Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
# 先進的 ICT国際標準化推進事業 (次世代ブラウザにおける通信環境透過技術) 基本計画書

### 1. 目的

我が国が技術的に優位性を有する先進的な ICT 分野における通信規格の国際標準化に当たり、単に原理を提案するだけでなく、当該通信規格を組み込んだシステムやサービスの実証実験を行い、その実用性を十分に検証した上で、説得性の高い提案を行うことにより、国際標準の獲得を推進し、我が国の国際競争力を強化する。

### 2. 政策的位置付计

「情報通信分野における標準化政策の在り方」答申（H24.7.25 情報通信審議会）において、スマートグリッド、デジタルサイネージ、次世代ブラウザが当面推進すべき重点分野として挙げられている。

「日本再興戦略」（H25.6.14 閣議決定）において、研究開発の成果を実用化し、さらには市場獲得につなげるため、知的財産戦略や標準化戦略を推進するとされている。

「知的財産推進計画 2013」(H25.6.25 知的財産戦略本部) において、スマートグリッド、デジタルサイネージ、次世代ブラウザを含む国際標準化特定戦略分野における国際標準化戦略について、国際的な議論を主導するとともに、関係者による自律的な取組を推進するとされている。

「世界最先端 IT 国家創造宣言」(H25.6.14 閣議決定）において、国際標準化などの環境整備を行い、2020年には、市販のテレビで4K、8K放送やスマートテレビに対応したサービスを受けられる環境を実現するとされている。また、災害時におけるデジタルサイネージの利活用の拡大に向け、2015年までに運用ガイドラインの検証及び国際標準化を行うとされている。

### 3. 目標

## （1） 政策目標（アウトカム目標）

ICT 産業の国際競争力強化のためには、我が国が技術的に優位性を有する先進的なICT分野において、様々なシステムやサービスの海外展開を戦略的に進めることが必要である。その際、対象となるシステムやサービスの中に組み込まれる通信規格が国際標準化されていることが重要である。

そして、国際標準の獲得のためには、単に原理を提案するだけでなく、当該通信規格を組み込んだシステムやサービスの実証実験を行うことにより、その実用性を十分に検証した上で国際標準提案を行っていくことが極めて効果的である。

以上を踏まえ、平成24年7月25日付け情報通信審議会答申「情報通信分野における標準化政策の在り方」（平成23年2月10日付け諮問第18号）等において、当面推進すべき標準化重点分野とされている「デジタルサイネージ」、「次世代ブラウザ」等の先進的な各技術分野において、コアとなる通信規格を開発するとともに、その規格
を組み込んだシステムやサービスについて実証実験を実施し、その成果を踏まえた戦略的な国際標準化の推進及び国際競争力の強化に資する。

## （２）研究開発目標（アウトプット目標）

東日本大震災発生時、地震発生直後の情報入手が困難な状況において、貴重な情報提供手段としての役割を果たしたデジタルサイネージは、緊急時に情報を提供するインフラとして期待されている。また、次世代ブラウザは、コンテンツの記述方法を共通化し、様々な種類の端末間における連携を促進させることから、災害時・緊急時の情報共有を効率化させる技術として期待されている。しかし現状では、災害時・緊急時におけるインターネット回線のひっ迫等により、インターネット上のサーバ経由の通信では、情報共有が困難な場合がある。そのため、災害時・緊急時であっても、デジタルサイネージをハブとして様々な端末間で情報共有を可能とするため、インターネット上のサーバを経由せずに端末から端末へと安全に転送することを可能とする次世代ブラウザ技術等の確立・標準化を目指す。

### 4. 研究開発內容

## ① 概要

次世代ブラウザ技術及びデジタルサイネージシステムを利用し、災害時・緊急時におけるインターネット回線のひっ迫等により、インターネット上のサーバ経由の通信では、情報共有が困難な場合でも、様々な端末（デジタルサイネージ端末、テレビ、スマートフォン、タブレット等）間において、アプリケーション間の連携を容易にし、より多くの人々に有益な情報を正確に提供するために必要な以下の技術を開発する。

