Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
# 屋外防災スピーカー・システムにおける時間差放送の音声明瞭度

稻垣 實、松原美之

(平成6年5月31日受理)

屋外防災スピーカーの音声競合による聴取障害の発生を防止し放送音声の明瞭度を向上させる方法として、複数のスピーカーから音波が聴取点に同時に到着するように、個々のスピーカーの放送のタイミングを聴取点からの距離に応じて調整する方法を用いることを提唱した。この原理を広い聴取地域で実現させる方法として聴取地域の中央からラジアル方向に音波を伝播させる方法が考えられる。この場合の音声競合による明瞭度劣化の程度を知るためのシミュレーションを行い、従来の放送方法の場合とSTI値の比較を行なった。その結果、筆者等が提唱する方法は従来の方法よりも音声競合による明瞭度劣化が大幅に少ないことが判明した。

### 1. はじめに

屋外防災スピーカーシステム(屋外拡声式同報設備)は緊急時の情報伝達手段として地域別に配備されている。しかし、該当する地域に分散して配置された複数のスピーカーから放送された音声が競合し、聴取障害をおこすことが報告されている $ ^{1} $ 。

本報では、屋外防災スピーカーの音声競合による聴取障害を原理的に解消する方法を提唱し、従来の放送方法および筆者等が提唱する放送方法によって放送された音声の明瞭度をシミュレーションの結果によって比較することにより、筆者等が提唱する放送方法による明瞭度の高い放送り可能性をしめす。

### 2. 屋外防災スピーカー・システム

### 2.1 従来の放送方法

屋外防災スピーカーシステムでは数百メートル間隔で二次元的に配置された多数の塔の上に通常各々4個のスピーカーが四方に向けて設置されている。従来の放送方法では、有事の際これらの多数のスピーカーが一斉に放送を始める。スピーカーが設置されている地域の或一点でこの放送を聞く場合を想定すると、その地点へは周囲の複数のスピーカーからの音波が到達し、各スピーカーからその地点までの距離に応じた時間差でずれた音波が重畳した放送を聞くことになる。従って、放送された音声の明瞭度が劣化し放送内容を聞き取れない場合が生じ易い。

### 2.2 時間差放送

筆者等が提唱する放送方法は個々のスピーカーの放送のタイミングを調整し、複数のスピーカーからの音波が聴取点に同時に到着するようにする方法である。複数の音波が重畳しても時間的なずれが無ければ明瞭度は劣化しない。この原理を広い聴取地域で実現させる方法としてスピーカーの指向性を利用し、該当する地域の中央付近からラジアル方向に音波を伝播させる方法について検討した。即ち、中心となるスピーカーから放送された音波は周辺部に向かって毎秒340mで伝播して行く。その地域にあるスピーカーは全て中心となるスピーカーに対してラジアル方向に向いており、中心となるスピーカーからの音波の到着と同期して各スピーカーは周辺部に向かって次々に放送を開始する。この方法(以後時間差放送)で放送すれば音波は競合せずにしかも減衰することもなく伝播していく筈である。
上述のように筆者等が提唱する方法は、原理としては単純である。この原理を忠実に実現するには該当する地域の中央部を中心とする同心円状の位相のそろった音波を発生する必要があり、これが実現出来れば音声の競合による明瞭度の劣化は生じない。しかし、屋外防災スピーカーが設置されている地域のスケールに較べるとスピーカーの開口径は非常に小さく、該当する地域の中央部を中心とする同心円をスピーカーの開口径で形成することは不可能である。したがって、同心円上にスピーカーを点在させることになる。この場合、中心となるスピーカーから放送された音波が周辺のスピーカーに到達し、それと同期して次々にスピーカーが放送を開始する過程で、複数のスピーカーからの音波が時間的にややずれて到達し、上で述べた原理から多少はずれる区域が出来、その区域の明瞭度はやや劣化する筈である。

本報は以後の章で音声の明瞭度の評価法を検討し、現在用いられているものと同等の性能を持つスピーカーを使って、従来の方式を用いた場合の明瞭度および時間差方式を上に述べた実際に採用可能な方法で用いた場合の明瞭度を比較する。

### 3. 音声明瞭度の評価法

音声の明瞭度は本来感覚的なものであるが明瞭度の微妙に異なる多数の音声を比較するには明瞭度を数値化した指標を用いるのが望ましい。明瞭度を数値化する試みとして比較的初期に行われた方法にAI(Articulation Index)法 $ ^{2} $ があるがこれは周波数的歪に対処するものであり時間的歪を伴う音声には適用出来ない。本報で対象となる音声は時間的歪を伴うものであるのでこれに対処出来る手法として筆者等はAI法から発達したSTI(Speech Transmission Index)法 $ ^{3} $ 、 $ ^{4} $ 、 $ ^{5} $ を採用した。

STI法は明瞭度が劣化する以前の原信号として音声周波数帯の音波を100%振幅変調したものを用い、その原信号に別の音波が重畳した場合の変調度の変化を人間の聴覚による明瞭度と対比させ0から1の数値で表わしたものである。

STI法は通常、オクターブ毎に125Hzから8kHzの7周波数を中心周波数とする7オクターブ・バンドを音声周波数帯とし、変調周波数として0.6Hzから12.6Hzまで1/3オクターブ毎の14の周波数を用いる。従って、STI法では98種類の周波数帯の信号についての変調度の変化を調べることになる。また、変調度は各信号の包絡線をとった波形について求めればよい $ ^{3)} $ 。

100%強度変調された原信号 $ f_{i} $ を

$$ \mathbf{f}_{\mathrm{i}}=\mathbf{I}_{\mathrm{i}}(1+\cos2\pi\mathrm{F t}) $$

$$ \begin{aligned}&\mathcal{T} 与 \mathcal{L}、\mathcal{E} 調度 \mathcal{E} 的变化した信号 f_{0} を \end{aligned} $$

$$ \mathbf{f}_{\mathrm{o}}=\mathbf{I}_{\mathrm{o}}\left[1+\mathrm{m}(\mathbf{F})\cdot\cos2\pi\mathbf{F}(\mathbf{t}-\mathbf{\tau})\right] $$

