.1E-15～5.8E-15
2.3E-07
2.5E-10
8.5E-09
7.9E-10～1.5E-08
1.5E-05～6.7E-05

住宅、7m2、壁掛
漏洩 ： 0.5kg、15kg/h
1.9E-12～ 5.0E-10
1.5E-06～ 1.7E-05
5.9E-09～ 1.1E-04
9.7E-13～ 1.9E-08
9.3E-06～ 1.7E-05
1.8E-05～ 1.3E-04

Ⅳ分類 Ⅲ分類 Ⅱ分類 Ⅰ分類
着火源存在確率↑大 ↓小

表 4-2-11 主な着火源
ﾗｲﾌｽﾃｰｼﾞ
輸送・保管

R32ﾋﾞﾙ用ﾏﾙﾁ・ﾌｫｰｸﾘﾌﾄ爪の金属ｽﾊﾟｰｸ・壁面内電気部品（ｺﾝｾﾝﾄやｽｲｯﾁ以外）

床隠蔽

床

計

A分類

飲食店

1.35%

0.02%

0.004%

0.01%

1.4%

B分類

工場

6.29%

0.004%

0.07%

0.10%

6.5%

C分類

ﾎﾃ ﾙ、ﾏ ﾝｼｮ ﾝ、戸建

16.36%

0.21%

0.34%

0.14%

17.0%

D分類

事務所、病院、
物販店、学校72.84%

0.40%

1.26%

0.61%

75.1%

96.8%

0.6%

1.7%

0.9%

100.0%

計【参考】R290ﾙｰﾑｴｱｺ ﾝ

壁, 天吊, 天埋狭小
天埋・ﾌｫｰｸﾘﾌﾄ爪の金属ｽﾊﾟｰｸ・喫煙、電気ｽﾊﾟｰｸ、裸火

ビル用マルチの全機種を対象に，各ライフステ

使用（室内）

・石油ﾗｲﾀｰ、ｶﾞｽｺﾝﾛ、
ｶﾞｽ給湯器・喫煙、電気ｽﾊﾟｰｸ、裸火ージにおける可燃空間形成と着火源との遭遇リス

使用（室外）
修理
廃棄・ﾎﾞｲﾗｰ、ｶﾞｽ石油機器
・ﾎﾞｲﾗｰ、ｶﾞｽ石油機器
・解体用ﾊﾞｰﾅｰ

・喫煙、電気ｽﾊﾟｰｸ、裸火・喫煙、ﾛｳ付ﾊﾞｰﾅｰ・解体用ﾊﾞｰﾅｰ

クを抽出し，第二次で対象とすべき設置ケースを

据付

決めた．
室内における可燃空間発生リスクは，漏れ高さ

表 4-2-12 主な可燃域発生要因
ﾗｲﾌｽﾃｰｼﾞ
輸送・保管据付
使用（室内）
使用（室外）
修理
廃棄

R32ﾋﾞﾙ用ﾏﾙﾁ・梱包内で冷媒滞留
・壁面内漏洩
・停止時漏洩
・狭小空間で冷媒滞留・回収作業ﾐｽ・回収不具合が低い床置機設置の場合が最も高い．また，裸火【参考】R290ﾙｰﾑｴｱｺ ﾝ
・梱包内で冷媒滞留・室内漏洩・停止時漏洩
・停止時漏洩
・回収作業ﾐｽ、冷媒放出・回収作業ﾐｽ、冷媒放出などの着火源が存在するリスクは飲食店が高い．
表 4.2.13 には，室内機の設置先業種，設置形態により，リスクを大まかに分類し，販売構成比を示した．
第一次で実施した事務所，天埋カセットは，最上記の許容レベルと比較すると，輸送・保管時もリスクの少ない設置ケースであると考えられる．

と，使用（室内）時は，許容できるレベルとなっ断定は難しいが，一旦，飲食店，床置のケースがた．使用時は機械換気が作動している場合の評価

最もリスクが高いと仮定して，第二次を進めていとなっている．使用（室外）は許容レベルを超える．

ているので，狭小地設置時には何らかの設置時安室外の設置ケースでは，半地下，各階設置，機全対策を施す必要がある．据付，修理，廃棄時に械室設置のリスクが高いとし検討を進めている．

関しては，作業者に対する教育訓練や安全ツール

また配管からの漏洩を考え，天井裏でのリスクもの使用が必要となる．

検討する．

使用時の室外については，可燃空間サイズや継続時間を簡易計算故に危険側に見積もっているこ

4.2.6とから比較的着火事故確率が高くなっている．廃ISO5149/FDIS に既に，R32 と R1234yf について

棄ステージでは，半地下等の狭小空間で室外機撤の冷媒充填量基準が定められている．また，高圧

去中に，冷媒回収が不完全なまま配管を解体し冷保安協会による冷凍装置の施設基準（可燃性ガス媒が噴出する漏洩事故発生確率を 2%と仮定していることから着火事故確率が高くなった．今後は，室外における 3 次元濃度解析や冷媒回収工程分析，
解体現場実態調査などを行い，より実態を反映し（微燃性のものを含む）の施設編（KHKS0302-3））には，冷媒充填量基準の他，室内機，室外機，冷媒配管設置にあたっての要求事項が詳細に定められている．今回のリスクアセスメント結果をベーた数値としていく必要がある．

4.2.5

安全ガイドラインの策定についてスにして，これらの要求事項を再整理し，許容可能なリスクレベルとするための安全対策を決め，第二次リスクアセスメントの進め方

ビル用マルチの安全ガイドラインとして策定して第二次では，市場で僅かにしか存在しないがリいく．

スクが大きいと思われる設置ケースを対象にし，据付，修理，廃棄時に可燃性冷媒を取扱うにあリスクアセスメントを行う．

たっての要求事項は，IEC60335-2-40 に，各種取扱

70

参考文献

いマニュアルへ記載すべき要求事項として記載されているが，強撚性を含む全ての可燃性冷媒を対4.1.1) 滝澤,

Flammability Assessment of

象としているため，必ずしも微燃性に適した要求

CH2CFCF3 : Comparison with Fluoroalkenes and

事項とはなっていない．これらを参照しながら，

Fluoroalkanes, Journal of Hazardous Materials,

本リスクアセスメント評価を精緻にしながら，要Vol.172, pp.1329-1338, 2009

求事項を決めていく．

4.2.2) 滝澤, Progress Report on Risk Assessment of

対象冷媒は，R32，R1234yf，R1234ze，及び，A2L Refrigerants, p26-31, 2011/4

それらの混合冷媒を考えている．

4.2.3) ISO5149-1, 2, 3, 4/FDIS, ISO Website
4.2.4) 日冷工, Guideline of design construction for