ア）自律的な端末発見・承認技術

イ）通信環境適応型端末間連携技術

## ② 技術課題

## 課題ア 自律的な端末発見・承認技術

様々な端末（デジタルサイネージ端末、テレビ、スマートフォン、タブレット等）間において、各端末が連携対象となる端末（又は当該端末内のアプリケーション等）を、次世代ブラウザ技術を活用して発見し、当該端末（又は当該端末内のアプリケーション等）間でのデータのやりとりを、セキュリティ等を確保しつつ承認する技術

## 課題イ 通信環境適応型端末間連携技術

様々な通信環境下にある端末（デジタルサイネージ端末、テレビ、スマートフォン、タブレット等）間において、多様なアプリケーションが次世代ブラウザ技術を活用してそれぞれの通信環境に自律的に適応し、インターネット上のサーバを経由せずにデータのやりとりを行う技術

## ③ 到達目標

様々な通信環境下において、5種類以上の機器間における5種類以上のアプリケ
一ション間で自律的な端末発見・承認が正常に行われ、端末連携による実際の運用を可能とすることを目標とする。

本研究開発と並行して、国際標準の獲得を目指し、国際標準化活動を推進する。

### 5. 研究開発期間

平成26年度の1年間

### 6. その他 特記事項

## （1） 提案及び研究開発に当たっての留意点

提案に当たっては、基本計画書に記されている目標に対する達成度を評価できる具体的な評価項目を設定し、各技術の実用化について、将来見込みを記載し提案すること。また、国際的な技術水準などを踏まえた目標設定の妥当性、本施策の成果を踏まえた国際標準の獲得やその後のビジネス展開に向けた取組の可能性について、スケジュールや体制を含め、具体的に説明すること。

また、当該研究開発に関する国際標準化活動について、今後の取組の予定を具体的に記載するとともに、これまで取り組んだ実績がある場合には該当する実績を記載すること。

特に、W3C（World Wide Web Consortium）等の国際標準化機関・団体への提案やフォーラム等の民間ベースの活動を積極的に行い、技術仕様の国際標準化、オープン化に取り組むこと。

さらに、目標を達成するための具体的な開発方法、実証方法及び年度目標並びに実用的な成果を導出するための共同開発・実証体制又は開発・実証協力体制について計画書の中に具体的に記載すること。複数機関による共同研究を提案する際には、分担する技術間の連携を明確にすること。

なお、開発及び実証の実施に際しては、当該技術に係る動向を十分把握するとともに、適宜関係機関と連携をとりつつ実用化及び国際標準化を見据えながら進めることとする。

## （２）その他

本事業の成果の普及啓発活動を実施するとともに実用に向けて必要と思われる課題への取組も実施し、その活動計画・方策（例えば、開発ツールや実装サンプルの無償提供など）については具体的に提案書に記載すること。
Serial No. 78

# 消防研究所报告

通 卷 78 号

1994年9月

## 目次

石油タンク隅肉溶接部の低サイクル疲労強度

一き裂の発生及び破断寿命に与える溶接の影響—

山田 實，亀井浅道，天野久徳，西 晴樹……(1)

燃料／空気／不活性ガス混合気の燃焼限界と断熱火炎温度

一燃焼範囲の推定—

大規模火炎を想定した水平地下空間模型実験における熱環境

一天井温度と換気速度の関係—

渡部勇市，宮崎早苗，関沢 爱，山田常圭，箭内英治，斎藤 直……(16)

ファジィ推論による火炎判断機構について

一二一ラルネットワークの利用—

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

稲垣 實，松原美之……(34)

対抗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—

佐宗祐子，斎藤 直，廖 赤虹，尾川義雄，井上康史……(42)

部分的に带電油が満たされた円筒型タンク内部の電荷減衰退程

松原美之，Robert J. Pazda，Thomas B. Jones……(51)