とした場合、m(F)は周波数Fでの変調指数である。但し、 $ I_{i} $ 、 $ I_{o} $ は各々の信号のオクターブ平均強度、Fは変調周波数、tは時間、 $ \tau $ は時間遅れである。

本報で取り扱うのは原信号に振幅と位相の異なる原信号と同じ波形が重畳される場合であり、周波数的な歪はない。

原信号およびそれに重畳される信号の強度を各々、

$$ \mathbf{f}_{\mathrm{a}}=\mathbf{a}\left(1+\cos\theta_{\mathrm{~1~}}\right) $$

$$ \mathbf{f}_{\mathbf{b}}=\mathbf{b}\left(1+\cos\theta_{2}\right) $$

として両信号を重畳させると、

$$ \mathbf{f}_{\mathbf{a b}}=\mathbf{a}+\mathbf{b}+\mathbf{A}\cdot\sin\theta_{12} $$

の形に書き直せる。但し、

$$ \mathbf{A}=\left[a^{2}+2a b\cdot\cos\left(\theta_{1}-\theta_{2}\right)+b^{2}\right]^{1/2} $$

$$ \theta_{12}=\theta_{1}+\tan^{-1}\left(\left(a+b\cdot\cos\left(\theta_{1}-\theta_{2}\right)\right)/b\cdot\sin\left(\theta_{1}-\theta_{2}\right)\right) $$

である。(式(6),(7)の導入に関してはAppendix参照)式(5)において、a+bは搬送波、Aは信号波の強度とみなせるから2つの信号波が重畳した場合の変調指数m(F)は

$$ \mathbf{m}(\mathbf{F})=\mathbf{A}/(\mathbf{a}+\mathbf{b}) $$

となる。

更に、第3の信号 $ c(1+\cos\theta_{3}) $ が重畳した場合は第2の信号の場合と同様の手法で、

$$ \mathbf{f}_{\mathrm{abc}}=\mathbf{a}+\mathbf{b}+\mathbf{c}+\mathbf{B}\cdot\sin\theta_{123} $$

の形に書き直せる。

3つの信号の場合の変調指数は、

$$ \mathbf{m}(\mathbf{F})=\mathbf{B}/(\mathbf{a}+\mathbf{b}+\mathbf{c}) $$

となる。但し、

$$ \mathbf{B}=\left[\mathbf{A}^{2}+2\mathbf{A}\mathbf{c}\cdot\cos\left(\theta_{12}-\theta_{3}\right)+\mathbf{c}^{2}\right]^{1/2} $$

である。

式(10),(11)により原信号に原信号と振幅と位相の異なる2つの信号を重畳した場合の変調指数を求めることが出来る。

変調指数m(F)からSTI値を求めるにはSTIの計算手法 $ ^{(3)} $ 、 $ ^{(1)} $ 、 $ ^{(5)} $ に従い、変調指数から各オクターブ・バンド毎、各変調周波数帯毎の実効SN比 $ ^{(4)} $ 、 $ ^{(5)} $ を求め、これを各オクターブ・バンド毎に変調度の減少度を変調周波数の関数として表わしたMTF(Modulation Transfer
Function)値 $ ^{3)} $ 、 $ ^{4)} $ 、 $ ^{5)} $ にまとめる。更に、各MTF値に各オクターブ・バンドの明瞭度への寄与を表わす重み付けを行なってSTI値を求める $ ^{3)} $ 、 $ ^{4)} $ 。

### 4. シミュレーションの方法

### 4.1 スピーカーの配置とその特性

従来の放送方式の場合の典型的なスピーカーの配置は該当する地域を井桁状に区切りそのメッシュの交点毎に4個ずつのスピーカーを四方に向けておく方法である。時間差方式ではスピーカーはその地域の中心部からラジアル状にスピーカーのカバー・エリアに応じて同心円上に配置することになる。

スピーカーのカバー・エリアは、C市の例をみると総面積21.8km²に444個のスピーカーを配置しているので、スピーカー1個当りの面積は0.049km²である。一般にスピーカーの配置数は増加の傾向にあるので、従来の放送方式の場合のシミュレーションのスピーカーのカバー・エリアは0.04km²とした。時間差放送方式の場合のカバー・エリアはスピーカーを同心円上に等間隔にならべることを意図すると場所によってやや異なる値になるが平均値として従来の方式の場合に近い値をとるようにつぬためた。

屋外防災スピーカー・システムのスピーカーは高音圧を発生可能で且つ、高能率である必要があるので通常ホーン型のスピーカーが用いられる。屋外防災スピーカーシステムに限らず、広い空間に音を伝達することが目的のPA(Public Address)用のスピーカーは一般に音声周波数帯の高音部のレスポンスが若干低下している。また、指向性は周波数によって変化するものが多い。このため、実際のスピーカーの特性をそのまま取り入れると、STI値の計算は非常に複雑になるばかりでなく、音声の競合以外の理由でSTI値が低下する場合も生じる。本報は音声の競合が原理的に発生しない時間差放送の可能性を示すのが目的であるのでスピーカーは理想的な特性を持つとして、その周波数特性は音声周波数帯で平坦とし、指向特性は1kHzの場合に等しいとした。また、音声の競合を発生させる音波は各々の聴取点に到達する音波のうちのその強度に於て卓越した3波とし、環境ノイズの影響も今回のシミュレーションから省いた。