謝辞

ensuring safety against refrigerant leakage from

本レポート作成は，山本敏浩様（東芝キャリア），multi-split system air conditioners, JRA GL-13

高市健二様（パナソニック），坪江宏明様（日立ア4.2.5) 橋本, Japan Ergonomics

プライアンス），伊藤俊太郎様（富士通ゼネラル），

4.2.6) 八尾ら，Risk Assessment of Room Air

山下浩司様（三菱電機），観音立三様（三菱重工）

Conditioner using R290, 2000，Internationalの各位と，主査

Symposium on Environment and Alternative

矢嶋龍三郎（ダイキン工業）の共同作業によるものである．また，オブザーバー

Refrigerants 2000, Kobe

として，藤本悟様（ダイキン工業），山口広一様（東http://www.jraia.or.jp/product/com_aircon/pac_gl13

芝キャリア），東條健司様（日立アプライアンス），.html
4.2.7) 向殿, Concept of Safety, Trends in Academic,

平原卓穂様（三菱電機），津野勝之様（パナソニック）の皆様のご協力を頂いた．事務局の労をとって頂Sep., 2009, P14
4.2.8) 片岡ら, Experimental and Numerical Analyses

いた長谷川様，片岡様（日冷工事務局）も含め，
ここに深く感謝申し上げる．

of Refrigerant Leaks in a closed Room, ASHRAE
Transact., Vol 105, Pt 2, 199971

４－３．チラーリスクアセスメント SWG の進捗～IEC60079-10-1 を考慮したガイドライン計画～
上田憲治

日本冷凍空調工業会

4.3.1

チラーリスクアセスメント SWG

はじめに

これまで実施してきた RA4.3.1),4.3.2)は大部分で有効である．そこで評価の整合性に注意し，冷媒

冷温水を用いた空調システム用熱源機には，の燃焼特性の違いに着眼して進めている．また

主に R410A や R134a の HFC 冷媒が用いられてRA が先行するミニスプリットエアコンとビル

いる．いずれも GWP が 1000 を超えるため地球用マルチの検討結果を参考にした．

温暖化への影響が大きい．そこで，低 GWP 冷媒への代替が重要となってくるが，低 GWP 冷

リスクマップ4.3.3.1
probability of occurrence →of harm

媒でレトロフィットや性能評価が報告されているものは，R1234yf，R1234ze(E)またはその混合冷媒である．いずれの冷媒も微かな燃焼性を有する．そこで冷媒の着火・燃焼特性に着目して，前述の 2 冷媒と R32 を加えたリスクアセスメン

10-1Frequent

case/unit per year

13

24

27

29

30

Probable

10-2

12

20

23

26

28

Occasiona

1.06×10-3

10

16

19

22

25

Remote1.06×'10-4

6

9

15

18

21

Improbable

1.59×'10-5～
7.94×'10-6

3

4

8

14

17

Incredible

1.59×'10-6～
7.94×'10-7

1

2

5

7

11

0

Ⅰ

Ⅱ

Ⅲ

Ⅳ

Critical:Catastrophic:(Death,Permanent
fault, Fire(Fireof buildings))

ト（以下 RA）を実施し，火災事故や火傷に対
R-map(ISO/IEC Guide51（JIS Z 8051）)

する安全性を評価する．

None
（No
injury）

RA は一般社団法人日本冷凍空調工業会(以下Negligible

Marginal:(Fire and(Smokeignition ofgeneration
product・of product・
Mild
Scart)
impairment)(fire・
Serious
injury)A region：25～30
Intolerable
B region：14～24
Acceptable(If the risk is as low asreasonably
practicable.)
C region：1～13
Acceptableseverity of harm →日冷工)にチラー専門技術者を委員とした

Fig.4.3.1 Risk assessment map

WG(以下チラーSWG)を設置し，実施中である．
RA により抽出した対策・処置を盛り込んだ設

Table 4.3.2 Probability of occurrence of harm

計・施設における要求事項を 2013 年度に日冷工

Probability of occurrence of harmFrequent
consumer goods:10-3
5industrial-level product:10-1(case/unit per year)
Probableconsumer goods:10-4
4industrial-level product:10-2(case/unit per year)
Occasional
consumer goods:10-5
3industrial-level product:10-3(case/unit per year)
Remoteconsumer goods:10-62industrial-level product:10-4(case/unit per year)
Improbableconsumer goods:10-7
1industrial-level product:10-5(case/unit per year)
Incredible
consumer goods:10-80
industrial-level product:10-6(case/unit per year)

ガイドライン（以下 GL）として制定予定である．本論ではその進捗状況を報告する．
Table 4.3.1 Risk assessment process chart of chiller
SWG
2011
The
process

Extraction task
ＦＴＡ
(draft)Details of
the process

1st risk assessment

2013
2nd riskassessment

Establishmentof GL

ＦＴＡ fixed

FTA form
Condition of refrigerantleakage analysis
Extraction
special task

4.3.2

2012

comm
ittee

fixed

inspection

Calculation

probability ofa flammable

Risk assessment Treatment
Proposed measures measures
study

対象範囲

セントラル空調熱源として屋外設置の空冷ヒ

Number of accidents :once a year
(per 10 units)
Number of accidents :once a year
(per 100 units)
Number of accidents :134 times a year

Number of accidents :14 times a year

Number of accidents :once or twice a year

Number of accidents :once or twice ten years

Table 4.3.3 Severity of harm

ートポンプ，機械室設置の水冷チラーで，冷房能力範囲約 7.5～17500kW の機器を対象とした．

4.3.3

Industrial-level product （adoption）

Ⅳ
Ⅲ
Ⅱ
Ⅰ
０

リスクアセスメント実施の前提

機器の構造や用途は従来から同じであるため，

72

Qualitative
representation
Catastrophic
CriticalMarginal
Negligible
None

Severity of harm
Fire of buildings
FireFire and ignition of product
Smoke generation of productNo injury

・屋外についての換気要件をどう扱うかは解析

FTA 手法を用いリスクの洗い出しを行い，存を踏まえ明らかとする必要がある．

在しうる着火源や冷媒漏れ事象毎に発生頻度と危害程度から，リスクマップ(以下 R-map)（Fig.

・IEC60335-2-404.3.7)の対象範囲となる 20kVA 未

4.3.1）にプロットし，数値評価を行う．リスク

満の電磁接触器はミニスプリット SWG の検評価が A または B 領域にある場合，C 領域へ移討結果を踏まえ，着火源としない．

行できる頻度・危害程度低減の対策・処置を検・化粧パネル等により冷媒ガスが滞留する可能

討する．

性のある構造のチラーユニットを規定する技(1) 発生頻度

術規格はなく，密閉構造とならない開口面積

水冷チラー，空冷ヒートポンプの国内市場スの要求等本質安全設計として GL に記載する．

トックはこれまでの日冷工の出荷統計より 13

・廃棄では，冷媒回収作業に着目し，リスク評

万 4 千台と推定した．ミニスプリットと比べる

価を進める．

と 1/1000 以下小さい．そこで危害発生頻度はハ4.3.4 冷媒漏洩時の可燃空間解析モデルの設定

ンドブック 4.3.3)（以下 HB）より Table 4.3.2 に示す通りとした．
(2)

危害程度

危害程度はＨＢ4.3.3)の火災の定義を用いた

冷媒漏洩時の可燃空間の時間・体積を推定す（Table 4.3.3）．
4.3.3.2
既報

るために解析評価を実施する．

ライフステージの定義
4.3.1),4.3.2)