新潟におけるやや長周期地震動特性

地震災害時における防災担当職員の非常参集に関する研究

（その2）1993年釧路沖地震時の消防職員・団員の非常参集の

実態に関する調査結果

消火栓の凍結防止工法に関する研究

所外発表論文……(87)

消防厅消防研究所

東京都三鷹市
# REPORT OF FIRE RESEARCH INSTITUTE OF JAPAN

### Serial No. 78

## September 1994

## —Contents—

Low-Cycle Fatigue Strength of Fillet Welded Joint of Oil Storage Tank
— Influence of Fillet Welding on Crack Initiation Life and Fatigue Life—
Minoru Yamada, Asamichi Kamei, Hisanori Amano, and Haruki Nishi …… 6
Flammability Limit and Adiabatic Flame Temperature of Fuel/Air/Inert Gas Mixtures
Naoshi Saito …… 15
An Experimental Study on Thermal Environment of a Relatively Large Fire
in a Reduced Scale Model of a Horizontal Tunnel under Ventilation Condition
— Relation between Ceiling Temperature and Ventilation Air Velocity—
Yuichi Watanabe, Sanae Miyazaki, Ai Sekizawa,
Tokiyoshi Yamada, Eiji Yanai, and Naoshi Saito …… 22
Study of Fire Judging Rule Using Fuzzy Reasoning
— Application of Neural Networks—
Masafumi Hosokawa …… 33
Intelligibility of Broadcast from Synchronized Outdoor Speaker System
Minoru Inagaki and Yoshiyuki Matsubara …… 41
Evaluation of Fire Suppression Efficiency of Fire-Extinguishing Agents
using Counterflow Diffusion Flame
— Flame-Extinguishing Concentrations of Halon Replacements—
Yuko Saso, Naoshi Saito, Liao Chihong,
Yoshio Ogawa, and Yasufumi Inoue …… 50
Charge Decay in an Upright Cylindrical Tank Partly Filled with Charged Oil
Yoshiyuki Matsubara, Robert J. Pazda and Thomas B. Jones …… 56
Characteristics of Long-Period Strong Motion Obtained from JMA Strong
Motion Seismograms in Niigata
Shisaku Zama …… 66
Study on an Emergency Summons of Staffs in Disaster Preparedness Division
Part 2: The Emergency Summons by Professional and Volunteer Firemen at
the 1993 Kushiro-oki Earthquake
Ai sekizawa …… 76
Investigation of Antifreezing Method of a Hydrant
Syunya Hiraga …… 85
Articles of Staff of FRI published by Outside Organizations …… 88

Published by

Fire Research Institute

14-1, Nakahara 3-chome, Mitaka, Tokyo, Japan
# 石油タンク隅肉溶接部の低サイクル疲労強度 一き裂の発生及び破断寿命に与える溶接の影響一

山田 實、亀井浅道、天野久徳、西晴樹

(平成6年5月31日受理)

石油タンクの側板と底板の隅肉溶接部には、溶接ビート形状による応力集中の他、溶接による金属組織の変化や残留応力等による強度低下の要因が複雑に関与しており、個々の要因がき裂の発生・進展等の挙動及ぼす影響は、まだ十分に明らかにされていない。本報では、隅肉溶接止端部の形状による効果を除き、溶接の影響を調べることを目的とし、溶接のある試験片と同一の供試材から切り出した溶接のない試験片を作成し、それぞれのき裂発生寿命及び破断寿命を実験的に検討した。その結果、溶接のある試験片のき裂発生寿命あるいは破断寿命と荷重点での変位振幅との関係は、溶接のない試験片のそれらを平行移動したものにほぼ等しいことなどが明らかになった。

### 1. はじめに

石油タンクの側板と底板の隅肉溶接部、いわゆる隅角部には、局所的に高い応力・ひずみが集中的に作用することは周知のことである。このため、この部位の挙動を熟知することが石油タンクの安全管理上必要なことである。