### 4.2 スピーカーの等音圧曲線

スピーカー群のなかのある地点のSTI値の計算に必要な変調指数は個々のスピーカーからその地点に到達する音波の強度と到着時間の差から求められる。スピーカーの指向性は通常スピーカーの正面を0度とし360度まで一定入力のもとでの音圧を示したものであるが、本報ではこれを等音圧曲線に換算し更に近似の楕円に置き換えた。これにより多数の聴取点についての多数のスピーカーからの音圧の計算において指向性に関するデータの採取および角度の計算を省くことができる。通常の表示法で示した指向性の代表的例としてT社のDH-11A型の場合をFig.1に示す。Fig.1は入力1wでスピーカーから10mの位置の音圧であり0度から180度の線に関して左右対称であるので0度から180度までを示した。Fig.1の指向性を換算して求めた、スピーカーから0度方向10m地点の音圧を100dbとしたときの等音圧曲線をFig.2に実線で示し、それに近似の楕円を鎖線で示す。Fig.2に示した楕円は長軸と短軸の比が2:1になっている。長軸の一端を原点におき長軸と短軸の比が2:1の楕円の一般式は長軸方向をy軸、短軸方向をx軸とすると、

$$ ({\bf y-k}/2)^{2}/({\bf k}/2)^{2}+{\bf x}^{2}/({\bf k}/4)^{2}=1 $$

である。また、kは長軸の長さであり、

$$ \mathbf{k}=\mathbf{y}+4\mathbf{X}^{2}/\mathbf{y} $$

と書ける。点(o,k)はスピーカーの0度方向の基準となる音圧の点であり、式(12)で表わされる楕円上のあらゆる点はスピーカー0度方向から±90度以内の方向で点(o,k)と等しい音圧の点を示しているから、点(o,o)にあるスピーカーによる任意の点(x_{1},y_{1})における音圧は式(12)によりスピーカーの0度方向の音圧として求めることができる。尚、Fig.1に示したスピーカーの場合Fig.2の等音圧曲線が偶然長軸と短軸の比が2:1の楕円になったがFig.1とは異なる指向特性を示すスピーカーでも等音圧曲線を楕円等に置き換えて上述の手法を用いることは可能である。

また、スピーカーの口径はそのサービス・エリアとなる地域のディメンションに対して充分に小さいのでスピーカーからの音の強度は距離の2乗に反比例して減衰するとして良い。従って、スピーカーから0度方向、距離 $ L_{1} $ の音圧 $ P_{1}(db) $ はスピーカーから基準点までの距離を $ L_{0} $ 、その点の音圧を $ P_{0}(db) $ と定めれば、

$$ \mathbf{P}_{1}=\mathbf{P}_{0}-20\log\left(\mathbf{L}_{1}/\mathbf{L}_{0}\right) $$

となり、基準点の音圧を定めれば式(13)と併せて任意の地点の音圧を求めることができる。

### 4.3 STI値と音波の到着時間差

音波の到着時間差は聴取点と各スピーカーとの距離
Fig.1 Polar response of the horn speaker(DH-11A type) at 1kHz.(SPL:Sound Pressure Level)

の差から求める。音波の到着時間差と前節の音圧から3章の変調指数m(F)を求め、聴取点におけるSTI値を計算することができる。音波の到着時間差および音圧差とSTI値の関係をFig.3に示す。STI値は主に到着時間差が0から50msecの間に低下する。また、音圧差が大きい場合にはSTI値は音波を重畳した影響が僅小であることがわかる。

### 5. 放送方式によるSTI値の比較

従来の放送方式の場合のスピーカー1個当りの面積を0.04km²とすると、Fig.4(a)に示すように4本のスピーカー塔で囲まれた井桁の升目の一辺の長さは400mになる。升目の内部を10m間隔で区切りその交点のSTI

Fig.2 Constant sound pressure contour of the horn speaker(——) and the ellipsoidal approximation (…) to it.

値を求める。升目の辺の中央200m地点で上下左右に線を引き4分割した部分升目は各々スピーカーとの相対的な位置関係において同一であるので、内部の10m間隔でとった点のSTI値も各部分升目において同じ値を示す。200m×200mの部分升目についての結果をFig.4(b)に示す。図中ではSTI値を10倍した値を表示している。STI値の平均値は0.52で最小値は0.3であった。

Fig.3 STI for superimposed speech sounds with 0-400msec time difference.
Fig.4(a) Arrangement of loud-speakers in conventional style."→"indicates loud-speaker and it's heading.

Fig.4(b) STI(×10)distribution of the dotted area (200m×200m) in Fig.4(a)

101010

Fig.5(a) Arrangement of loud-speakers in the synchronized outdoor speaker system."→"indicates loud-speaker and it's heading.

Fig.5(b) STI(×10)distribution of the area(400m×400m)indicated in Fig.5(a).
0.77	0.82	0.72	0.72	0.82	0.77
0.82	0.85	0.77	0.77	0.85	0.82
0.72	0.77	0.98	0.98	0.77	0.72
0.72	0.77	0.98	0.98	0.77	0.72
0.82	0.85	0.77	0.77	0.85	0.82
0.77	0.82	0.72	0.72	0.82	0.77

Fig.6 STI(×10) for an area of $ 1.2 km \times 1.2 km $ in case of the synchronizing method being adapted. The size of the mesh is $ 200 m \times 200 m $ and the values in meshes represent the averaged STI in them."→" indicates loud-speaker and its heading.

