Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
消火薬剤は矢印の方向から放射した。水成膜泡3%型（泡第1～6号）[メガフォームF-623]を3%水溶液とし二流体ノズルM40（水溶液40ℓ/分、空気 1000ℓ/分）で放水した。

実験に用いた可燃性液体は、ヘプタン、メチルアルコール、エチルアルコール、10%エチルアルコール+90%ヘプタン（E10）であった。均一深さプール火災の実験は、可燃性液体を24ℓ用い、液厚み30mmとした。傾斜深さの実験では、液厚みおよそ30mmとなりかつ傾斜板の上端が液面と一致するように調整した。可燃性液体の着火時の温度は、10.4℃〜7.5℃であった。

可燃性液体に着火後2分間自由燃焼させた後に消火した。消火作業は手持ちで行った。

実験時の気温は、8.2℃から6.1℃、天候は雨または曇り、湿度は98%から85%であった。

### 3. 実験結果

可燃性液体に小火炎で着火すると表面を火炎が伝ぱし、全面が火炎に覆われた。自由燃焼中の火炎は、メチルアルコール、エチルアルコール、ヘプタンの順に明るくなり、赤色が強くなった。E10は、ヘプタンの場合とほぼ同じであった。

放水を開始するとメチルアルコールの火炎の色が赤みを帯びた。

11-802DV t=0

11-802DV t=0.4s

11-802DV t=0.2s

11-802DV t=4.1 s

Fig.2-1 HEPTANE POOL FIRE

11-802DV t=120s

11-802DV t=135.3s

11-802DV t=120.7s

11-802DV t=148.5s

Fig.2-2 HEPTANE POOL FIRE

メチルアルコール、エチルアルコール、ヘプタンとE10の消火挙動を比較することにより定性的に評価を行った。メチルアルコールとエチルアルコールの場合は、可燃性液体表面の泡層の形成がヘプタンの場合に比べ著しく阻害された。消火後放水を停止するとメチルアルコールとエチルアルコールの場合は、可燃性液体表面の泡層がヘプタンに比べ短時間で崩壊した。泡層の崩壊は細かな泡が消失し、大きな泡が膨張し、破裂することによって完了した。泡層の崩壊は、いずれの条件でもエタノールのほうが早かった。

### 3.1 ヘプタン均一深さプール火災実験画像

ヘプタンを用いた均一深さプール火災実験画像をFig.2に示す。図中のtは、着火からの時間である。着火源から液面に沿って火炎が燃え拡がる過程のt=0.2sでは、火炎先端部は、青色である。火炎先端から離れるにつれて火炎は赤みを帯び、輝度が高くなる。t=0.4sで火炎先端がトレイ壁面に到達すると輝度の高い部分が増加している。t=4.1sでは、輝度の高い火炎が液面を覆っている。t=120sで消火薬剤を放射すると火炎の輝度が高くなる。t=120.7sでは、消火薬剤が火炎に到達し、火炎の形状が変形している。消火薬剤が可燃性液体表面を被覆するt=135.3sでは、火炎は、トレイ壁面近傍に局在する。t=148.5sの時点では、可燃性液体表面は白色の泡により被覆されている。

### 3.2 E10均一深さプール火災実験画像

E10を用いた均一深さプール火災実験画像をFig.3に示す。着火源から液面に沿って火炎が燃え拡がる過程のt=0.3 sの様子は、ヘプタン均一深さプール火災実験画像と類似している。火炎先端がトレイ壁面に到達する時点の状況と輝度の高い火炎が液面を覆っている状況もヘプタン均一深さプール火災実験画像と類似している。消火薬剤を放射した場合の状況も類似していた。

### 3.3 メチルアルコール均一深さプール火災実験画像

メチルアルコールを用いた均一深さプール火災実験画像をFig.4に示す。着火源から液面に沿って火炎が燃え拡がる過程の $ t=1.5\ s $ では、火炎は、青色である。局所的に橙色の部分がみえる。ヘプタンやE10の場合に比べ液面に沿って火炎が燃え拡がる速度は、数分の一となっている。 $ t=2.4\ s $ で火炎先端がトレイ壁面に到達しても火炎の輝度はほとんど変わらない。 $ t=4.4\ s $ では、橙色の部分の数が増えている。 $ t=120\ s $ で消火薬剤を放射し、消火薬剤が火炎に到達すると火炎は明るい橙色に変わる。 $ t=184.5\ s $ では、消火薬剤の泡が可燃性液体表面の半分程度を被覆している。 $ t=193.7\ s $ では、可燃性液面表面は、白色の泡により被覆されている。

### 3.4 エチルアルコール均一深さプール火災実験画像

エチルアルコールを用いた均一深さプール火災実験画像をFig.5に示す。着火源から液面に沿って火炎が燃え拡
がる過程の $ t = 2.7 \, s $ では、火炎先端部の青色の部分が広い点を除くとヘプタンやE10の火炎と類似している。

t = 120 s で消火薬剤を放射し、 t = 198.7 s の時点で可燃性液体表面の四分の一程度を消火薬剤の泡が被覆している。火炎は縮小しているが、泡の被覆しない可燃性液面が全体の半分程度となっている。 t = 206.4 s の時点で、可燃性液体表面の三分の一程度は泡が見えない。

### 3.5 ヘプタン傾斜深さプール火災実験画像

ヘプタンを用いた傾斜深さプール火災実験画像をFig.6に示す。均一深さプール火災実験と同様の挙動を示している。t = 120 sで消火薬剤放射開始した。傾斜板が露出し、均一深さプール火災実験に比べ火炎が消失するまでの時間が長くなっている。

### 3.6 E10傾斜深さプール火災実験画像

E10を用いた傾斜深さプール火災実験画像をFig.7に示す。着火直後の挙動は均一深さプール火災実験と同様であった。t=120sで消火薬剤放射を開始すると均一深さプール火災実験と同様に可燃性液体表面が泡に覆われた。傾斜板が露出し、均一深さプール火災実験に比べ火炎が消失するまでの時間が長くなっている。