著者らは、これまで石油タンク隅角部の低サイクル疲労強度に関する研究 $ ^{1,2,3)} $ を行なっている。この部位の強度低下の要因は、溶接ビード形状による応力集中と溶接による金属組織の変化や残留応力の存在によるものと考えられる。このふたつの要因は、互いに関与し、き裂の発生・進展等の挙動を複雑にしている。

本報では、上述したふたつの要因のうち、石油タンク隅角部の溶接による疲労強度低下だけを評価することを試みた。そこで、溶接止端部の形状による効果を除くため、溶接部のある隅角部の試験片と同一の供試材から切り出した溶接のない同一形状の試験片を作成し、実験に供した。以下にそれぞれの試験片におけるき裂発生寿命及び破断寿命を比較検討した結果を報告する。

### 2. 供試材及び試験片形状

供試材は、板厚25mmのHT60鋼材で、その化学成分をTable1に、機械的性質をTable2に示す。Table2において、$\sigma_{s}$は、供試材の降伏点、$\sigma_{B}$は、引っ張り強さを示す。

Table1 Chemical composition(%)

C	Si	Mn	P	S
0.15	0.33	1.46	0.005	0.002
Ni	Cr	Mo	Cu
0.015	0.017	0.072	0.010

Table2 Mechanical properties

$ \sigma_{s} $ (MPa)	$ \sigma_{B} $ (MPa)	Elongation(%)
555	650	23.3
試験片は、石油タンクの隅角部を模擬した曲げ試験片であり、その形状・寸法をFig.1に示す。Fig.1(a)は、供試材から機械加工により所定の寸法に切り出して作成した溶接のない試験片である。Fig.1(b)は、供試材から板厚10mmの鋼板を切り出し、隅肉溶接して作成した試験片である。溶接継手は、被覆アーク溶接で、手溶接（日本溶接協会1級技能者による）により行った。積層方法は外側内側共に3パスでそれぞれの脚長を10mmとした。また、入熱量は20kJ/cmとした。

試験片の隅肉溶接止端部に相当する部位の近傍だけをエメリー紙及びアルミナ粉を用いて鏡面状に仕上げて試験に供した。

### 3. 実験方法

使用した疲労試験機は、容量5tonfの電気油圧式サーボ試験機である。Fig.2に示すように、試験片の側板部を試験機の固定治具に取り付け、底板に相当する部位を荷重伝達治具に固定した。繰り返し曲げ負荷は、隅肉溶接止端部から340mmの位置で変位振幅(δ)を制御した。

(a) specimen without welding

(b) specimen with welding

Fig.1 Configuration of specimen

繰り返し速度は、0.2Hzとした。き裂の発生寿命は、試験中にルーペによって溶接止端部にき裂が観察されたときの繰り返し数とした。

変位制御の疲労試験の場合、き裂が成長し負荷荷重がほとんどゼロとなっても試験片は破断しないことがある。ここでは、止端部から5mm離れた位置に貼ったひずみゲージの振幅がき裂発生までの定常状態の値の半分になったときの繰り返し数を破断寿命とした $ ^{3)} $ 。

Fig.2 Schematic illustration of low-cyclic fatigue test apparatus

### 4. 実験結果及び考察

### 4.1 き裂発生寿命及び破断寿命

変位振幅δとき裂発生寿命Niの関係をFig.3に示す。なお、図中の○印は溶接のないもの、△印は溶接のあるものを示している。これらの関係は、両対数紙上でほぼ直線関係を呈しており、δをmmで表すと、次式で示すことができる。

Fig.3 Relation between amplitude of displacement $ \delta $ and crack initiation life Ni
溶接のない場合

$$ \mathbf{(N i)^{0.347}\cdot\delta=305} $$

溶接のある場合

$$ \mathbf{(N i)^{0,336}\cdot\delta=245} $$

Fig.3から、溶接のある方がき裂の発生時期は早いが、それぞれの直線の勾配はほぼ等しいことが分かる。次に、変位振幅δと破断寿命Nfの関係をFig.4に示す。図中の●印は溶接のないもの、▲印は溶接のあるものを示している。これらの関係は、Fig.3と同様に両対数紙上でほぼ直線関係を呈している。これらの関係は、次式で示すことができる。