尚、一回のシミュレーションでカバーできる面積は、10m間隔でSTI値を求めた場合、今回使用した計算機の能力により図に示した200m×200mに制限される。また、STI値を求める過程で用いた変調周波数のうち最も波長が短いものは約30mであるので、10m間隔で求めたSTI値は充分に升目内部のSTI値を表わしていると言える。

時間差方式の場合をFig.5に示す。この場合のスピーカー1個当りの面積は平均0.04km²である。Fig.5はFig.4の4倍の面積の400m角の地域のSTI値を示しており、その平均値は0.84で最小値は0.5である。この場合のスピーカーの配置はFig.5の左上の点に関して左右上下対称であるので、800m×800mの地域の4分の1を示していることになる。

従来の放送方式の場合はFig.4に示した升目以外の升目もFig.4と同じSTI値の分布を示すが、時間差方式の場合は中心からの距離によってスピーカーの配置が変わるのでSTI値も変わる可能性がある。スピーカー1個当りの面積を大凡0.04km²として、更に広範囲の1.2km×1.2kmの地域のSTI値を200m角の地域の平均値でFig.6に示す。36升目のSTI値の平均値は0.80である。当然高STI値となる最も中心に近い地域の4升目を除くと中心部の平均値は0.80であり、周辺部の20升目の平均値は0.77である。周辺部のSTI値は低下するがその低下の度合は少なく従来の放送方式よりも遥かに高い値である。

従来の放送方式の場合の最も低い値は0.3であった。これはバランスよく子音を含んだ単音節明瞭度試験において約30%しか判別出来ないことに相当しその地域では放送内容を聴取出来ない場合が多いことを意味している。STIは人間の感覚に基づく指数なので最終的な明瞭度の評価において0.75,0.6,0.45で区分して優、良、可、不可の4段階の評価を行なう場合もあるが、この場合、従来の放送方式の場合のSTI値の低い地域は不可となり平均値は可の評価を受けるのに対し、時間差方式の場合はSTI値の最も低い地域で可であり平均値で優の評価を得ることができる。

### 6. おわりに

屋外防災スピーカーの設置には明確な規定がなく、従来は主に環境ノイズによってS/N比が悪化し聴取困難になることを防ぐために聴取地域内で音圧の低い箇所を無くすべくスピーカーを増設してきた。この事がかえって音声の競合による聴取困難さを助長してきたとも言える。聴取地域内で音圧を均一化する必要はあるがその際音波の位相(時間差)も考慮にいれるべきである。

前章までで、筆者等が提唱する時間差方式について検討し単純化したシミュレーションによって従来の放送方式と比較した結果を要約すると、

(1) 音声の競合によるSTI値の低下を避けるには、聴取点に到達する音波の音圧が等しい場合、到達時間差を50msec以下にする必要がある。また、音圧差が大きい場合は到達時間差を考慮する必要がなくなる。

(2)時間差方式と従来の放送方式をSTIの平均値で較べると、前者は0.8、後者は0.52で時間差方式は従来の放送方式の約1.5倍の値であり、4段階の評価では2段階優れた評価となる。

である。

Appendix

$$ \begin{aligned}&\cos\theta+\delta\cdot\cos\theta^{\prime}=\cos\theta+\delta\cdot\cos(\theta-\alpha)\\ &=\cos\theta+\delta\cdot(\cos\theta\cdot\cos\alpha+\sin\theta\cdot\sin\alpha)\\ &=(1+\delta\cdot\cos\theta)\cos\theta+\delta\cdot\sin\alpha\cdot\sin\theta\\ \end{aligned} $$
$$ \begin{aligned}&=\mathbf{A}\cdot\sin(\theta+\beta)\\\alpha=\theta-\theta^{1}\\&\mathbf{A}=\sqrt{(1+\delta\cdot\cos\alpha)^{2}+(\delta\cdot\sin\alpha)^{2}}=\sqrt{1+2\delta\cdot\cos\alpha+\delta^{2}}\\&=\sqrt{1+2\delta\cdot\cos(\theta-\theta^{1})+\delta^{2}}\\\beta=\tan^{-1}\left((1+\delta\cdot\cos(\theta-\theta^{1}))/\delta\cdot\sin(\theta-\theta^{1})\right)\\\sin\beta&=(1+\delta\cdot\cos\alpha)/\sqrt{(1+\delta\cdot\cos\alpha)^{2}+(\delta\cdot\sin\alpha)^{2}}\\&=[1+\delta\cdot\cos(\theta-\theta^{1})]/\sqrt{1+2\delta\cdot\cos(\theta-\theta^{1})+\delta^{2}}\\\cos\beta&=\delta\cdot\sin\alpha)/\sqrt{(1+\delta\cdot\cos\alpha)^{2}+(\delta\cdot\sin\alpha)^{2}}\\&=\delta\cdot\sin(\theta-\theta^{1})/\sqrt{1+2\delta\cdot\cos(\theta-\theta^{1})+\delta^{2}}\end{aligned} $$

## 参考文献

1)東京都調布市役所：“調布市防災行政無線固定(同報)系屋外子局音響調查委託報告所”、(1988)

2) French, N.R. and Steinberg, J.C.: Factors governing the intelligibility of speech sounds, J. Acoust. Soc. Am., 19, 90 (1947)

3)Houtogast, T. and Steeneken, H.J.M.: The modulation transfer function in room acoustics as a predictor of speech intelligibility, Acustica, 28, 66(1973)

4)Steeneken, H.J.M. and Houtogast, T.: A physical method for measuring speech-transmission quality, J. Acoust. Soc. Am., 67(1), 318(1980)

5)松原美之、稲垣實:音声明瞭度の測定法特にスピーチ・トランスミッション・インデックス(STI)について、消防輔報、(投稿中)
# Intelligibility of Broadcast from Synchronized Outdoor Speaker System

(Abstract)

Minoru Inagaki and Yoshiyuki Matsubara

(Received May 31, 1994)

In this report, we provide a new method in order to improve the intelligibility of broadcast from outdoor speaker system, and examine how effectively the new method improves the clearness.

The way we propose here is to synchronize the sound wave propagated at the hearing point, and the reduction of the interference from multiple speakers can be expected by applying this way. For the purpose of broadening the area in which the sound can be synchronized, we also propose an arrangement of speakers with which the sound from multiple speakers are broadcasted coaxially.