4.3.4.1

機械室の解析モデル

を参考にオーバーホールを追加
p

し，物流，据付，使用，修理，オーバーホール，

1.245m0.88m

1.245m

廃棄の全 6 つのライフステージを定義した．設
0.88m

置状況の異なる水冷チラー，空冷ヒートポンプ

5.0m

はライフステージ毎に適宜区別した．
4.3.3.3

The target machine

リスクアセスメントリストによるリス

3.3m

0.88m

ク評価

6.6m
Exhaust port

検討ではリスクアセスメントリストを用い定量化した．抽出した着火源，漏洩要因の組合せ

The target
machineを各ライフステージ全てについて列記し，危害と，JISC60079-10（Side of Control panel）

1.28m

程度，発生頻度から R-map を用いたリスク評価
4.3.4)

1.01m

3.3m

1.01m

を用い危険区域のﾚﾍﾞﾙ評価

Exhaust port

1.28mを同時に実施した．次に十分リスクの低い着火6.6m
1.21m 0.88m

源と漏洩事象の組み合わせを排除し，評価すべきリスクのある組合せを抽出する．

Fig.4.3.2 Machine room outline

リスクのある事象に対する本質安全設計や具備すべき要件を明らかとし，KHK0302-24.3.5) ，(1)機械室の定義

JISC60079s4.3.4)，ISO5149-34.3.6)の設備要件を明示

水冷チラーは通常機械室設置されるが，充填される冷媒が不活性の場合であっても，そこでし対処すべき処置を GL に展開する．

想定されるリスクに配慮した既存規格

検討中の課題事例について以下に示す.

4.3.5),4.3.6),4.3.8)

・物流過程の機器の状況(移動，保管等)は多岐があり，規格中の換気量や火器設置にわたる．微燃性ガスが充填されていること

制限を解析モデルに反映する．

の注意喚起，及び取扱い方法のステッカーを(2)機械室面積大きく示す必要がある．

空気調和衛生工学会誌（2007～2010 年）の竣73

工設備調査一覧から，チラー容量に対する機械

Table 4.3.4 Flammability of refrigerants4.3.10),4.3.11)

室面積の平均値，最小値，最大値を整理した．

Minimum
Limit of
Burning
ignition Diffusion
flammability velocity
energy coefficient
4.3.10)4.3.11)

解析では平均値を用い，最大から最小の範囲で

Refrigerant

可燃空間の形成を算定する．

4.3.11)

LFL
vol%
R32
13.3
R1234yf
6.2
R1234ze(E) 7.0(3)機器設置位置
機械室の床面形状を 1：2 の長方形とし，半分にチラー本体，もう一方に補機の配置を想定す

UFL
vol%
29.3
12.3
9.5

2

ｃｍ/ｓ

mJ

cm /ｓ

6.7
1.5
-

15
500
-

0.135
0.075
0.074

る．またメンテナンススペースは操作盤前面に
1.2[ｍ]以上，その他面は 1.0[m]以上を設ける

4.3.4.4（Fig.4.3.2）．

冷媒漏洩開始から漏洩が停止するまでの時間を解析し，可燃空間の体積と持続時間を算出す(4)換気量の想定と給排気ガラリ面積
機械式強制換気により 5 回/h 以上の換気量
4.3.9)

冷媒漏洩時の解析要領

る．解析は，Table 4.3.6 に示す 3 種の冷媒について，7 ケースを実施し，評価する．

とする．給排気ガラリ面積は，鹿児島県建築基準「機械設備工事編」を参考にした．給気口位置は機器本体の真上に，排気口は機器側面

Table 4.3.5 Weight flow of leakの壁に設置されているものとする(Fig.4.3.2)．ただし，漏洩位置・方向と給排気口の設置場所にLeak Rate

R32
R1234yf
R1234ze(E)より，形成される可燃空間が異なるため，注意
Probability of occurrence

深く解析していく．

Position of occurrence

4.3.4.2

屋外設置の解析モデル

Slow leak
1kg/h or less
0.9kg/h or less
0.7kg/h or less
It is unknown
whether it iscapable ofdetecting

Case of refrigerant leak
Rapid leak
Burst leak
10kg/h75 or 200kg/h
8.9kg/h67 or 178kg/h
7.3kg/h54 or 145kg/h
Occasional

RemotePinhole, Weldedslipping-out
Cracking flare
part,
accident from flare, Flare welding part
Brazing part,
fitting joint, Cauterization partcauterization part
, Pipe fitting

屋外に設置される空冷ヒートポンプは機械室に設置される水冷チラーと比べると可燃空間がTable 4.3.6 List of analysis

形成される可能性は低い．そこで製造メーカのCase

防音壁設置要領から 2 面の壁，
2 面の開口率 25％

8
9
10
11
4
12
13
1
2
3
5
14
15
16
17
18
19
20
6
21
22
7
23

の壁とし，最も可燃空間が形成されやすい条件(無風)をモデルとした（Fig.4.3.3）．
Wall B： back side
Wall A： right side
Wall D： left side
Wall C： front side

Fig.4.3.3 Air-cooled chiller model for analysis
4.3.4.3

冷媒の可燃範囲，及び漏洩量の定義

対象とする 3 種の冷媒の代表物性を Table
4.3.4 に示す．チラーも漏れ部位はビル用マルチと 構 造 の 大 き さ は 同 じ た め ， 漏 洩 量 を JRA
GL-13（解説）4.3.8)に従い決定した(Table 4.3.5)．

74

chillertype(kg)

Burst leakwater
-cooled(23.4kg)

Rapid leak

Slow leakair-cooled(11.7kg)

Machine (Airflow[m/s])
Refrigerantroom
or Ventilation
type
area[m2] airflow[m3/h]
3,267
75
R32
545
0
22
3,267
R1234ze(E
54
545
)
0
7
22
3,267
R1234ze(E)
10
545
R32
22
7
545
R1234ze(E)9545R1234yf
R1234ze(E)
7
22
0
972
10（R32）
R32,
6
162
7(ze)
R1234ze,
9（yf）
R1234yf0

Case of refrigerant leak[kg/h]

Burst leak
Rapid leak
Slow leak
Burst leak
Rapid leak
Slow leak1（R32），
0.7(ze)，0.9（yf）
75
10
1
75
10
1

22
-

3,267
545
0
(0)
(0)
(0)
(0)
(0.5)
(0)

R32,
R1234ze,
R1234yf

R32

FTA の基本構成

4.3.5

規則（以下冷凍則）等の関係法規に沿って記述されている．安全維持のため機械室について①
開口部，又は機械換気設置による換気，②加えProbability of the presence of an ignition source (Common to each lifet )て安全弁とガス放出管の設置，③作業性確保のSmoking

Other than smoking

Chiller

Workers

Other thanworkers

Field equipment

ための防爆照明と，④防/消火設備の規定で構成されている．

Other construction

KHKS を ISO5149-3（FDIS 版）と比較すると，

compressor

pumpweldercontrolpanel

boilerdirect flame

最も重要な違いは必要換気量で，KHKS が設備

start-up
panel

power
equipment

・・・の法定冷凍トンを用いて算定するのに対し，

internal
wiringequipment
wiringISO は 冷 媒 充 填 量 と な っ て い る 点 で あ る ．

eectrical
component

eectrical
component

KHKS の 3.2.3「滞留防止」の冒頭で，「冷媒全

・
・
・

・
・
・

量が漏えいした場合でも機械室を冷媒の限界濃・・・度以下とすること．
」が原則と記述されているが，その後の計算式が法定冷凍トン基準では技術

Fig.4.3.4-a Basic FTA for every life stage

的・論理的に繋がらない．そこで GL では冷媒
充填量基準とする．

Probability of ignition

次に大きな違いは機械室内の火器設置基準でProbability of ignitionat the time of distribution

・・・

Probability of ignitionat the time of disposal

ある．ISO は裸火の禁止を明記しているが，機械室内の設備の温度基準はない．GL では，RA

Probability of ignition (#3)