溶接のない場合

$$ \mathbf{(Nf)^{0,299}\cdot\delta=277} $$

$$ 溶接のある場合 $$

$$ \mathbf{(Nf)^{0.295}\cdot\delta=246} $$

Fig.4における両試験片の直線の勾配はほぼ等しいが、Fig.3の勾配よりやや小さい。溶接のある試験片のき裂発生寿命あるいは破断寿命と変位振幅の関係は、溶接のない試験片のそれらと両対数グラフ上でほぼ平行の関係にあることがわかる。

Fig.4 Relation between amplitude of displacement $ \delta $ and fracture life Nf

### 4.2 試験片表面におけるき裂伝播速度

き裂の発生位置を限定するために、止端部表面に直径1mm、深さ0.2mmのピットを作り、表面き裂長さと繰り返し数の関係を調べた。その結果を、Fig.5に示す。き裂は、文献2)でも指摘されているように、常に合体してステップ状に拡大しており、これを矢印で図中に示した。表面き裂は、溶接のあるなしに関係なく、相似的な進展挙動を示すことがわかる。

Fig.5 Relation between crack length 2c and loading cycle N

### 4.3 破断部近傍の断面観察

破断した溶接のある試験片の概略を示したFig.6(a)のAの断面写真をFig.6(b)に示す。最終破断部の右上に長さ約0.7mmのき裂がみられる。このき裂は、熱影響部(HAZ:Heat-Affected Zone)に近い溶接金属部に発生しているが、最終破断のき裂とは異なる。試験片表面からのレプリカ観察によれば、き裂の発生は、最終破断部よりもこの部位の方が早く、表面での進展は、多少あるものの、途中で停留していることがわかっている。Fig.6(b)のき裂先端近傍の拡大写真をFig.6(c)に示す。き裂先端は、HAZと溶接金属部のほぼ境界に位置していることが分かる。

表面での観察結果も考え合わせると、このき裂は、深さ方向にも停留したものと思われる。しかし、停留の原因が溶接本来の残留応力分布によるものなのか、後で発生・進展し破断した主き裂による応力の開放によるのか、不明である。

なお、溶接のない試験片の表面観察では、き裂は、溶接のある試験片の最終破断部と同様な場所に発生し、その後成長して最終破断に至っている。この部位は、文献5)で指摘されているように応力集中が最も高いところである。
Fig.6(a) Schematic illustration of ruptured specimen

Fig.6(b) Non-propagating crack in the toe of fillet welded joint

Fig.6 (c) Extended photograph around the tip of non-propagating crack

### 4.4 破断部近傍の硬さ分布

き裂の発生は、溶接による金属組織の変化に起因することがある。ここでは、金属組織の変化を評価するため硬さをマイクロビッカース硬度計で測定した。その結果をFig.7に示す。図中の①と②は、試験片表面から0.05mm、0.1mmの深さの位置での結果である。

破断部から離れるに従って硬くなり、HAZと溶接金属部との境界付近もしくはやや破断部に近い部分で最も硬い。その後、硬さは急激に低下している。この硬さの低い部位に停留き裂の発生起点が存在していることがわかる。また、一般的に、溶接金属部は他の部位に比べて引っ張りの残留応力が高いといわれている。