We evaluate the intelligibility of the broadcast for our way with STI (Speech Transmission Index) method, and compare the result with the intelligibility for the usual way. The result says that the synchronized system can improve the clearness of the broadcast quite well.
# 対向流拡散火炎を用いた消火剤の性能評価 一ハロン代替物質の消炎濃度一

佐宗祐子，斎藤直，廖赤虹，尾川義雄井上康史 $ ^{*} $

(平成6年5月31日受理)

n-ヘプタン及びエタノールの対向流拡散火炎を用いて、ハロン1301及び3種類のハロン代替物質の消炎濃度を測定した。測定した消火剤/空気混合気噴出速度の範囲内で、消炎濃度はハロン1301、FC-3-1-10、HFC-227ea、HFC-23の順に増大した。結果をカップバーナー法による消炎濃度と比較すると、カップバーナー法と等しい消炎濃度を与える対向流火炎の混合気噴出速度は、燃料または消火剤の種類により約0.2m/sから0.5m/sまで変化した。しかし、混合気噴出速度が0.3m/sの場合のハロン代替物質の消炎濃度は、カップバーナー法による消炎濃度にほぼ一致した。

エタノール/空気/ハロン1301及びエタノール/空気/HFC-23混合気について化学平衡計算を行い、それぞれの断熱火炎温度と平衡化学種組成を比較した。結果は、ハロン代替物質による消炎の主な原因が消火剤の分解生成物による希釈効果であることを示唆している。

### 1. まえがき

1994年1月からハロンの生産が全廃されたため、代替の新消火設備導入が急務となっている。現在開発されている代替品は全て従来のハロンより消火性能が低く、毒性を考慮すると、新消火設備の設計濃度を定める際に安全率を大きくできないことが予想される。このため、設計濃度の基礎となる消炎濃度の測定には、より厳しい信頼性が要求されている。

消火剤の消炎濃度測定方法としてこれまで採用されてきたカップバーナー法は、同軸流火炎を用いているため、火炎基部付近の流れ場が非常に複雑で、火炎面内に流入する消火剤量を直接制御することができず、一定の条件下での消火剤間の性能比較が困難な場合がある。これに対し、対向流拡散火炎は、消火剤/空気混合気及び燃料蒸気の流れ場が単純で火炎面内に入る消火剤量を直接制御できるため、消火剤の性能評価に適していると考えられる。この目的で我々は先に、不活性ガスを添加した対向流拡散火炎の消炎に影響する測定上の諸因子について検討し、混合気噴出口ー燃料容器間距離および燃料容器内の液面位置を調整すれば再現性のよい消炎濃度の測定が可能であることなどを報告した $ ^{2)} $ 。本研究では、対向流拡散火炎を用いてハロン1301および3種類のハロン代替物質の消炎濃度を測定し、さらに、化学平衡計算により断熱火炎温度を求め、ハロン代替物質添加火炎が消炎に至る主な要因について考察したので報告する。

### 2. 実験装置と実験方法

実験に用いた対向流拡散火炎バーナー装置の概略をFig.1に示す。前報 $ ^{2} $ との最大の相違点は、消火剤の分解生成物に測定者が曝露されるのを防ぐため、バーナ
Fig.1 Diagrammatic sketch of the experimental set-up

(1) Suppressant

(2) Air

(3) Mass flow controllers

(4) Mixing chamber

(5) Baffle

(6) Duct

(7) Screens

(8) Flame

(9) Fuel level indicator

(10) Water

(11) Exhaust gas

(12) Drain

(13) Fuel

(14) Pump

(15) Draft chamber

Table 1 List of suppressants used in this study

Halon1301	HFC-23	HFC-227ea	FC-3-1-10
Molecular formula	$ CF_{3}Br $	$ CHF_{3} $	$ CF_{3}CHFCF_{3} $	$ C_{4}F_{10} $
Molecular weight	149	70	170	238
Boiling point ( $ ^\circ $ C)	-58	-82	-16	-2
Vapor pressure at 25 $ ^\circ $ C (MPa)	1.6	4.5	0.45	0.33
一本体をアクリルガラス製ドラフトチャンバー内に設置したことである。

消火剤/空気混合気噴出口および燃料容器はいずれも黄銅製であり、大きさは各々内径38mm♦，外径28mm♦である。混合気噴出口－燃料容器間距離(L)は可変であり、本研究では前報 $ ^{2} $ の結論に従って、消炎濃度の再現性のよい10mmで実験を行った。燃料容器の周囲は、下方へ吸引排気できるようになっており、既燃ガスは水噴射により冷却される。燃料供給部はテフロン管で燃料容器下部に接続しており、オーバーフロー式液面調整器のダイヤルで燃料容器中の液面位置を微調整できる。空気及び消火剤は、各々コンプレッサ及びボンベからマスフローコントローラで流量を制御し、ガラスビーズを充填したガス混合器により混合した後、バーナーに供給した。

空気流量を所定の値に調整した後燃料に着火し、燃料容器中の液面位置を容器縁と同じ高さに微調整しながら消火剤の流量を徐々に増加させ、火炎が吹き消えるときの混合気中の消火剤濃度(消炎濃度)を測定した。混合気噴出口から吹き出す混合気の噴出速度(U)を約0.2～0.6m/sの範囲内で変化させ、各々の設定噴出速度Uに対し、2回以上測定を行った。

燃料としてはn-ヘプタン及びエタノールの2種類を用い、Table 1に示した4種類の消火剤について消炎濃度を測定した。ハロン1301が分子内に臭素原子を含むのに対し、3種類のハロン代替物質はいずれも、炭素原子にフッ素あるいは水素のみが結合したフルオロカーボン(FC)または水素化フルオロカーボン(HFC)である。HFC-227eaおよびFC-3-1-10はハロン1301に比べて蒸気圧が低く、特にFC-3-1-10は測定中にボンベの温度が低下し蒸気圧が不足するため、ボンベを40～50℃に加温し、凝縮を防ぐために圧力調整器の2次圧を0.9kg/cm²に保って実験を行った。