### 3.7 エチルアルコール傾斜深さプール火災実験画像

エチルアルコールを用いた傾斜深さプール火災実験画像をFig.8に示す。均一深さプール火災実験と同様の挙動を示している。 $ t=120\ s $ で消火薬剤放射を開始すると均

11-803DV t=0

11-803DV t = 0.57 s

11−803DV t=0.3s

11−803DV t=4.6 s

Fig.3-1 E10 POOL FIRE

11-804DV t = 0

11−804DV t=2.4s

11−804DV t=1.5 s

11−804DV t = 4.4 s

Fig.4-1 METHYLALCOHOL POOL FIRE

11-805DV t=0

11−805DV t=4.7s

11−805DV t=2.7 s

11−805DV t = 10.0 s

Fig.5-1 ETHYLALCOHOL SLOPE BED POOL FIRE

11−803DV t = 134.5 s

11−803DV t = 139.3 s

Fig.3-2 E10 POOL FIRE

11−804DV t=119.4 s

11−804DV t=184.5 s

11−804DV t=120.0 s

11−804DV t=193.7s

Fig.4-2 METHYLALCOHOL POOL FIRE

11−805DV t=119.4 s

11−805DV t=120.3 s

11−805DV t = 198.7 s

11−805DV t = 206.4 s

Fig.5-2 ETHYLALCOHOL SLOPE BED POOL FIRE
11-807DV t=0

11−807DV t = 0.6 s

11−807DV t = 0.3 s

11−807DV t = 4.0 s

Fig.6-1 HEPTANE SLOPE BED POOL FIRE

11-808DV t=0

11−808DV t=0.57 s

11−808DV t=0.37 s

11—808DV t = 4.0 s

Fig.7-1 E10 SLOPE BED POOL FIRE

11-809DV t=0

11−809DV t = 4.2 s

11−809DV t=2.7s

Fig.8-1 ETHYLALCOHOL SLOPE BED FIRE

11−809DV t=8.0 s

11−807DV t = 120.2 s

11−807DV t = 147.7 s

11−807DV t=121.2 s

11−807DV t = 164.1 s

Fig.6-2 HEPTANE SLOPE BED POOL FIRE

11−808DV t = 120.3 s

11−808DV t=120.7 s

11−808DV t=145.8 s

11−808DV t = 150.9 s

Fig.7-2 E10 SLOPE BED POOL FIRE

11−809DV t = 120.8 s

11−809DV t = 133.4 s

11-809DV t=207.9 s

Fig.8-2 ETHYLALCOHOL SLOPE BED FIRE

一深さプール火災実験とほぼ同じ時間で火炎が消失している。

### 3.8 メチルアルコール傾斜深さプール火災実験画像

メチルアルコールを用いた傾斜深さプール火災実験画像をFig.9に示す。均一深さプール火災実験と同様の挙動を示している。t = 120 s で消火薬剤放射を開始すると均一深さプール火災実験とほぼ同じ時間で火炎が消失している。

### 3.9 火災実験画像解析

プール火災実験画像は、火炎と消火薬剤泡の挙動を把握する目的でビデオの自動露光調整機能を作動させた。そのため火炎の輝度が高い期間、周囲は暗く記録されている。静止画の赤、緑、青の成分を画素ごとに読み取り、火炎の存在するトレイ内部の平均を成分ごとに求め、トレイ近傍の白色の耐火ボードの各成分の明るさを1.0として、火炎の明るさを相対値で表した。火炎の輝度が小さいメチルアルコールの場合には、ビデオの記録素子の飽和影響を受けずに火炎と消火薬剤の挙動を把握できた。

Fig.10にメチルアルコール均一深さプール火災実験画像の解析結果を示す。横軸は、着火からの時間、tで単位は秒である。縦軸は、トレイ内の赤（R）、緑（G）、青（B）成分の平均規格化輝度である。燃焼中は青（B）成分が赤（R）や緑（G）成分に比べ大きな値となっている。

消炎し、赤（R）、緑（G）、青（B）成分がほぼ同じ輝度
Fig.9-1 METYLALCOHOL SLOPE BED FIRE

Fig.10 NORMALIZED BRIGHTNESS OF

METHYLALCOHOL POOL FIRE

Fig.12-1 HIGHSPEED FLAME IMAGES

となったt=195 s以降、泡の崩壊に伴って輝度が時間と共に直線的に小さくなる。t=240 sで泡の崩壊は終わる。およそ45秒の間で崩壊している。

Fig.11にメチルアルコール傾斜深さプール火災実験画像の解析結果を示す。Fig.10と同様に燃焼中は青成分が赤や緑成分に比べ大きな値となっている。傾斜板の寄与により各成分の最小値が高くなっており、消炎後の輝度変化は小さく現れている。

Fig.12にメチルアルコール傾斜深さプール火災実験の高速度画像を示す。高速度カメラの記録時間が限られているので、火炎に泡の到着した時点の近辺を毎秒250コマ

11-810DV t=182.5s

11−810DV t=121.1 s

Fig.9-2 METYLALCOHOL SLOPE BED FIRE

Fig11 NORMALIZED BRIGHTNESS OF

METHYLALCOHOL SLOPE BED POOL FIRE

Fig.12-2 HIGHSPEED FLAME IMAGES

Fig.12-3 HIGHSPEED FLAME IMAGES
で記録した。5コマ毎に2ms間隔で示した。火炎に泡の到着した時点をΔt=0として時間経過を示した。Δt=0の画像の右上部に火炎が拡散したように見える部分に噴霧状の泡が到達している。時間の経過と共に空間中の噴霧濃度が上昇し、散乱光が増加する。Δt=14msの画像を見ると噴霧状の泡と高温の燃焼気体の相互作用により発光部がトレイの壁面付近に見える。その後この発光部の面積は増加し、画面全体が明るくなる。