硬さの急激な低下及び高い引っ張り残留応力の存在が、最終破断き裂の発生より早くこの部位にき裂を発生させた原因であると考えられる。

Fig.7 Hardness on the surface of a cross section of the joint

### 5. おわりに

溶接部のある隅角部の試験片と同一の供試材から切り出した溶接のない試験片を作成し、それぞれのき裂発生寿命及び破断寿命を比較検討した結果、次のような結論が得られた。

(1) 溶接のある試験片のき裂発生寿命あるいは破断寿命と変位振幅の関係は、溶接のない場合のそれを平行移動したものにほぼ等しい。

(2) き裂は、溶接のあるなしに関係なく、相似的な進展挙動を示す。

(3) 溶接のある試験片においてき裂は、熱影響部近傍
の溶接金属部に発生することがある。また、この部位は、硬さが急激に低下している。

(4) 最終破断き裂は、溶接の有無に関係なくほぼ同一の場所に発生し、成長して破断に至る。

## 参考文献

1) 黾井浅道、小暮一彦、消防研究所報告、51，p.35-43(1981)

2) 隼井浅道、秋山伸司、消防研究所報告、52, p.37-46(1982)

3) 隼井浅道、山田實、消防研究所報告、60, p.11-17(1985)

4)佐藤邦彦編、溶接強度ハンドブック、理工学社(1988)

5)西晴樹、亀井浅道、山田實、消防研究所報告、77，p.21-28 (1994)
# Low-Cycle Fatigue Strength of Fillet Welded Joint of Oil Storage Tank

# —Influence of Fillet Welding on Crack Initiation Life and Fatigue Life—

(Abstract)

Minoru Yamada, Asamichi Kamei, Hisanori Amano and Haruki Nishi

(Received May 31, 1994)

It is well known that there exists stress concentration caused by the shape of welding bead at the toe of the fillet welded joint between shell plate and annular plate of oil storage tank, and the transformations of metallographic structure by the welding and residual stress which may decrease the strength of that part. The effect of these factors on the crack initiation and its propagation behavior have not been fully clarified yet.

The object of this paper is to investigate the effect of welding on the crack initiation life and fatigue life excluding the effect of the shape of the fillet welded joint. In order to perform the experiment, the authors have made two kinds of specimen with same material and shape; the one was made by welding and the other was made by machining.

As the results of fatigue experiments, the following remarks are concluded:

(1) S-N curve of the specimen made by welding is nearly parallel to that of specimen made by machining.

(2) Crack propagation behavior on the specimen have the similarity regardless of welding.

(3) Specimens made by welding have a crack on a weld metal near heat-affected zone.

(4) The main fatigue crack will appear at the approximately same position regardless of welding.
# 燃料／空気／不活性ガス混合気の燃焼限界と断熱火炎温度 一燃焼範囲の推定一

斎藤直

(平成6年5月31日受理)

可燃性混合気の燃焼範囲は火災や爆発事故を防止する上できわめて重要なデータであるが、信頼できる報告は少なく、理論的に予測する適当な方法も提案されているとはいえない。

燃料／空気／不活性ガス混合気の燃焼範囲について、燃料過剰側及び希薄側の火炎温度が、燃料／空気混合気の上下それぞれの燃焼限界における断熱火炎温度以上となる範囲と仮定し推定する方法を提案した。そして、この燃焼範囲推定方法が実際に利用しうるかどうかを、燃料に四種類の無機化合物と三種類の有機化合物を用いて検討した。

混合気に添加する不活性ガスを変えて燃焼範囲を推定し、文献に報告された実測の燃焼範囲と比較した。提案した燃焼範囲推定法は、無機化合物の燃料では実測の燃焼範囲を良く近似できる結果を与えた。しかし、有機化合物の燃料では、燃料過剰側の燃焼限界の推定結果は、実測データと異なった。この原因は、提案したモデルが平衡計算のため、考慮した燃焼ガス組成は実際の燃焼生成ガス組成と違っている可能性のあること、及び燃焼範囲先端付近の化学量論比が1に近い混合気の選択拡散の効果を過剰に見積もったためと考えられた。

## 1 はじめに

燃焼範囲は、爆発範囲あるいは可燃範囲とも呼ばれ、火災、爆発防止のための重要な安全工学上のデータであり、古くから測定されてきている。これまでに多くの燃料の燃焼範囲が米国鉱山局で測定され、データ集として報告されている $ ^{1,2} $ 。半導体工業が盛んな今日、燃料や支燃性ガスとなる半導体ガスについても、特殊な組み合わせの燃料／酸化剤の混合気として燃焼範囲データが報告されている $ ^{36} $ 。