Probability of the presenceof an ignition source(#1)に基づいた表面温度規定が必要である．

Probability ofthe presenceof life stages

緊急漏洩時の冷媒排出機能については，ISO

Probability of the presenceof combustible space

Probability ofrefrigerant leak(#2)

Lack ofventilation

は換気量計算式を除いて全般に定性的に記述しているが，KHKS は具体的である．GL では，

Non-operation of the shut-off device
and detecting instrument

基礎物性データと漏えいシミュレーションに基づき，微燃性冷媒対応の新たな基準設定（可能Fig.4.3.4-b Probability of ignition

ならば基準緩和）につなげる．
機械室特有の条件として，特定少数のｵﾍﾟﾚｰﾀ
やサービスマンに出入りが限られること，容量4.3.7

冷媒漏洩事故発生確率の推定の比較的大きな電気機器の存在，そしてボイラ等の燃焼器機との併設などがある．一方でミニ

冷媒漏洩事故発生確率を推定するにあたり，

スプリットやビル用マルチと異なり機械室周辺

以下の 2 件の調査を行った．

を十分な管理下に置くことができる状況が挙げ(a)平成 22 年度高圧ガス保安法事故一覧

られる．

対象機器の種別，冷媒漏洩事故内容（噴出・前述した各 6 つのライフステージ間で冷媒漏急速・微小）を読み取り集計した．

洩，着火源の遭遇確率の整合をとるために，基(b)SWG 参加各社の冷媒漏洩事故件数の調査

本 FTA を構成した(Fig.4.3.4-a)．

SWG に参加する各社の冷媒漏洩事故件数をまた各ライフステージで着火源を見落とすこ

調査し，また各々の出荷実績から市場ストックとの無い様，その存在確率について共通 FTA を

台数への寄与率を勘案し，市場ストック台数に構成した(Fig.4.3.4-b)．漏洩確率について同様に対する事故発生台数を算出した．

検討した(図示せず)．

2 つの調査結果の構成比は，概ね合致しており，(b)の集約結果を以って事故発生確率を求め

4.3.6 KHKS0302-3, ISO5149 の機械室要件

ることとした．結果は以下のとおりである．
噴出漏れ

KHKS0302-3

4.3.5)

急速漏れ

は高圧ガス保安法冷凍保安75

1.0×10-5 件/台・年-4

1.6×10 件/台・年[Improbable][Remote]載されている．

4.3.8
いアンモニアに関する法規上の取り扱

これにより，本 SWG においても上記①～④を一つの指針に着目することで，防爆仕様の妥
当性を評価する．

アンモニアは，微燃性冷媒の代表ガスである。
爆発限界の上限が 28vol%，下限が 15vol%であ4.3.9

着火確率導出について

り，RA の対象冷媒と同様に微燃性を有する．
本章では，アンモニアの冷凍則上での取扱いを

着火確率は以下の手順で整備する．

まとめる．
4.3.9.1
4.3.8.1

冷凍則上の規定

機械室設置機器の表面温度

対象機器と同一区画内に置かれている機械・

アンモニアは，第二条に可燃性ガスおよび毒器具のうち，表面温度が比較的高温となる下記性ガスとして掲名されており，これに基づき技機器について調査中である．

術上の基準が規定されている．以下に可燃性ガ

1)燃焼機構を有する熱源機（ボイラ等）

スの取扱いの概要を示す．

2)用役類駆動機器（ポンプ用モータ等）(1)機械室は，冷媒ガスが漏洩した際，滞留しな

3)暖房器具（電気ストーブ等）

いような構造とする．(七条第三号)

4)照明器具（蛍光灯，白熱灯等）(2)安全弁等の放出管の開口部は，冷媒ガスの性

諏訪東京理科大学，産業技術総合研究所等で質に応じた適切な位置とする．(七条第九号)

実施中の微燃性冷媒の着火試験結果 4.3.13~15)と，(3)受液器の液面計は，丸型ガラス管液面計以外

機械室内の機器の表面温度を比較し，機械室内を使用する．ガラス管液面計は，破損防止措置，の表面温度の制限を明示していく．

破損した場合の漏洩防止措置を取る．(七条第十号，十一号)

4.3.9.2

喫煙率

喫煙によるタバコの火，及びライター・マッ(4)その規模に応じて，適切な消火設備を適切な箇所に設ける．(七条第十二号)

チの火が考えられる．サービスマンの喫煙率と(5)電冷媒設備の電気設備(アンモニアを除く可

喫煙行動についての調査を行った燃性ガス）には，設置場所および冷媒ガスの種・サービスマンの 53%は喫煙し，その内 28%が類に応じた防爆性能を有する構造にする． (七現場での喫煙経験がある．過去一年に絞れば

条第十四号)

現場での喫煙率は全体の７％となる．
・着火器具の 99.6％がライターを用い，マッチ(6)ガスが滞留する可能性のある場所に，漏洩検知設備を設置する．(七条第十五号)

は 0.4%である．

(7)冷媒ガスを安全にかつ速やかに除害するたサービスマンの喫煙確率 7%，男性喫煙者のめの措置を取る．(七条第十六号)

１日の喫煙本数 19.1 本 4.3.16)，サービスマンの活(8)修理の際は，危険を防止するための措置を取

動時間 8 時間，1 回の喫煙での直火の存在時間 2る．(九条第三号ロ)

秒と仮定し，喫煙による着火源の存在確率（着火頻度）を推定すると，10-7~10-8 のオーダとな

4.3.8.2

アンモニアの可燃性に関する適用除外

る．

アンモニアは前項(5)電気設備の防爆性能が適用除外となっている．適用除外は技術的文献

4.3.9.3

4.3.12)構成電気品による。実験を行い，①爆発限界の範囲の

チラーユニットに搭載される電気部品（電動

中での着火しやすい濃度，②着火する場合の着機，電磁開閉器，電磁接触器，プリント基板，

火エネルギーｰ量，③空間性とその中の濃度分布

トランス等）中で，発火の可能性のある部品と条件，④着火頻度，時間の関連性を把握し，こしてアークが発生する電磁接触器が挙げられる．

れらに基づき冷凍則の正当性を再確認したと記

チラーの種類・容量（馬力）毎に電磁接触器の76定格容量を整理した．
チラーでは対象とする機器の容量範囲が広く，

4.3.10.2

IEC60079-10 を考慮したガイドライン

計画

幅広い容量の電磁接触器が使用されている．そ

国内では可燃性ガスをチラーで使用する場合，の中で，20 馬力以下の製品では，概ね 20kVA未満となる．20kVA 未満の電気品は他の SWG

冷凍則（七条十四号）を遵守し，防爆仕様の電の評価に従い，着火源としない．本報告では

気機器を適用する必要があり，技術規格

20kVA 以上の電気品を中心に評価を進めていく．

JISC60079s4.3.4) に従う．しかし，機器設置基準

リスクを最大見積もるため，20kVA 以上の電KHK0302-34.3.6) や 参 照 さ れ る ISO51494.3.7) と気品では，1 回発停すると必ず着火源となると