### 3.10 質量燃焼速度

可燃性液体の重量変化を計測した測定例をFig.13に示す。ヘプタンを用いた均一深さプールの実験結果である。横軸は、着火からの時間、tで単位は秒である。縦軸は、トレイの重量、Wで単位はkgである。着火直後トレイ上の空気層の温度上昇に伴い重量が急激に低下する。その後、時間と共に減少速度が増加し、t=20 s以降は、ほぼ一定の速度で減少している。t=120 sから消火薬剤を放射するとノズルの操作につれ変動が生じているが薬剤の投入量に応じ重量増加が起きた。消炎に伴い消火薬剤放射を停止するとおよそ30秒重量が減少し、重量変化がなくなる。この期間に可燃性蒸気と消火薬剤泡が気化していると考えられる。

Fig.13 WEIGHT CHANGE OF FUEL

自由燃焼期間の重量減少から質量燃焼速度を計算した結果をtable1に示す。

Table 1 MASS BURNING RATE

FUEL	MASS BURNING RATE [kg/(m^{2}·s)]
POOL FIRE
HEPTANE	3.54\times10^{-2}
METHYLALCOHOL	1.51\times10^{-2}
ETHYLALCOHOL	1.87\times10^{-2}
E10	3.60\times10^{-2}
SLOPE BED POOL FIRE
HEPTANE	3.27\times10^{-2}
METHYLALCOHOL	1.56\times10^{-2}
ETHYLALCOHOL	1.88\times10^{-2}
E10	2.74\times10^{-2}

### 3.11 消火時間

火炎が消失するまで薬剤を放射し消火時間を測定した。可燃性液体毎の消火時間をtable 2に示す。

Table 2 DISCHARGE PERIOD

FUEL	DISCHARGE PERIOD [s]
POOL FIRE
HEPTANE	30
METHYLALCOHOL	77
ETHYLALCOHOL	88
E10	20
SLOPE BED POOL FIRE
HEPTANE	45
METHYLALCOHOL	70
ETHYLALCOHOL	90
E10	31

### 3.12 放水密度

消火に要した放水量をもとに可燃性液体単位面積あたりの放水密度をtable3に示す。

Table 3 DISCHARGED AGENT DENSITY

FUEL	DISCHARGED DENSITY [ $ \ell $ /m $ ^{3} $ ]
POOL FIRE
HEPTANE	24.3
METYLALCOHOL	64.3
ETHYLALCOHOL	72.9
E10	17.4
SLOPE BED POOL FIRE
HEPTANE	37.5
METHYLALCOHOL	58.4
ETHYLALCOHOL	75.0
E10	25.9

### 4. 考察

エタノールを10%添加して作成した模擬新燃料（E10）とヘプタンの燃焼速度は均一深さプール火災では同一であったが傾斜深さプール火災では模擬新燃料（E10）の燃焼速度はおよそ25%低下している。メチルアルコールとエチルアルコールの燃焼速度には傾斜板の影響は見られない。平均燃焼速度の大きい模擬新燃料（E10）とヘプタンは液面降下量が大きく傾斜板が露出し、液面面積が減少したことにより平均燃焼速度が低下したと考えられる。

消火時間を比較すると傾斜板の存在により模擬新燃料(E10)とヘプタンの消火時間はない場合に比べ50%増加しているがメチルアルコールとエチルアルコールの消火時間には傾斜板の影響は見られない。平均燃焼速度の低下から液面面積が模擬新燃料（E10）とヘプタンが減少していると推定されるにもかかわらず消火時間が長くなっている。記録画像を見ると放水側側板基部に火炎が残っていることから泡の流動性や安定性が低下し、可燃性液体表面被覆が遅くなっていると推定される。

模擬新燃料（E10）とヘプタンの消火時間を比べると傾
斜板の有無にかかわらず模擬新燃料（E10）の消火時間はヘプタンの場合のおよそ三分の二となっている。泡の安定性を損なうエチルアルコールを含む模擬新燃料（E10）が主成分のヘプタンに比べ泡により消火しやすいとの結果となった。アルコールを添加した新燃料を消火し、従来のガソリンに比べ短時間で消火でき放水量が少なくなり、泡がアルコールによって早く崩壊し、短時間に可燃性液体表面が大気に暴露されるおそれがある。

アルコールとヘプタンの消火時間を比べるとアルコールの場合には二倍から三倍に延びている。これは、可燃性液体表面に形成された泡層が崩壊しやすくなるためである。

消火後の泡層の崩壊が早いと可燃性液体表面が大気に暴露され可燃性混合気が形成されやすくなるので注意が必要である。今回の実験では、実使用条件に近い条件で実験を行ったために模擬新燃料（E10）とヘプタン表面泡層の安定性の差は見出せなかった。

メチルアルコールの火炎輝度が小さく、可視ビデオ画像から消火後の消火薬剤泡の消失挙動を把握することができた。

### 5. 結論

想定されるアルコール系燃料を化石燃料に添加した新燃料火災を消火する場合に従来の自動車火災用の泡を用いることが可能か実験により確認を行った。10％のエタノールをヘプタンに添加した模擬新燃料が、0.8㎡程度の範囲に漏洩した場合には、従来の自動車火災用の泡を用いることが可能であることが分かった。可燃性液面近傍に壁面が存在する条件では、壁面が存在しない条件に比べ消火時間が延びた。今回の実験は、それぞれの条件で1回のみであるが、新燃料火災の消火特性については、新燃料供給事業者が実験等により注意点を調査し、使用者に周知させる必要があることが分かった。

新燃料供給事業者から消火に関する情報が提供されない場合、10％程度のアルコールを含む新燃料で0.8㎡程度の漏洩面積であれば、消火後泡の放水を継続し可燃性液体表面の被覆を十分に行い、泡の安定状況を確認する対応が必要と考えられる。

## 謝辞

この研究は、横浜市消防局との共同研究の一部として実施した。ここに記して謝意を表する。

## 参考文献

1）尾川、廖、鶴田、斉藤：平成14年度日本火災学会研究発表会概要集、56-59（2002）
# Extinction of Alcohol Fuel Fire

(Abstract)