### 3. 化学平衡计算

化学平衡計算は、燃料および酸化剤の種類と組成ならびに燃焼気体の圧力(または体積)を指定することにより、平衡状態における火炎温度および燃焼気体の組成を計算するものであり、可燃性混合気の燃焼時の諸特性を推定できる点できわめて有用である $ ^{3} $ 。異なる不活性ガス、即ち窒素、二酸化炭素等について各々、消炎時の混合気組成における断熱火炎温度を化学平衡計算で求め、比較することにより、対向流火炎の消炎条件が一定であるかどうかを確認することができる。また、不活性ガス以外の消火剤の場合、燃焼反応に対する触媒的抑制効果が増大する程、化学平衡計算で求められる消炎時の断熱火炎温度は不活性ガスの場合より高くなり、燃焼気体中のラジカル種濃度も増大すると推定されるため、これにより消火剤の触媒的抑制効果を見積ることが可能である。これら2つの目的で、対向流火炎の消炎時の混合気組成における化学平衡計算を行い、断熱火炎温度および平衡化学種組成を求めた。

使用した計算プログラムは、NASA(National Aeronautics and Space Administration)のSP-273の化学平衡計算プログラムをパソコン用に修正したものである。反応物質および生成物質の各熱力学データは、JANAF(The Joint Army-Navy-Air Force-ARPA-NASA Thermochemical Working Group)のデータおよび化学便覧に記載されているデータを利用した。計算条件は、初期温度298.15K、圧力1気圧とし、燃料はエタノール、消火剤は窒素、二酸化炭素、アルゴン、ハロン1301およびHFC-23について計算した。反応物質の組成は、燃料蒸気と酸化剤が完全燃焼する位置、即ち当量比$\phi=1$の場所で対向流火炎が消炎すると仮定し、エタノールの燃焼反応式

$$ C_{2}H_{5}OH+3O_{2}\rightarrow2CO_{2}+3H_{2}O $$

の酸素/燃料の比（＝3）と消炎濃度から、消炎時の燃料/消火剤/空気混合気組成を算出したものを計算に用いた。空気の組成は、窒素：酸素=79：21とした。

### 4. 結果と考察

### 4.1 対向流拡散火炎の挙動

混合気噴出口から空気を供給しながら着火すると、燃料容器上及び燃料容器の周囲に薄青色の火炎が形成された。空気にハロン1301を添加すると、火炎の薄青色が明るくなると共に、青炎の上方、即ち混合気側に $ Br_{2} $ による発光 $ ^{5)} $ と考えられる橙色の輝炎が生じた。ハロン1301を添加した場合の火炎の様子をFig.2(a)に示す。ハロン1301の流量を増加させ消炎に至るまで、燃料容器上の平面火炎中には、青炎と橙色炎の2つの領域が存在していた。

ハロン代替物質を空気に添加した場合、火炎の薄青色は若干明るくなったが、消炎に至るまで、青炎の上方にハロン1301を添加した時のような橙色炎は生じなかった。ハロン代替物質を添加した場合の火炎の様子
Fig.2 Sketches of counterflow flames with fire suppressants

をFig.2(b)に示す。ハロン代替物質添加火炎は、ハロン1301を添加した火炎よりもむしろ窒素或いは二酸化炭素のような不活性ガスを添加した火炎 $ ^{②} $ に類似していた。ハロン代替物質は分子内に臭素原子を持たず、また分解生成物として可能性のあるフッ素やフッ化水素は可視領域に発光帯を持たないために、このような違いが生じるものと考えられる。

### 4.2 対向流拡散火炎の消炎濃度

4.2.1 ハロン1301及びハロン代替物質の消炎濃度

消火剤/空気混合気の噴出速度を変化させて、n-ヘプタンおよびエタノール火炎の消炎濃度を測定した結果を、Fig.3とFig.4に示す。窒素及び二酸化炭素の場合 $ ^{2)} $ と同様に、噴出速度の低下に伴い、消炎濃度は増大した。対向流拡散火炎は、酸化剤混合気と燃料蒸気が衝突し合う伸張流れ場に形成される火炎であり、

Fig.3 The flame-extinguishing concentration – flow velocity diagram (Fuel: n-heptane)

Fig.4 The flame-extinguishing concentration – flow velocity diagram (Fuel: ethanol)
火炎中の流れの速度勾配で定義される火炎の伸張率が大きい程、消炎し易いことが知られている $ ^{6} $ 。従ってFigs.3, 4に見られる消炎濃度の変化は、火炎の伸張率の変化によるものであると説明できる。

n-ヘプタン、エタノールの各場合とも、測定した噴出速度の範囲内で、消炎濃度はハロン1301、FC-3-1-10、HFC-227ea、HFC-23の順に増大した。この順序は、Figs.3,4の縦軸に示したカップバーナー法による消炎濃度の大小関係に等しい。ハロン代替物質の消炎濃度の順序は、分子内のフッ素原子数の多少(Table 1参照)と一致している。このことは、従来のハロンの消火効果が分解により生成する臭素化合物によるものであるのと同様、ハロン代替物質による消炎も、消火剤の分解により生成するフッ素化合物の効果によるものであることを示唆している。

#### 4.2.2 カップバーナー法との比較

カップバーナー法による消炎濃度 $ ^{®} $ と等しい消炎濃度を与える対向流火炎の混合気噴出速度を、Fig.3およびFig.4から読みとり、不活性ガスの結果 $ ^{②} $ と共にTable 2にまとめた。カップバーナー法の消炎濃度に対応する混合気噴出速度は、燃料または消火剤の種類により約0.2m/sから0.5m/sまで変化している。このことから、カップバーナー法の消炎濃度は、異なる燃料や消火剤について同一の条件で測定されていない可能性があると考えられる。