JISC60079s4.3.4) の 関 係 は 明 示 さ れ て い な い ．

仮定する。1 日の最大発停回数 6 回/h(スクリュJISC60079s4.3.4)では，前述する換気条件の有効性ーチラー)，2 回/h(ターボ)，電磁接触器の存在により防爆機器は不要となる非危険区域が示さ

時間 1 秒と仮定し，ライターと同様に着火源のれているが，冷凍則の防爆機器の適用と整合し存在確率を推定すると 10-4ていないように見える．

のオーダとなる．

そこで SWG では検討した RA 実施条件，手ライターと比較すると確率が大きく，さらに詳法，結果を報告するとともに，機器の本質安全細な検討を進める．

設計要求事項に反映し，さらに JISC60079s4.3.4)

4.3.10 IEC60079-10-1 を考慮したガイド
ライン計画の原則に従い可能な限り危険区域を設定する必
要のない機器設置要件を織り込んだ GL を制定
する．

4.3.10.1

IEC60079-10-1 の原則

謝辞「可燃性物質の放出およびその結果として危険区域の範囲が頻度・持続時間および量の点で最小限となるように設計，操作を行う」と記載

本報告は 9 名の委員,相山真之氏，伊藤幹雄氏，される原則は非常に重要である．

井場功氏，七種哲二氏,隅田嘉裕氏，仙田守氏，

可燃性ガスによって危険が生じる可能性があ平原卓穂氏，深野修司氏，山口広一氏との研究

る 危 険 区 域 の 分 類 に つ い て は

成果を向井洋介氏とともに筆者がまとめたもの

IEC60079-10-1

4.3.17)である．感謝申し上げる．

で定められており，可燃性ガスの放出源を 3 つの放出等級で分類し,換気条件

参考文献の有効性を表す 2 つの指標“換気度”,及び“換気の有効度”を用いて 3 つの危険区域に分類して い る (Table 4.3.7) ． ま た ， 国 内 で は ，
JISC60079-10

4.3.1)

4.3.4)

R290 冷媒使用ルームエアコンのリス

クアセスメント検討結果報告書：日冷工環として制定されており，危険区

域の分類に差異はなく，チラーSWG では JIS を

境部会冷媒温暖化対応委員会

用いて検討を行った．

検討分科会まとめ，(1999)．
4.3.2)

HFC-32/134a(30/70wt%)”,Table 4.3.7 Influence of independent ventilation

Medium

Low

Good

Fair

Poor

Good, fairor poor

Zone0 +
Zone2

Zone 04.3.3)

Availability
Good

Fair

Poor

Split

SystemUnited state (1998).

Ventilation
DegreeHigh

HFC-32 andResidential Heat Pump, Arthur D Little inc,on type of zone
Grade ofrelease“Risk Assessment of

非 FC 冷媒

NonContinuous
hazardous

Zone2

Zone1

Zone0

Zone0 +
Zone2

Primary

Nonhazardous

Zone2

Zone2

Zone1

Zone1 +
Zone2

Zone1 +
Zone2

Zone1 or
Zone0

Secondary

NonNonhazardous hazardous

Zone2

Zone2

Zone2

Zone2

Zone1
and even
Zone0

経済産業省：リスクアセスメント・ハ

ンドブック 実務編(2011)．
4.3.4)

JISC60079-10(2008)：爆発性雰囲気で使用する電気機械器具―第１０部：危険区
域の分類．
4.3.5)

77

KHKS0302-3：冷凍空調装置の施設基

準[可燃性ガス(微燃性のものを含む)の施ロン（CFC/ HCFC）およびフルオロカーボ

設編], (2011) ．

ン 類 の 環 境 ・ 安 全 デ ー タ 一 覧 表 ”，

4.3.6)

http://www.jfma.org/database/table.html

ISO5149：Refrigerating systems and heat

pumps

–

Safetyandenvironmental

4.3.11)

Kenji TAKIZAWA et al, “Flammability
refrigerants ” ,requirements , (1993)

properties

Part1) Definitions, classification and selection

International Symposium on New Refrigerants

criteria

and Environmental Technology 2012,（2012）

of

2L

The

Part2) Design, construction, testing, marking

4.3.12)

豊中俊之:「冷凍」，70 (811)，5(1995)．

and documentation

4.3.13)

今村友彦：Evaluation of Fire Hazards ofPart3) Installation site

A2L Class Refrigerants，環境と新冷媒国際

Part4) Operation, maintenance, repair andシンポジウム 2012，pp.65-68 ，神戸(2012)．

recovery.
4.3.7)

4.3.14)

Flammable Refrigerant Gases，環境と新冷媒

IEC60335-2-40：Household and similar

国際シンポジウム 2012，pp. 69-72 ，神戸

electrical appliances –Safety –,(2005)
Part

2-40)

Particularrequirementsfor(2012)．

electrical heat pumps, air conditioners and4.3.15)dehumidifiers.
4.3.8)ム 2012，pp. 73-79，神戸(2012)．

JRA GL-13：マ ル チ 形 パッ ケ ー ジエ

4.3.16)め の 施 設ガ イ ドラ イ ン ,(2011)．
15-2010,

SafetyStandard

012/0730_01_appendix_02.html，(2013)．

for4.3.17)

IEC60079-10-1：Explosive atmospheres –Part 10-1: Classification of areas –Refrigeration Systems, (2010).
4.3.10)

JT ホームページ：

http://www.jti.co.jp/investors/press_releases/2

ASHRAE15： Proposed Addendum a toStandard

滝澤賢二：Flammability Property of 2L

Refrigerants，環境と新冷媒国際シンポジウ

アコンの冷媒漏えい時の安全確保のた
4.3.9)

佐分利禎：Combustion Characteristics of

日本フルオロカーボン協会，“特定フExplosive gas atmospheres78

５．カーエアコン用新冷媒（R1234yf）国内導入における規制緩和への取組み
一般社団法人 日本自動車工業会 サービス部会

5.1

自動車のライフサイクルを通じた R1234yf 導

R1234yf の国内導入における背景

入に伴う問題点を表 5.1 に整理する．
カーエアコン用冷媒は，温室効果ガス
表 5.1（GHG）削減の一環として，温暖化係数（GWP）の小さいガスへの代替に向けた動きが進みつつR1234yf 導入時の影響①車両製造ラ 可燃性ガスのため防爆対策が必要（大臣特認に基づく
イン
申請）②充填用ガス 告示139号の要件を満たせば
（アフター
適用除外
サービス）
（サービス缶）0.8M Pa（温度35度）以下の液化ガスであって，かつ，
告示第139号第四条第三号の要件を満たせば適用除外であり問題なし③充填用ガス 【高圧ガス保安法】の貯蔵
火気，可燃物からの安全距
離確保が必要④回収・充填 【高圧ガス保安法】（アフター
保安物件からの安全距離確サービス）
保（病院，学校等：15m以
上，住宅等：10m以上），
静電気除去等対応の上，整備事業場単位での都道府県
知事の許認可が必要等ある．EU では 2011 年以降の新型車について
GWP150 以下の冷媒の使用を禁止する規制を施行（2017 年以降は全ての生産車に適用）しており，国産車メーカーも EU 輸出車については対応を進めている．
また，北米においても SAE（米国自動車技術会）によるリスク評価や ASHRAE（米国暖房冷凍空調学会）による R1234yf を微燃性冷媒とするカテゴリー分けの検討が行われた．加えて，EPA（環境保護局）GHG 規制ファイナルルール（2010 年 4 月 1 日発行）では，低 GWP 冷媒採用車にクレジット付与が認められ，規制値未達分への補填が可能となるなど、導入に向けた準備が進みつつある．