Takashi Tsuruda, Takeshi Suzuki, Yoshio Ogawa and Liao Chihong

(Accepted August 6,2007)

Agriculture derived alcohol added fossil fuels have been developed for automobile fuel. A series of experiments has been carried out to investigate the effectiveness of the convensional foam agents against fires of these alcohol added fossil fuels. A mixture of 10 % ethylalcohol and 90 % heptane was prepared as a model alcohol added fossil fuel. To simulate fire cases on road, a trench fire and a road surface fire cases were selected for this study. Fires of $ 0.8 \, m^2 $ surface area of this model alcohol added fossil fuel were extinguished with a convensional foam agent. Longer duration of foam discharge was needed for the case of road surface fire. The degradation of foam on ethylalcohol was observed in this study, the supplier of this kind of fuels has to carry out extinguishing tests and inform consumers on the safe practice of handling.
論文

# 区画火災における可燃物への熱フィードバックが及ぼす発熱速度への影響

若月 薰、抱 憲誓 $ ^{*} $ 、城 明秀 $ ^{**} $ 、織戸貴之 $ ^{**} $ 、大宮喜文 $ ^{*} $ 、 $ ^{**} $

(平成19年8月6日受理)

可燃物の発熱速度データベース構築のために日頃身近にある可燃物（座椅子・ソファ）を使用して燃焼実験を行った。区画火災における発熱速度は、自由空間燃焼と比較し火災室内の天井・壁・煙層によって増加するものと仮定し、発熱速度計測に加え、区画内温度と可燃物が受ける入射熱流束とを計測した。使用したソファでは最大発熱速度は、約1.2 MW（自由空間）及び約1.6 MW（区画内）で約1.3倍の増加が得られ、また最大発熱速度に到達する時間が短縮した。座椅子では最大発熱速度が、約220 kW（自由空間）及び約280 kW（区画内）で約1.3倍の増加が得られたが最大発熱速度の到達時間には変化がほとんどなかった。これら発熱速度の増加は、区画内温度の増加（ソファ約600℃、座椅子約200℃）及び可燃物近傍の入射熱流束の増加（ソファ約30kW/m²、座椅子5kW/m²）からも裏付けることができた。

### 1. はじめに

防火設計並びに火災モデリングで頻繁に使用される可燃物の発熱速度のデータは、現状として自由空間でファニチャーカロリメーター[1]もしくはコーンカロリメーター[2]を使用し測定されたものである。現在、スウェーデンSP[3]、英国BRE[4]、アメリカNIST[5]が自由空間での発熱速度データベースの公開を行っている。建物内火災における可燃物は自由空間でなく、火災区画内で燃焼しているものである。実際の発熱速度は、自由空間では取り込めない区画内壁・天井や煙層から主に輻射熱などの影響を受け、また区画開口形状による換気の影響を受ける。具体的には最大発熱速度への到達時間や最大発熱速度の違いである。燃焼生成ガスの組成も自由空間と火災区画内では異なるものと予見される。つまり、この自由空間でのデータを区画火災の設計火源等として持ち込むことに関しては実際の火災現象を意識しながら用いるべきである。本研究では、火災区画内及び自由空間との比較を行い、その相違を考慮に入れた発熱速度データベースを構築することを最終目標に、実験装置の設計・実験条件を検討した。次に幾つかの居室内にある可燃物の燃焼実験を自由空間・区画内で行い、可燃物の発熱速度、総発熱量、可燃物への入射熱流束等を測定し比較検討を行った。

### 2 \. 実験概要

### 2.1 燃焼実験フード及び実験区画

燃焼実験は、東京理科大学総合研究機構火災科学研究センター内における発熱速度測定フード（フード寸法：幅5m×奥行5m,高さ3.5m、設置位置地上高4m）及びダクト（ダクト寸法：φ0.8m）を使用した。本実験では、ISO9705[1]により規格化された火災室を想定したルームコーナー区画（区画寸法：幅2.4m×奥行3.6m×高さ2.4m）を使用し、区画正面中央部に開口部（開口寸法：幅0.8m×高さ2m）を設けた。Fig.1(a)にフード立面図、(b)に発熱速度測定フード写真を示す。Fig.2は使用した実験区画の立面図(a)、平面図(b)、区画写真(c)を示す。区画内底部には合板を敷き、床面を設けた。壁面、天井面は外側から順に、角形鋼製スタッド（厚さ2.5×10^{-2}m）を両側から亜鉛メッキ鋼板（厚さ1×10^{-3}m）で挟んだパネル、ALC（厚さ3.5×10^{-2}m）、セラミックブランケット（厚さ2.5×10^{-2}m）、石膏ボード（厚さ9.5×10^{-3}m）で構成されている。

### 2.2 可燃物及び測定機器

可燃物は、主要部がポリウレタンフォームで構成した、量販店で購入した座椅子Cy、2人掛けのソファSを用いて、自由空間と区画内でそれぞれ燃焼実験を行った。Table 1は、試験体の構成と実験条件を示したものである。実験番号のそれぞれ頭文字Cy, Sの後に続く添字cは区画内(compartment)、fは自由空間(free burning)にて燃焼実験したことを示す。試験体の表面積は、座面部分と背も
たれ部分及び背もたれ部分の厚み、足元部分の和で算出した。発熱速度及び発熱量の測定は、重量減少速度測定を併用しながら、主として酸素消費法を用いて行った

Fig.2(a)に示すとおり燃焼実験中の可燃物の重量減少は3台のロードセル（共和電業、LUB-10KB）を用いて測定した。また、酸素消費法による発熱速度を計算するため、O₂, CO₂, COガス分析装置（富士電気システムズZKJ, ZKG）、シースK熱電対（シース径1.0×10⁻³ m）、微差圧計（Validyne DP103）を用い、それぞれダクト内を流れる燃焼生成ガスの組成、温度、流速を測定した。区画内燃焼実験において、火炎自身からの可燃物への熱フィードバックに加えて、天井・壁・煙層から可燃物に入射する熱流束を定量化するため、Gardon型熱流計（Vatell社製、Medtherm社製）を設置し、センサー面を天井に向けて測定した。熱流計は、試験体近傍に試験体中心から座椅子では0.65 m、ソファでは0.97m離れたところに端部中心から前後0.2 m間隔で、高さを変えて鉛直上向きに設置した。正面奥から熱流計①～③とした。