噴出速度が0.3m/sの場合の対向流火炎の消炎濃度を、カップバーナー法による消炎濃度 $ ^{8)} $ と比較した結果をFig.5に示す。混合気噴出速度が0.3m/sの場合のハロン代替物質の消炎濃度は、カップバーナー法による消炎濃度にほぼ一致した。しかし、不活性ガスについては、消炎濃度が大きくなる程、対向流火炎の消炎濃度に対してカップバーナー法の消炎濃度が大きくなる傾向が認められた。対向流火炎の消炎濃度が一定の混合気噴出速度における測定値であるのに対し、カップバーナー法では空気の流量を40ℓ/minに固定しているために、消炎濃度が大きくなる程消炎するときの混合気流速も増大する。対向流火炎の消炎濃度が流速の増加に伴い単調に減少するのに対し、カップバーナー法の消炎濃度は流速の変化に伴い極大値を持ち、そのときの流速は燃料や消火剤の種類により異なる $ ^{9)} $ 。従って、カップバーナー法による、異なる燃料や消火剤間の消炎濃度の比較は、最も消炎しにくい流速における測定結果と消炎しやすい流速における測定結果を対等に比較してしまうことになりかねない。このような問題が生じるのは、火炎面内に流入する消火剤量を直接制御することができないためである。故に、カップバーナー法の消炎濃度より対向流火炎の消炎濃度の方が、異なる燃料や消火剤について、より一定の条件で測定されていると考えられる。

Table 2 Counterflow velocities at which the flame-extinguishing concentrations are equal to those measured by cup burner method

Fuel	Suppressant	Flame-extinguishing concentration measured by cup burner (%)	Counterflow velocity U (m/s)
Ethanol	Halon1301	4.1	0.47
HFC-23	16.0	0.35
HFC-227ea	8.2	0.26
FC-3-1-10	6.9	0.30
Heptane	Halon1301	3.4	<0.25
HFC-23	12.4	0.32
HFC-227ea	6.4	0.30
FC-3-1-10	5.2	0.29
CO2	22.0	0.33
N2	33.6	0.26
Ar	43.3	<0.25
Fig.5 The flame-extinguishing concentration by the cup burner versus that obtained using the counterflow flame

Fig.6 The adiabatic flame temperature – flow velocity diagram
### 4.3 消炎時の断熱火炎温度と平衡化学種組成

#### 4. 3. 1 不活性ガスによる消炎時の断熱火炎温度

対向流火炎の不活性ガスによる消炎条件が一定であることを確認するため、消炎時の組成における断熱火炎温度の計算を行った。Fig.6に示した結果は、対向流火炎の混合気噴出速度を横軸にとり、各々の噴出速度における不活性ガスの消炎濃度 $ ^{2)} $ を用いて計算した断熱火炎温度を縦軸にとり、両者の関係をプロットしたものである。噴出速度の増大に伴い断熱火炎温度は増大しているが、これは、断熱火炎温度の計算が火炎伸張による火炎からの熱損失の効果を含んでいないために、その分だけ実際の火炎温度より高く見積もられるためである。従って、噴出速度による断熱火炎温度の変化は、火炎の伸張率の変化を反映していると解釈することができる。窒素、二酸化炭素、アルゴンの3種類の不活性ガスについて比較すると、消炎時の断熱火炎温度は非常によく一致している。このことから、対向流火炎によるこの3種類の不活性ガスの消炎濃度が、一定の条件で測定されていることが裏付けられる。

#### 4. 3. 2 ハロン1301とHFC-23による消炎の比較

次に、ハロン1301とHFCによる消炎機構を比較する目的で、化学平衡計算を行い断熱火炎温度および平衡化学種組成を求めた。Fig.6において、ハロン1301とHFC-23の断熱火炎温度を比較すると、ハロン1301では不活性ガス添加の場合の断熱火炎温度より約200K以上も高くなっているのに対し、HFC-23では不活性ガス添加の場合とほとんど変わらない。ハロン1301による消炎は平衡計算では考慮されない化学反応速度により支配されるため、計算される断熱火炎温度は、実際に消炎するときの火炎温度よりかなり高い

Table 3 Equilibrium species in ethanol /air/Halon1301 and ethanol /air/HFC-23 flames

Halon1301	HFC-23
N2	61~63 %	N2	44~50 %
CO2	13	HF	28~36
H2O	10~12	CO	9~12
HF	9~11	CO2	8~10
Br	2	H2O	0~3
CO	1
HBr	1

値となる。HFC-23の場合、断熱火炎温度がハロン1301よりも不活性ガスの場合に近いことから、HFC-23による消炎は不活性ガスによる消炎と同様の希釈効果によるものであることが示唆される。さらに、Table 3に示した通り、平衡状態において1％以上存在する化学種をハロン1301の場合とHFC-23の場合で比較してみると、ハロン1301を添加した場合の平衡組成では臭素ラジカルが2％程度生成しているのに対し、HFC-23からはフッ素ラジカルやCF₃のようなラジカル種はほとんど生成せず、代わりに高濃度のフッ化水素が生成している。これらの結果から、HFCを添加した場合の消炎は、ハロン1301を添加した場合のようなラジカル連鎖反応ではなく、火炎中で生成するフッ化水素による火炎の希釈効果が主な原因であると考えられる。

### 5. まとめ

(1) ハロン1301及び3種類のハロン代替物質について、n-ヘプタンとエタノールの対向流拡散火炎の消炎濃度を測定した。

(2) 消炎濃度は、噴出速度の低下に伴い、増大した。ハロン及び代替物質の消炎濃度をその低い順番で示すとハロン1301、FC-3-1-10、HFC-227ea、HFC-23の順であった。

(3) カップバーナー法による消炎濃度と等しい消炎濃度を与える対向流火炎の混合気噴出速度は、燃料または消火剤の種類により約0.2m/sから0.5m/sまで変化した。

(4) 混合気噴出速度が0.3m/sの場合のハロン代替物質の消炎濃度は、カップバーナー法による消炎濃度 $ ^{8)} $ にほぼ一致した。

(5) エタノール/空気/ハロン1301及びエタノール/空気/HFC-23混合気について化学平衡計算を行った結果、HFCによる消炎の主な原因は消火剤の分解生成物による希釈効果であることが示唆された。

## 参考文献

1) ISO/DIS 7075-1: "Fire protection equipment—Automatic fire-extinguishing systems using halogenated hydrocarbons—Part 1: Halon total flooding system" (1988)