課題あり

課題なし

課題あり

課題あり

一方，国内では今のところ欧州のような規制は無いが，2011 年 2 月 17 日に開かれた産業構

製造段階では，工場ライン毎に大臣特認を受造審議会化学･バイオ部会地球温暖化防止対策

け、防爆対策の簡素化を実施しているが，今後小委員会において，物質代替の当面の課題と対適用車種拡大に伴い，その都度対応が必要とな策の方向性について中間論点整理の承認が得らることから，更なる規制緩和が課題である．

れた．その中で「自動車メーカーと国，研究機

一方，アフターサービス段階では，事故や故関，機器メーカー等は連携し，国内市場におけ

障による修理を実施する場合に回収又は充填作

る早期の冷媒代替の促進を図る．具体的には，業が発生するが，その実施者は一般整備事業者

2014 年を目途として代替促進にあたっての諸をはじめ，板金事業者，電気装置整備事業者等

課題の解決に取組み，その上で代替実現を目指

多岐にわたり，その規模も様々である．現在のす」と謳われている．

法制下では，規制に則った対応をするには多大以上の状況を鑑み，国内では 2014 年を目途な投資が必要であり，非現実的な状況にあるとに，R1234yf を自動車整備工場等で安全且つ容言わざるを得ない．

易に取り扱うため，一般社団法人日本自動車工

以上より，表 5.1 の④については，安全距離業会（以下，自工会）を中心に，冷媒回収･充填確保が不可能な場合が存在する為，規制緩和が機メーカーや各研究機関が連携しリスクアセス

必須である．従って自工会サービス部会としてメントを進めているところである．

最優先で取組むこととした．
なお，使用済自動車の解体段階については，

5.2

R1234yf の国内導入における課題

現段階では回収義務が無いことからここでは取り扱わないこととする．

79

5.3

自工会サービス部会の取組み

5.4

着火試験

5.4.1 試験方法

前述のように，自工会をはじめ，冷媒回収･充填機製造者，冷媒供給者，整備業界団体等が着火試験は，一般財団法人日本自動車研究所

協力し，2014 年を目途に諸課題解決に向けた

城里テストセンターHy-SEF の耐爆火災試験設

取組みを進めている．

備（図 5.1）において，諏訪東京理科大学が実施した．

具体的には，リスクの程度に応じ，実態に即した安全規制の見直しを要望するために，「危害の発生確率」と「その危害の重大さ」の組合せで評価する，R-Map（両者を 6×5 のマトリックス上で表現したもの）を活用してリスクアセ
スメントを行った．
まず，作業現場におけるリスクを抽出・整理するために，回収･充填機メーカーへのヒアリ

Hy-SEF全景

ングや回収充填作業を行う事業者を対象としたアンケートを実施した．アンケートは，社団法

図 5.1

耐爆火災試験設備

Hy-SEF 概要

人日本自動車整備振興会連合会，日本自動車車
体整備協同組合連合会，全国自動車電装品整備

上述のアンケート結果から表 5.3 のようにリ

商工組合連合会を通じて，規模や業種に偏りがスクを整理し，頻度と危険度から優先順位を付出ないように全国の整備工場に配付し，756 件

け，「②ホース破断」と「④回収･充填機内部のから回答を得た．このうち，自社でカーエアコ

漏洩」，つまり下記の 2 点を検証事項とした．

ンの整備・修理を行っている 533 件の回答から，・ 配管等に形成されたピンホールから冷媒が整備工場の概要（工員数，取扱車数，レイアウ

漏洩した場合に，可燃性混合気を形成する

ト等）および工員の作業実態に関する事象（漏範囲はど の程度か．また，着火は 起こる

洩有無，換気状況，着火源有無等）の基礎デー

か．

タを取得した．

・ 回収･充填機内で冷媒が漏洩した場合に，回次に，アンケートにより明らかになった，漏収･充填機内の電気リレーやその他何らかの洩頻度の高い部位や漏洩量，着火源となり得る

火花等によって着火する危険性があるか．

電気設備のスペックに基づき，最悪事象を想定した着火試験および漏洩シミュレーションを実表 5.3施した．これらの結果から発生頻度と危害度をリスク算定し，最終的に R-Map に基づいてリスクを接続部からのスローリーク
ホース破断②（含むピンホール）
容器安全弁③（溶栓）作動回収・充填機内部の④
漏洩（安全弁等）①

評価した．
これらの知見に基づいて，R1234yf を不活性ガスである現行冷媒と同等に扱うための対策を立案し，規制当局へ提案すべく進めているところである（表 5.2）．
表 5.2

自工会の取組事項

リスクアセスメント（NEDOプロジェクト，アンケート，
JARI委託等によりデータ取得）
規制適用除外への具体案検討（経産省委託KHK事業への参画）
経産省検討への提案

アンケートによるリスクの整理
漏れ速度（漏れ量/時間）

備考

1kg/24h（ガス） 着火可能性：低い
1kg/60s（ガス）配管内径：φ4mm
内圧：0.5M Pa（常温）24kg/1h（ガス） 発生可能性：低い
300g/60s（液）（初期100g/0.5s）

発生可能性：低い

設備内に整備作業場を模擬した試験スペース（8m×8m）と，回収･充填機を模擬した試験装2011/4～2013/3置（アクリル製の 1m3 の箱）を設置した（図 5.2，
図 5.3）．回収･充填機模擬体の両側面に，換気2012/10～2013/3
2013/4～

口として幅 20mm のスリットを設けた．
ピンホール漏洩着火試験では，まずピンホー

80

ルから冷媒を漏洩させ，拡散濃度を計測した．

は，両側面のスリットで外部との換気が行われ続いて，冷媒漏洩口付近に電気スパーク（単発たため，可燃域に 16J の十分大きな着火エネル

及び連発）と裸火により，着火の有無を見た．

ギーを与えたが着火は見られなかった．

回収･充填機漏洩着火試験では，スリットがなお、スリットを塞ぎ密閉空間とした場合に有る場合と無い場合とで，着火源を単発スパーは，既知の通り，着火して火炎が伝播した．たクとした着火試験を行い，着火の有無を見た．

だし，爆風圧は発生しなかった．
表 5.4
与件

ホース破断

消火設備

着火試験結果

試験内容
φ4ｍｍパイプより噴出し濃度分布と着火を確認
・漏洩速度：470g/min（ボンベを50℃加熱）
・着火源： 電気連続スパーク

1m3の密閉空間に漏洩
但し2面に20mmの縦スリット
回収・充填機 ・漏洩速度：380g/min
内部の漏洩 ・着火源： 電気スパーク（16J，6Hz）・温度湿度：25℃，75%