一般に、燃焼範囲は爆発容器法で測定されるため、操作が複雑で、正確な濃度の混合気を調整することが難しい等の理由により信頼できるデータは必ずしも多くはない。燃焼範囲の不明な燃料の大まかな燃焼範囲を知るため、可燃性混合気の上下の燃焼限界と燃料/空気/不活性ガス三成分混合気の燃焼範囲を表示する直角三角グラフを用いた、Fig.1に示す燃焼範囲の推定方法が考案されている。すなわち、Fig.1の縦軸上に既知の下限界濃度を取り、この点から横軸に平行に$\phi=1$ の直線と交わる点まで線を引き、次にこの点と縦軸上の上限界濃度とを結ぶ。これらの2本の直線と縦軸で囲まれた範囲を燃焼範囲とする方法である。ここで、$\phi$ は可燃性混合気の化学量論比であり、$\phi=1$ の直線は、燃料と空気双方に過不足なく完全燃焼し得る混合気組成を示している。

この方法は、希釈剤として窒素を添加した場合のみを予測目標とした経験的なものと考えられる。したがって、この方法は燃焼理論に基づく燃焼限界と無関係
Fig.1 An existing method to estimate flammable region using upper and lower flammability limits in air

なため、その推定結果が実際の燃焼範囲と異なり、危険な予測となる場合もあり得る。

本報告では、燃焼現象の一つである消炎現象の熱的な側面に着目し、燃料／空気／不活性ガス三成分混合気の燃焼範囲を燃料／空気混合気の上下の燃焼限界データを利用して推定し得るかどうかを検討する。

## 2 燃烧限界の温度依存と断熱火炎温度

常温、常压下にある燃料／空気混合気の低燃料濃度側の燃焼下限界では、下限界濃度Lと燃焼熱ΔHcについて、

というBurgess-Wheelerの法則が知られている $ ^{8} $ 。しかしながら、(1)式は常に成り立つとはいえないため、Zabetakis $ ^{9} $ は下限界において混合気温度を変化させても断熱火炎温度はほぼ一定に保たれるという実験結果に基づいて、(2)式に示すBurgess-Wheelerの法則の修正式を提案した。

$$ L\cdot\Delta Hc+\Delta Q=k $$

ここで、 $ \Delta Q $ は下限界組成の混合気を基準温度 $ T_{o} $ から試験温度Tまで上げるため加えた熱量、そして、kは燃料と火炎の伝播方向によって決まる定数である。

(2)式の左辺は、温度Tにある未燃混合気が燃焼し、基準温度T₀から火炎温度T₁まで温度上昇するために利用できる全エンタルピーの近似的な表現になっている。また、空気中に含まれる窒素の一部分、または全量を同量の他の不活性ガスに替えても、下限界組成の混合気の断熱火炎温度の計算値T₁は、ほぼ一定に保たれることが知られている⁹。これらの事実を考え合わせるなら、燃料／空気／不活性ガス三成分混合気で、化学量論比ℒが1以下の燃焼限界組成における火炎温度は一定になると考えてよい。

ここで、化学量論比φが1以上の燃料過剰な混合気の燃焼限界、すなわち上限界について考える。(2)式中の下限界濃度Lに相当する濃度として、上限界の混合気に含まれる酸化剤で完全燃焼させることのできる燃料濃度L'を取り、残る燃料は不活性ガスに振る舞うものとする。そうすれば、この場合にも(2)式に類似の式が成立し、(3)式のように表される。

$ L'\Delta Hc+\Delta Q=k' $ (3)

ここで、 $ k'(2) $ 式のkと同じ意味内容の定数である。それゆえ、(3)式は上で行った仮定の下に、上限界濃度の温度依存を表す式として利用可能であり、上限界においても火炎温度は一定であることを予想させる式となっている。