座椅子及びソファへの着火は、座面中央部に植物油が含有した市販のキャンプ用ペーパー着火剤を3.0×10^{-2} m角にしたものを使用した。なお、着火における発熱速度は、着火剤をコーンカロリーメーターにて発熱速度を測定し、約11Wであった。

火炎の燃え拡がりを目視で観察し、ビデオカメラによる3方向（正面、正面上、側面）からの映像使用し、目視の観察結果を補完した。

(a)

(b)

Fig.1 Furniture calorimeter with ISO 9705 compartment; side view (a) and overall picture (b)

(a)

3.6
(b)

(c)

Fig.2 Layout of compartment with instruments; side view(a), top view(b) and compartment picture(c)

Table.1 Experimental condition

No.	Burning condition	Picture	Initial mass (kg)	Surface area(m2)	Material
Cyc-1	Compartment	4.37	0.65	Frame: SteelFabric: Cotton+Polyester+Polyurethane+NylonCore: Polyurethane foam
Cyc-2	4.35
Cyc-3	4.35
Cyc-4	4.40
Cyc-5	4.31
Cyc-1	Free burning	4.26
Sc-1	Compartment	27.12	1.93	Frame: WoodFabric: PVCCore: Polyurethane foam
Sf-1	Free burning	27.53

### 3. 発熱速度測定装置の校正

本研究では、発熱速度を測定する手法として、主に酸素消費法を利用した。燃焼実験フードを始めとする実験装置の概要を前述したが、本装置における酸素消費法システムの精度を検証するため、Fig.3(a)に示す都市ガスを燃料とする校正用ガスバーナー（0.5 m角）及びプール火災（メタノール）を用いた実験を行った。Fig.3(b)はガスバーナーを使用した実験結果である。ガスバーナーを用いた発熱速度は、ガス流量計（Yamatake、CMG）から得られた数値から算定したものと、酸素消費法から算定したものとの比較を経時変化で示したものである。酸素消費法は、常に燃焼ガスの採取・運搬・分析による時間差が発生するため、時間差を常に補正した。グラフより両者の発熱速度曲線はほぼ一致していることが確認でき、酸素消費法による発熱速度測定システムがほぼ正確に発
熱速度を測定可能であることを示した。ガス流量の増加後の安定なガス流量により燃焼が安定した着火後1～7分の平均発熱速度は酸素消費法で235 kW、流量計からの算出で228 kW（誤差約3％）、その後ガス流量を増加させ、着火後9～15分の平均発熱速度が酸素消費法で453 kW、流量算出で456 kW（誤差約－1％）となった。測定開始から終了までの総発熱量は酸素消費法で326 MJ、流量算出で326 MJであり、総発熱量の誤差は約1％程度であった。

Fig.4はメタノールを燃料に使用したプール火災の発熱速度を酸素消費法及び重量減少から求めた計測結果である。酸素消費法による測定は、ダクト内の流れが乱流となっているため上下のばらつきが生じているが、重量減少から得られる発熱速度と比較しても着火から鎮火までの発熱速度がほぼ同じであることが確認できた。総発熱量は酸素消費法で46.7 MJ、重量減少を基にした算出で46.8 MJとなり、校正用ガスバーナーと同様、メタノールプール火災においても酸素消費法でほぼ誤差少なく発熱速度・発熱量を測定できることを確認した。

なお、試験体の可燃物量、大きさ、材質によって排煙速度を設定するため、校正試験と燃焼試験に使用する排煙速度は、常に同じ条件に設定した。

### 4. 実験結果と考察

### 4.1 発熱速度

Fig.5に座椅子試験体Cyにおける自由空間及び区画内における発熱速度の比較を示した。試験体Cyc-4に関しては酸素消費法システム完成前に実験を行ったため、重量減少から算出した発熱速度を示す。コーンカロリメーター試験を用い、座面部と背もたれ部の試験体を基材とした

(a)

(b)

Fig.3 Heat release rate calibration; LPG burner(a) and its heat release rate(b)

Fig.4 Heat release rate calibration by 0.2 m2 methanol pool fire
サンプルの発熱速度を測定した。燃焼熱は、総発熱量から総重量減少を除することにより算出した値、約24MJ/kgとなりこれを使用した。自由空間で行った実験Cyt-1では、2分56秒で最大発熱速度約218kWに増加した。その後一時減少し、4分3秒後に再び約179kWまで増加した。区画内で行った実験Cyc-4では、着火後3分20秒で最大発熱速度約275kWに達した。その後減少したが、4分20秒後に再び約195kWまで増加した。この2つの時間差の発熱速度のピークを考察してみると、グラフ内の実験写真より、第一のピークは座面部分の表面及び、背もたれ部分が燃焼している際で、次のピークは、背もたれの燃焼がほぼ終了し、座面のみが燃焼している際であった。自由空間と区画内における第一のピークに到達した時間は、25秒ほど自由空間での燃焼が早かった。しかし、最大発熱速度は約60kWほど区画内における実験が高かった。

Fig.6にソファ試験体Sの自由空間及び区画内での発熱速度の比較を示す。自由空間のSf-1においては、8分19秒でピークに至り、最大発熱速度は約1250 kWであった。その後約280 kWまで減少し、緩やかな発熱速度の減少を約4分程度示し、その後減衰した。区画内で行ったSc-1ではピークに至るまで7分15秒で、最大発熱速度は約1650 kWであった。その後約300 kWまで減少しほぼ変わらない発熱速度を約4分程度示し、その後減衰した。区画内の燃焼での最大発熱速度を観測したのは試験体全体が燃焼している時に起きたのに対し、自由空間は、全体までは至らず、座面部及び背もたれ部分が燃焼している時に起こったことが確認できた。また、区画内におけるソファの燃焼は、最大発熱速度に達するまでの時間が自由空間と比較して1分近く早くなり、且つ約400 kWほど最大発熱速度は増加が確認された。これは座椅子の実験と比べて、明らかに煙層や区画壁・天井からの入射熱流束が最大発熱速度を増加させたものと考えられる。