消火設備

5.5
耐爆火災試験設備

結果
・可燃域は噴出部より約10cmの範囲で発生
・燃焼せず

・噴出後可燃域発生
・燃焼せず

漏洩シミュレーション

前節で述べたように，回収･充填機漏洩着火試
験では，スリットにより換気が生じた場合，十図 5.2分大きな着火エネルギーを R1234yf に与えても整備作業場を模擬した試験スペース

着火しなかった．この現象をより詳細に把握するため，漏洩シミュレーションを行い，回収・換気口（スリット幅：20mm）

充填機模擬体内での冷媒濃度および流速を解析した．解析条件は以下である．
・ 解析コード：PHOENICS（熱流体解析コード）・ 解 析 モ デ ル ： 1m × 1m × 1m 立 方 体 ， 幅

1000

火花放電

20mm・高さ 1m の縦スリット 2 箇所（対面）付
・ ガス放出速度：500g/min（底面より）・ モデルサイズ：50 万要素（100×100，高さ

ガス放出

方向 50 分割）

1000

図 5.3

・ 計算方法：0.5 秒ステップ，反復回数 50 回
図 5.4 に，冷媒放出中の冷媒濃度を示す．燃回収･充填機を模擬した試験装置

焼下限界（LFL）は 6.2vol%で 1），解析画像上
5.4.2 試験結果

では，漏洩部から LFL および 1/4LFL までの距試験結果を表 5.4 に示す．ホース破断を想定

離は，それぞれ 256mm，964mm であった．こした試験では，漏洩部から約 10cm の範囲で可れらの距離関係が現実の事象でも成立すると仮燃域となることが確認できた．しかし，回収･定すると，前節の着火試験では LFL 長が約 10cm

充填機内の最大エネルギー（リレー接点のであるので，1/4LFL 長は約 38cm となる．

1.07J）を超える 10J 以上の着火エネルギーを与えても着火が見られなかった．
また回収･充填機内の漏洩を想定した試験で

81

質量濃度

約1/4LFL
1000
mm
964
mm

LFL
256
mm

漏洩位置

図 5.6

（速度表示領域：0m/sec～0.015m/sec）※ 濃度は質量濃度．

図 5.4

漏洩停止 30 秒後の冷媒流速

冷媒放出時の冷媒濃度
5.6

R-Map によるリスクアセスメント

続いて，図 5.5，5.6 に冷媒の漏洩を停止して
5.6.1 危害の発生確率から 30 秒後の冷媒流速を示す．スリット近傍では換気により空気の侵入と排出が同時に起こる危害の発生確率を FTA（Fault Tree Analysis：

ので低流速域が発生する．しかし，それ以外の故障の木解析）により算出した．FTA とは，好殆 ど の 空 間 で は ， R1234yf の 最 大 燃 焼 速 度

ましくない事象（頂上事象）を初めに設定し，2）を超える 2cm/sec 以上の流速が発生

その故障・事故に至る道筋を，発生確率と共に，する．つまり，換気状態の容器内では，この流FT 図（故障の木図）で表し分析する手法である．

速の発生により R1234yf が着火しないことが明上位の故障・事故から下位の原因へとトップダらかとなった．

ウン的に展開していく．

1.5cm/sec

既に SAE では，整備工場における着火リス
クを FTA で評価した報告書を発行している 3），4）．ここで得られた知見を参考にして，日本の整備現場の実態等を考慮した FTA を実施した．
FT 図を図 5.7 に示す．頂上事象は「着火」である．着火するには，「冷媒が燃焼する濃度（LFL（下限可燃限界）～UFL（上限可燃限界））」，「不適切な換気状態での作業」，「最少着火エ
ネルギーを上回るエネルギーを伴う火炎源の存在」の 3 事象が同時に起こる必要がある．これを表 5.3 のリスクの整理に基づき,「ホース接続
漏洩停止 30 秒後の冷媒流速部」，「ホース破断」，「ボンベ」の部位ごと（速度表示領域：0.02m/sec～1m/sec）に分け，アンケート，試験，シミュレーション

図 5.5

により得られたデータを基に，各事象の発生確率を求めた．

82

図 5.8 に示すように，カバーで覆われて外気と4.0×10-3 ※1の隙間が微少であるため，R1234yf の消炎直径

作業中にホース
接続部から漏洩

4.0×10-19

1×10-8AND

ホース接続部での漏洩による着火（火炎が通過しない最大孔径）が 7～8mm であ※2ることを考慮すると，仮に接点部で着火したと不十分な換気しても周囲への延焼は考えられない．よって
1×10-8※3
可燃域に十分な
着火ｴﾈﾙｷﾞｰを持つ着火源の存在「考えられない」
レベル

1×10-18

4.6×10-19

ORAND

ホース破断での漏洩による着火

着火

10-8 とした．
(d) 着火4.6×10-3 ※1

以上より，着火の発生確率は 1×10-18 となっ作業中にホース
破断による漏洩た．一般財団法人日本科学技術連盟 R-Map 実

1×10-8

践研究会の指針に基づき，重要保安部品である※2

当該部品の発生頻度 0 レベルを 10-8 とすると，不十分な換気本最終事象の発生頻度は「考えられないレベル」

1×10-8 ※3
可燃域に十分な
着火ｴﾈﾙｷﾞｰを持つ着火源の存在となる．

1.3×10-3 ※1
作業中にボンベから漏洩

1.3×10-19

1×10-8AND

ボンベでの漏洩による着火※2

不十分な換気1×10-8 ※3
可燃域に十分な
着火ｴﾈﾙｷﾞｰを持つ着火源の存在

図 5.7

FT 図

図 5.8

(a) 冷媒の漏洩（図 5.7 中の※1）

回収･充填機内のリレー（汎用品）

5.6.2 危害度

アンケートから得られた漏洩件数により漏洩

危害度は，着火試験結果より求めた．具体的確率を算出した．

には，物理的指標（熱，圧力）として火炎温度，(b) 不十分な換気（図 5.7 中の※2）

輻射熱，音圧，化学的指標（毒性）としてフッそもそも法令で換気が義務付けられているこ化水素（HF）濃度に基づいた．

ともあり，アンケートでは換気不可の回答がな

実際の整備作業場および回収･充填機内部をかった．また，着火試験および漏洩シミュレー

想定した試験では着火しなかったため，熱，圧ションにより，屋内および隙間のある容器内で力，毒性とも認められず，危害度は 0（無傷）は，換気状態であり冷媒流速が最大燃焼速度をであった（表 5.5）．

超える為安定した火炎が生じないことがわかった．作業中の現場で空気の流れが全くないとは

表 5.5

-8

極めて考えにくいため，10 とした．

整備作業場での危害

測定項目
火炎温度
熱
輻射熱
圧力 音圧（爆風圧）(c) 可燃域内の着火源（図 5.7 中の※3）
着火試験では，約 10cm の可燃域内でも，屋内での空気の対流により，16J のスパークでも毒性