2) 佐宗祐子，斎藤直，廖赤虹，尾川義雄：「対向流拡散火炎を用いた消火剤の性能評価－希釈剤による予
備的研究—」，消防研究所報告，No.77,11-19(1994)

3) 三山創：「電子計算機による燃焼温度、圧力および組成の計算」，安全工学，7(1)，1-6 (1968)

4) Gordon, S. and McBride, B.J.: "Computer Program for Calculation of Complex Chemical Equilibrium Compositions, Rocket Performance, Incident and Reflected Shocks, and Chapman-Jouget Detonations," NASA SP-273 (1971)

5) Gaydon, A.G.: "The Spectroscopy of Flames," p.234, Chapman & Hall, London (1957)

6) 平野敏右：「燃烧学」，p.62-63, 海文堂 (1988)

7) Gann, R.G.: "Initial Reactions in Flame Inhibition by Halogenated Hydrocarbons," in "Halogenated Fire Suppressants," p.318-340, ACS Symposium Series 16, American Chemical Society (1975)

8) 井上康史, 斎藤直, 佐宗祐子, 尾川義雄: 「カップバーナー法によるハロン代替物質の消炎濃度の測定」, 平成6年度日本火災学会研究発表会概要集, 48-51 (1994)

9) Bajpai, S.N.: "An Investigation of the Extinction of Diffusion Flames by Halons," J. Fire & Flammability, 5, 255-267 (1974)
# Evaluation of Fire Suppression Efficiency of Fire-Extinguishing Agents using Counterflow Diffusion Flame—Flame-Extinguishing Concentrations of Halon Replacements—

(Abstract)

Yuko Saso, Naoshi Saito, Liao Chihong, Yoshio Ogawa, and Yasufumi Inoue $ ^{*} $

(Received May 31, 1994)

The flame-extinguishing concentrations of Halon1301 and three kinds of halon replacements were measured using counterflow diffusion flames of n-heptane and ethanol. The order of increasing flame-extinguishing concentration was Halon1301, FC-3-1-10, HFC-227ea, and HFC-23, in the range of the oxidizer flow velocities(U) examined. At U=0.3m/s, the counterflow diffusion burner system gave the flame-extinguishing concentrations of halon replacements approximately equal to those obtained by the cup-burner method. But the U values, at which the flame-extinguishing concentrations were equal to those measured by the cup-burner, changed from 0.2m/s to 0.5m/s with the kind of the fuel or the suppressant.

The calculations of the adiabatic flame temperatures and the chemical equilibrium compositions were made for ethanol/air/Halon1301 and ethanol/air/HFC-23 mixtures. The results indicate that the dominant factor of the flame extinction with HFC is dilution of the flame by hydrogen fluoride which is produced by decomposition of HFC in the flame.
# 部分的に帯電油が満たされた円筒型タンク 内部の電荷減衰退過程

松原美之，Robert J. Pazda $ ^{*} $ ，Thomas B. Jones $ ^{**} $

(平成6年5月31日受理)

空気と油の界面への電荷蓄積及び表面電気伝導を考慮にいれて、縦置き円筒型タンク内での過渡的な電荷減衰についての解析解を求めた。解は、一様な電荷分布が仮定できる限りは、どの様な電荷緩和則をも取り扱うことが出来る。過渡的な油面電位は次式で表わされる。

$$ \Phi_{\mathrm{S}}\left(t\right)=\Phi_{\mathrm{S}}\left(0\right)\times\sum_{n=1}^{\infty}\left(\frac{\rho\left(t\right)}{\rho\left(0\right)}\right)^{\mathrm{G}_{\mathrm{n}}^{1}}\exp\left(\frac{-t}{\tau_{\mathrm{n}}^{\mathrm{s}}}\right) $$

ここで、$\Phi_{s}(t)$ は表面電位、$\rho(t)$ は体積電荷密度のそれぞれ時刻tにおける値、$G_{n}$ は無次元の幾何学的係数で、タンクの縦横比と充填率によって定まる。$\tau_{n}^{s}$ は表面電気伝導に起因する緩和の時定数でタンクの縦横比、充填率、規模及び表面電気伝導度に影響される。指数緩和則が成り立つときには、この解は簡略化され、その結果は我々が以前に行った数値計算による研究結果と一致することが示されている。

### 1. はじめに

石油タンク内の帯電油中の電荷が減衰する速度は、石油充填時の静電気災害への対策をたてるうえで重要な要素である。タンクの形状あるいは規模が電荷の減衰速度に影響を与えることが経験的には古くから知られていたが、その機構はながらく未解明であった。最近、タンク内部での電荷減衰過程についての理論的な再検討が行われた。それらの研究は、いずれも、油中電荷密度の減衰として最も単純な指数緩和則が仮定されていたが、油面での導電率の不連続性を考慮に入れるとタンク形状の影響を説明でき $ ^{1} $ 。さらに、油面を通しての電荷漏洩を考慮に加えるとタンク規模の影響を説明できることが $ ^{3} $ ⁷⁻⁷⁾明らかにされた。これらの研究は、誘電率及び導電率が不連続に変化する油面の存在が、電荷の油面への蓄積を通じてタンク内電荷の減衰速度に大きな影響を与えることを示した。しかし、その中で仮定された指数緩和則は、数学的に取り扱いやすいという利点を有している反面で、絶縁性が極めて高い石油類液体については成り立たない場合があることが知られており、より拡張された緩和則として一般化双曲線緩和則が $ ^{8} $ ⁸が提案され、受け入れられている $ ^{9} $ 。

そこで、本研究では、より一般的な電荷緩和則が成立する条件のもとで縦置き円筒型タンク内帯電油中の電荷減衰退程についての検討を行い、油面電位、油面電荷などの過渡的变化に関する解析解を求めた。さらに、求めた解析解によって、タンク形状、規模及び導電率が油面電位の減衰退度に与える影響を明らかにした。