Table 2は、座椅子Cy及びソファSからの総発熱量を比較したものである。区画内火災における座椅子Cyの総発熱量は、自由空間燃焼における値に比べわずかであるが約5％増加している。しかしながらソファSの区画内燃焼による総発熱量は、自由空間燃焼と比較して約38％の増加が見られた。最高発熱速度に達した後の減衰退程は、自由空間燃焼及び区画内燃焼共に同様の過程をたどっているが、減衰退程における発熱速度のデータの差は最高発熱速度に到達するまでの発熱速度の差と比較して小さい。これら自由空間燃焼及び区画内燃焼における総発熱量の差は、最大発熱速度に達する過程において生じているものと考察される。つまり、区画内の煙層温度や入射熱流束の上昇のインパクトが発熱速度の増加や総発熱量の増加につながっていると考えることができる。また、低発熱速度における発熱速度測定の限界による誤差も含まれている。この点は、今後の改善に向けての研究として必要なものである。

総重量減少(Total Mass Loss)を比較すると座椅子Cyは差が余り見られないが、ソファSにおいては大きい結果が見られた。座椅子Cyは、主構造である鉄製フレーム以外のクッション材及びカバー布がほぼ燃焼し尽くし、わずかな炭化物が残った程度であった。ゆえに座椅子Cyの総重量減少はあまり大きな差が見られなかった。一方、ソファSにおいては最高発熱速度及び減衰初期における主たる発熱速度の主な要素はクッション材に使われているポリウレタンフォームである。しかし、ポリウレタンフォームが燃え尽きた後の減衰退程における燃焼の主な要素は、構造部の木材へと替わり、試験体のあちらこちらから小さな炎をつくりながら継続的に延々と燃え続けた。発熱速度及び重量減少測定は火炎が試験体から消炎するまで継続しているため、構造部の木材からの重量減少が総重量減少の差に結びついたものと考えられる。次節においては、区画内の煙層温度や可燃物近傍の入射熱流束の計測結果について記述する。

### 4.2 区画内煙層温度と可燃物近傍の入射熱流束

Fig.7に座椅子Cy及びソファSの区画内における、最大発熱速度時の温度分布を示す。どの可燃物においても、温度が床面から約100 cmで急激に低下しているのが確認できた。目視においても同様に煙層の降下高さが確認できた。座椅子Cyにおいては温度が約200℃まで上昇し、可燃物量の多いソファScでは約700℃近くまで上昇した。これら温度は明らかに自由空間及び区画内実験で得られた最大発熱速度の差に相関している。

この結果は、自由空間と比較して区画内のソファの燃焼は、上部の煙層や区画天井・壁からの輻射熱伝達によって増加したと考えられる。Fig.8に座椅子Cyの熱流束の結果を示す。背もたれに近い熱流計①と一番遠い熱流

Table.2 Comparison of total heat release from Zaisu chair Cy and Sofa S

Item	Total Heat Release (MJ)	Mass (Initial/Final, kg)	Total Mass Loss (kg)
Free burning	Compartment	Free buming	Compartment	Free buming	Compartment
Zaisu Chair Cy	48.9	51.5	4.26/1.93	4.40/2.14	2.33	2.26
Sofa S	274.8	378.1	27.53/21.06	27.12/22.98	6.47	4.14
Fig.5 Heat release rate of Zaisu chair Cy; free burning (Cyf-1) and compartment (Cyc-4)

Fig.6 Heat release rate of sofa S

計③共に、2回存在する発熱速度のピークの1度目においては、区画内の熱流束値が自由空間時の実験と比べて約4～5kW/m²増加したことを確認した。また、自由空間・区画内両実験とも、実験中に大きな火炎を形成する試験体の背もたれ近傍の熱流束が大きくなっていることが確認された。自由空間、区画内共に熱流束と発熱速度の経時変化は同様の結果を示している。区画内の煙層・壁・天井からの主に輻射熱が可燃物表面における入射熱流束を増大したと考えられる。

Fig.9にソファS近傍の熱流束の結果を示す。これより、最大発熱速度時には区画内の熱流計②の値は約50kW/m²を計測し、自由空間に比べおよそ約30kW/m²大きくなっていることが分かる。また、開口部付近は火炎の噴出などで温度が約700℃を記録し、区画内奥・手前温度は平均
約600℃に達していることが確認された。この熱流束の差は、この区画内平均温度から算出される輻射熱流束にほぼ一致した。

可燃物が加熱時に熱分解することにより減少する単位面積あたりの重量 $ \dot{m}_{f} $ は、可燃物表面における入射熱流束 $ \ddot{q}_{in} $ (kW/m²) と熱分解潜熱 L (kJ/kg) によって式 (1) のように記述される [6]。式 (2) における $ \ddot{q}_{flame} $ は、火炎から燃料面へのフィードバック、 $ \dot{q}_{external} $ は火炎以外、つまり区画内燃焼では区画内の煙層・壁・天井からのフィードバックの項である。自由空間燃焼において $ \ddot{q}_{external} $ は0となり、火炎から燃料面へのフィードバック $ \ddot{q}_{flame} $ のみの適用になる。

$$ \dot{\mathbf{m}}_{\mathbf{f}}=\frac{\dot{\mathbf{q}}_{\mathrm{i n}}}{\mathbf{L}} $$

$$ \dot{\mathbf{q}}_{\mathrm{in}}^{\prime}=\dot{\mathbf{q}}_{\mathrm{flame}}^{\prime}+\dot{\mathbf{q}}_{\mathrm{external}}^{\prime} $$