安定した火炎が発生しなかった．更に，教育を

HF濃度

測定値
温度上昇認められず
認められず
認められず
認められず
（濃度計で0.0 ppm）

危害度
無傷
無傷
無傷
無傷

受けた整備士が，暖房機や溶接機等の設備を，
可燃性冷媒を扱う作業場所から約 10cm 以内の一方，密閉空間で燃焼する最悪条件を想定し距離で扱うとは極めて考えにくい．また，回た試験では，表 5.6 のような結果となった．映収･充填機内で最大着火エネルギーを持つ着火像を分析すると，着火の 1.25 秒後に 50cm 離れ

源はコンプレッサー駆動型リレー接点である．

た側壁の塩化ビニルシートに延焼し，400℃以

83

上になったと推定できる．ただし，爆発的な燃て，R-Map に基づきリスクアセスメントを行っ

焼ではなく，火炎が仮に人体に触れたとしても，た．分析において，回収充填作業実態アンケー

火炎の持続は数秒であるため，軽い火傷程度とト，着火試験，漏洩シミュレーションで得られ考えられる．また，HF 濃度は最大許容濃度をた知見を活用した．最悪条件を想定しても，発超えるため，作業者が HF を浴びると刺激を感

生頻度は 10-18（考えられないレベル），危害度

じる可能性があるが，HF はすぐに拡散し危険は 1（軽微）であった．つまり社会的に十分許域に達するほどの時間的持続はなく，作業者も容可能なリスクである．

避難することが可能である．以上より，最悪条件で着火した場合の危害度は I（軽微）と判断

5.8

今後の計画

した．
5.8.1 リスク低減対策の検討
表 5.6

着火試験における

R-Map によるリスクアセスメントにより，最悪条件（密閉空間）での危害
測定項目
火炎温度

熱
圧力
毒性

輻射熱
音圧
（爆風圧）
HF濃度

R1234yf の着火は社会的に十分許容可能なリスクであることが示されたため，回収･充填機本

危害度

測定値
未測定
（映像より推定400℃以上）
未測定無し（映像より）
最大許容濃度（3ppm）を超える体での対策は基本的には不要と考えられる．し軽微

かしながら，より一層のリスク低減を図るため，様々な対策を検討中である．例えば，回収･充無傷

填機を常に換気できる構造とする，可燃性冷媒
軽微であることを示すコーションラベルの貼付などが挙げられる．

5.6.3 リスクの評価
5.8.2 規制緩和に向けた活動

以上で求めた発生確率と危害度により，R1234yf が回収･充填作業中に着火するリスク

以上のリスクアセスメントを通じて得られたは，最悪条件での危害度を考慮しても，R-Map

リスクの程度やリスク低減対策に基づき，高圧

上で C 領域にプロットされる（図 5.9）．つまガス保安協会（KHK）と共に適用除外のためのり社会的に十分許容可能なリスクである．

対策案を策定中である．これを 2013 年 4 月以降，経済産業省における規制見直し検討の材料として活用する．

（件/回・年）

5
4
発
3
生
頻
度 2
1
0

10 -4超

頻発する

10 -4
しばしば
～10 -5 発生する
10 -5
時々
～10 -6 発生する
-6
10
起こり
～10 -7 そうにない
10 -7 まず起こり得ない～10 -8
考えられ
-8
10 以下
ない

最悪条件
を想定

C

B3

A1

A2

A2

C

B2

B3

A1

A2

C

B1

B2

B3

A1

C

C

B1

B2

B3

C

C

C

B1

B2

C

C

C

C

C

無傷

軽微

中程度

重大

致命的

なし

軽傷

通院加療

重傷
入院治療

死亡

I

II

III

IV

謝 辞
アンケートの配付にご協力いただいた，一般
社団法人日本自動車整備振興会連合会，日本自動車車体整備協同組合連合会，全国自動車電装

0
A領域：許容不可
B領域：合理的理由があれば許容可能
C領域：許容可能

図 5.9

品整備商工組合連合会，及び，アンケートに回答していただいた整備工場関係者の皆様，ならびにリスクアセスメントにご協力いただいた一般財団法人日本自動車研究所の鈴木徹也研究員，

危害の程度

株式会社ヤマダコーポレーションの草刈善佐氏，
着火試験にご協力いただいた諏訪東京理科大学

R-Mapの須川修身教授，今村友彦助教に心より謝意を
5.7

表する．

まとめ

参 考 文 献R1234yf の回収充填作業における着火につい84

Environmental Technology 2012（2012）1) 日本フルオロカーボン協会，“特定フロン

3) Gradient Corporation, "Risk Assessment for（CFC/HCFC）およびフルオロカーボン類のAlternative Refrigerant HFO-1234yf" (2008)

環境・安全データ一覧表”

4) Gradient Corporation, "Risk Assessment for2) Kenji TAKIZAWA et al, “ Flammability

Alternative

on

New

Refrigerants

HFO-1234yf

R-744(CO2) - Phase III" (2009)

properties of 2L refrigerants”, The International
Symposium

Refrigerants

and

85

and

終わりに
協力いただいた委員各位にもお礼申し上げます．
本レポートは公開物です．著作権は分担執筆者が有しているので，引用の際には出典を明記するようにお願いいたします

本レポートは，微燃性冷媒のリスク評価研究会の 2012 年度の活動をまとめたものである．本研究会の実施にあたって経済的なご支援をいただいた関西電力株式会社の方々には心よりお礼申し上げます．また，執筆にご研究会委員名簿

主査
副主査

所
属
部
署
国立大学法人 東京大学
大学院新領域創成科学研究科
一般社団法人 日本冷凍空調工業会 (ダイキン工業株式会社）
大学院総合理工学研究院
国立大学法人 九州大学
学校法人 諏訪東京理科大学

システム工学部
環境化学技術研究部門

独立行政法人 産業技術総合研究所
安全科学研究部門
委員
一般社団法人 日本冷凍空調工業会 （パナソニック株式会社）(ダイキン工業株式会社）（三菱重工業株式会社）
業務統括部
一般社団法人 日本自動車工業会（トヨタ自動車株式会社）
一般財団法人 日本自動車研究所
保安委員会（株式会社東洋製作所）
公益社団法人 日本冷凍空調学会
保安委員会（ダイキン工業株式会社）
製造産業局化学物質管理課オゾン層保
経済産業省
護等推進室
独立行政法人 新エネルギー･産業技
環境部
術総合開発機構
オブザーバ
高圧ガス保安協会
高圧ガス部冷凍空調課
関西電力株式会社
お客さま本部 営業計画グループ
国立大学法人 東京大学
同上
事務局 社団法人 日本冷凍空調学会

86

氏 名
飛原 英治
藤本 悟
教授
小山 繁
教授
須川 修身
助教
今村 友彦
田村 正則
研究員
滝澤 賢二
統括主幹研究員 匂坂 正幸
グループ長
和田 有司
研究員
佐分利 禎
技術部長
松田 憲兒
技術課長
長谷川 一広高市 健二
矢嶋 龍三郎
上田 憲治
グループ長
一ノ瀬 健史
サービス部会代表 大木 厚
研究員
鈴木 徹也
委員長
高島 章吉
副委員長
辻 健次
課長補佐
片桐 信三
課長補佐
佐田谷 智
主任研究員
宮坂 一弘
主査
阿部 正道
課長
飯沼 守昭
担当部長
中曽 康壽
学生
伊藤 誠
同上
服部 達仁
事務局長
関田 真澄
教授