また、一般的に発熱速度は重量減少速度、燃焼面積 $ A_{d} $ ( $ m^{2} $ )、正味の物質の燃焼熱 $ \Delta H_{c} $ (kJ/kg)によって式(3)のように表される。

$$ \dot{\mathbf{Q}}=\mathbf{A_{f}}\dot{\mathbf{m}}_{\mathbf{f}}\Delta\mathbf{H}_{\mathbf{c}} $$

具体的には熱分解潜熱は物質固有の値である故に、式(1)の可燃物の重量減少は入射熱流束に依存するということを表す。図8，9に示す熱流束の変化はそれぞれ約2倍程度であるが、区画内燃焼における燃焼速度増加によって火炎が大きくなるため、熱流計が受ける熱流束も

(a) Zaisu chair (Cyc)

増加する。つまり、本実験で得られた発熱速度1.3倍の増加は、煙層や区画壁・天井からの熱フィードバックによる熱流束$\dot{\mathbf{q}}^{\mathrm{''}}\mathrm{external}$の増加によるものと考察することができる。

### 5 \. 結論

現在広く使用されている自由空間で測定された発熱速度データをどう区画内での燃焼と相関を取るべきかを同一可燃物の自由空間及び区画内での可燃物の燃焼実験を行うことで考察を行った。具体的には、ほぼ同一の素材で構成されている座椅子・ソファを用いて、それぞれ自由空間・区画内での燃焼実験を行い、区画内温度・可燃物近傍に入射する熱流束が発熱速度の増加にどのように寄与したのかを検討した。座椅子の場合は、区画内温度がソファと比較して上昇しなかったため（約200℃）、最大発熱速度の増加は見られたが、火災成長を著しく増加するようなことはなかった。一方、ソファは区画内温度が約600～700℃まで上昇したことにより、区画壁・天井及び煙層に蓄熱された熱が可燃物に対してフィードバックをしていることが確認できた。今後は、区画火災における換気因子が同様の条件でどのように影響を及ぼすのか検討する予定である。

## 謝辞

本研究を進めるにあたり、日本火災学会内田博士奨励記念基金から助成を受けた。また、本研究の実験には東京理科大学理工学部建築学科大宮研究室の岩城淳一君、今井宏君に協力をいただいた。この場を利用してお礼申し上げる。

(b) Sofa (Sc)

Fig.7 Temperature within the compartment as a function of height; Zaisu chair Cy(a) and Sofa S(b)
(a) Free burning (Cyf-1)

(b) Compartment (Cyc-4)

Fig.8 Incident heat flux around Zaisu chair; free burning (a) and compartment (b)

(a) Free burning (Sf-1)

(a) Free burning (Sf-1)

(b) Compartment (Sc-1)

(b) Compartment (Sc-1)

Fig.9 Incident heat flux around Sofa; free burning (a) and compartment (b)

## 参考文献

1. Fire tests – Full-scale room test for surface products.

ISO 9705:1993: International Organization for Standardization TC 92/SC1.

2. Reaction-to-fire tests – Heat release, smoke production and mass loss rate – ISO 5660:2002: International Organization for Standardization TC 92/SC1.

3. SP Fire DataBase. 2005 January 2005

http://www.sp.se/en/index/services/firedb/Sidor/firedb.aspx.

4. Design Fires Project.

http://projects.bre.co.uk/frsdiv/designfires/mainframe.htm.

5. Fire Experiment Results. 2002 4/19/2002 http://www.fire.nist.gov/fire/fires/fires.html.

6. Quintiere, J.G., Principles of Fire Behavior. 1997: Delmar Publishers.
Appendix

## 自由空間及び区画内実験による火災成長率

設計火源は、耐火設計や避難安全設計において、様々な可燃物の火災成長を工学的に模擬するためによく使われる手段である。火災成長期の発熱速度Qは、火災成長率αを用いて時間tの2乗に比例するという形で記述できることが知られている $ ^{[1]} $ 。

$$ \dot{Q}=\alpha(t-t_{0})^{2} $$

ここで、小さな火源で着火した直後は火炎成長がとても小さく、非常にゆっくりとしているため、火炎成長が著しく増加し始めた時刻 $ t_{0} $ （初期成長時間incubation time）を定義し、式に導入した。

発熱速度が高いソファに関してNFPA 204 [2] による火災成長率の定義（発熱速度1055kWに達する時間 t-t₀）を（3）式に代入して算出したαの値が自由空間実験では0.053（Fast）、区画内実験では0.104（Ultra FastとFastの中間）となり約2倍であった。座椅子は発熱速度がNFPA 204の基準1055kWまで達しなかったため、参考として最大発熱速度Q_{max}の10％に当る発熱速度に到達する時刻 t_{A} と、Q_{max}の90％に到達した時刻 t_{B} の2点を求め、この2点を（1）に代入して初期成長時間 t_{0} と火災成長率αを算出した。その結果、座椅子C_{y}はαの値が自由空間実験では0.012（ほぼMedium）、区画内実験では0.011（ほぼMedium）となりほぼ同じとなった。比較のため、座椅子と同じ方法により算出したソファの値はそれぞれ0.060（自由空間）、0.074（区画内実験）となり、NFPAによって定義された方法と比べて小差ではあるが、区画内実験において火災成長率は増加することがわかった。Fig.10は、ソファ及び座椅子における実験値と求められたαを用いて作成した発熱速度の比較である。Fig.8と9の熱流束の値とこれら火災成長率を考察してみると、座椅子とソファでの火災成長率の違いは煙層等からのエネルギーフィードバックの強度がそのまま反映されているものと思われる。また、材質的にはほぼ同じポリウレタンを含んでいる可燃物が同一区画内において燃焼している場合、可燃物量の違いがこの結果にも表れたとも考えられる。耐火設計や避難安全設計によく使われる火災成長率αがどのように自由空間及び区画内での燃焼実験によって変化するかを考察してみると、ソファは区画内での火災成長率が自由空間での約2倍を示した。一方、座椅子はほぼ変化しなかった。

## 参考文献

1. Heskestad, G., Delichatsios, M.A., The Initial Convective Flow In Fire. 17th Symposium (International) in Combustion, 1985: p. 1113-1123.

2. NFPA 204: Standard for Smoke and Heat Venting. 2007: National Fire Protection Association.

Fig.10 Comparison of heat release rate by experiment and t2-fire; Sofa (a) and Zaisu chair (b)
# Enhancement of Heat Release Rate by Thermal Energy Feedback in a Compartment Fire

(Abstract)

Kaoru Wakatsuki, Norichika Kakae $ ^{*} $ , Akihide Jo $ ^{**} $ , Takayuki Orito $ ^{**} $ and Yoshifumi Ohmiya $ ^{*} $ ,

(Accepted August 6, 2007)

Heat release rate (HRR) databases currently used for building fire safety design and fire modeling are based on the experiment with free burning. However, it should be pointed out that the actual building fire are within the compartment which may enhance incident heat flux from smoke layer, and enclosure walls and ceiling, to the fuel, and result in the excess fuel volatilization. Objective of this study is to establish the unique HRR database including the different fire behavior between free burning and within the compartment.

Two types of furniture, a sofa and a chair (Zaisu) composed almost of polyurethane, were used to measure the heat release rate using oxygen consumption calorimetry and mass loss rate. To quantify the increase of the incident heat fluxes from smoke layer, compartment walls and ceiling, Gardon type heat flux gages were placed near the furniture facing upward direction. Temperature measurement within the compartment was also conducted to support the increase of incident heat flux on the fuel within the compartment relative to free burning.

The sofa has the maximum heat release rate about 1.2 MW (free burning) and 1.6 MW (compartment) and this result were attributed to the increase of fuel volatilization by thermal energy feedback within the compartment and smoke (about 600 to 700 °C). The chair has the maximum heat release rate about 220 kW (free burning) and 280 kW (compartment), although the temperature within the compartment was about 200 °C. Fire growth rate $ \alpha $ was determined by the definition of NFPA 204. The sofa was 0.053 (fast) and 0.104 (middle between ultra fast and fast), for free burning and compartment, respectively. The chair was 0.012 (medium) and 0.011 (medium) for free burning and compartment, respectively. Fire growth rate of sofa had significant difference (double) due to the high temperature within the compartment including ventilation effect but the one for chair had little difference.
技術報告

# 平成15年 9月の苫小牧でのタンク全面火災時の 泡放射に関する一考察

佐宗祐子、廖赤虹 $ ^{*} $ 、内藤浩由、山野光一 $ ^{*} $ 、坂本直久 $ ^{*} $

(平成19年8月7日受理)

### 1. はじめに

平成15年9月の十勝沖地震により、北海道苫小牧市内で発生した浮き屋根式ナフサ貯蔵タンクの全面火災（図1）は、懸命な消火活動にもかかわらず、鎮火に約44時間を要した¹。この火災では、幸い貯蔵物がボイルオーバー発生の恐れがないナフサであったため、長時間の燃焼にもかかわらず隣接タンクに延焼拡大することなく鎮火に至ったが、もし貯蔵物が高沸点の成分を含む燃料であったなら、ボイルオーバーの発生を考慮しなくてはならず、消火活動はさらに困難であったと推察される。

石油タンクの全面火災が継続すると、ボイルオーバー発生危険に加え、タンクの座屈現象が発生し、タンク内の石油が流出する危険性が増大する。また、放射熱の大きいファイヤーボール状の燃焼等により隣接タンクへの延焼危険が高まるなど、火災が拡大する恐れがある他、燃焼排出物等による周辺住民の生活や環境への影響も増大する。これらの危険性を低減するため、石油タンクの全面火災を迅速に消火できる技術の導入が、強く求められているところである $ ^{2} $ 。

タンク全面火災時の消火活動を、より有効なものとするためには、前述のナフサタンク火災の消火活動における課題を明らかにすることが、一助になるであろうと考えられる。当初は、タンク（内径42.7m、高さ24.4m）が高く、かつ強風のために、泡消火剤がほとんどタンク内に届かなかったと報告された $ ^{1} $ 。しかし、泡をタンク内に向かって放射している間は黒煙が多く放射熱も比較的小さかったのに対し、泡放射を止めると火勢が増し放射熱が大きくなり、直近での放水活動が困難となり隣接タンクへの延焼危険が高まるため、泡放射を継続せざるを得なかったとの状況報告 $ ^{3} $ は、強風下でも泡消火剤の一部がタンク内に届いていたことを示している。

苫小牧の全面火災では、また、放射熱により車両のトラブルが多発したと報告されている $ ^{3} $ 。トラブル発生車両の入れ替えは時間を要し、消火体制構築に多大な影響を及ぼすことからも、放射熱の低減は消火活動上の重要な課題である。

そこで本技術報告では、苫小牧市のナフサタンク全面火災時の消火活動に関する記録から、消火活動の概要を把握し、放射された泡消火剤の行方と放射熱低減効果について検証し、タンク全面火災時の有効な消火活動に必要とされる要件について考察する。尚、当該火災の概要ならびに火災調査結果については、各々文献1と文献4にまとめられているので、そちらを参照されたい。

### 2. 消火活動の概要と放射された泡消火剤の収支

### 2.1 泡放射の状況 $ ^{1,3} $

·28日10時46分：覚知（119番通報）

固定泡消火設備を使用すると共に、火災タンクおよび隣接タンクの冷却散水を実施。

3 点セット（大型化学車、高所放水車および泡原液搬送車）を 4 セット投入し泡放射を開始したが、火勢が衰えない。

・28日12時58分：近接市に対し、3点セットおよび化学車等の応援を要請。

・28日16時40分：北海道に対し、広域消防応援、緊急消

図1 ナフサタンク全面火災（平成15年9月）