以上の単純な熱的考察に基づき、燃焼範囲が報告されている燃料／空気／不活性ガス三成分混合気について燃焼限界組成の断熱火炎温度を求め、燃焼範囲を推定し得るかどうかを検討する。

## 3 断熱火炎温度の計算

断熱火炎温度は、外部への熱損失がない系において燃焼反応が終了し、化学平衡と熱平衡が成立したと仮定して計算される火炎温度である。ここでは、断熱火炎温度の計算を、Gordon $ ^{10} $ が開発した化学平衡計算プログラムと類似の、エンタルピー保存とギブスの自由エネルギー極小化の方法を用いたパーソナルコンピュータ用のプログラムを開発して行った。計算に必要な温度の関数としての熱力学定数には、JANAFの熱化学データ $ ^{11} $ を利用した。

計算の対象とした三成分混合気の燃料成分は、一酸化炭素、水素、アンモニア、シランの四種類の無機化合物、それにメタン、プロパン、ヘキサンの三種類の有機化合物である。酸化剤は空気とし、空気の組成は酸素21%、窒素79%であるとした。不活性ガスとして窒素と炭酸ガスを添加した場合のそれぞれについて火
炎温度を計算した。ただし、メタンを燃料としたときには、さらにアルゴンまたはヘリウムを添加した場合についても計算した。計算では、未燃混合気の温度を298.15K、また、圧力を1気圧とした。

これらの混合気のうち、一酸化炭素、水素、メタン、プロパン及びヘキサンには、Lewis and von Elbe $ ^{12} $ によって引用されているCoward and Jones $ ^{1} $ による燃焼範囲データを利用した。アンモニアのデータには、柳生のデータ集 $ ^{7} $ に掲載されている佐々木の上方伝播法によって測定されたデータを用い、また、シランについては堀口ら $ ^{3} $ の報告によった。これらのグラフを読みとり、計算に必要な燃焼限界における混合気組成を求めた。

## 4 結果と考察

### 4.1 一酸化炭素

Fig.2は、一酸化炭素混合気の実測の燃焼範囲であり、後に述べる燃焼限界推定結果が追加されている。実測の燃焼範囲を実線で示し、また、推定結果は一点鎖線と破線で描かれている。なお、図中の右下がりの実線は、完全燃焼する燃料と空気の混合比である化学量論比φ=1を表している。

Fig.2 Observed and estimated flammable regions of carbon monoxide/air/inert gas mixtures observed ——: literature data estimated —·: nitrogen ———: carbon dioxide

Fig.3に、断熱火炎温度 $ T_{fa} $ の計算結果と混合気の化学量論比φの関係を示した。 $ T_{fa}\sim\phi $ 図中、実線の曲線は可燃範囲にある一酸化炭素/空気混合気の断熱火炎温度である。また、●印または▲印はそれぞれ窒素または炭酸ガスを添加した混合気の燃焼限界における断熱火炎温度の計算結果である。なお、計算に利用したCoward and Jonesの燃焼範囲データの上下燃焼限界濃度は、他の文献値と違っていたり、表示されていなかったりする。このため、文献12)の付録に掲載されている上下限界濃度を用して行った。文献12)のデータに基づく火炎温度の計算値は、それぞれの図中に○印で示した。

Fig.3 Adiabatic flame temperature $ T_{fa} $ of carbon monoxide/air mixture and mixtures with inert gases at limits of flammability — : carbon monoxide/air ● : diluted with nitrogen ▲ : diluted with carbon dioxide

上記の方法で計算された限界組成混合気の断熱火炎温度は、燃料または酸化剤のどちらか不足な成分の拡散係数が他の成分の拡散係数に比べて大きい場合に起こる選択拡散の効果や、火炎からの放熱による影響を考慮していないため、実際の火炎温度とは異なる。しかし、燃料希薄、過剰のいずれの側においても、しわ状火炎の形成はなく選択拡散が認められないとされている一酸化炭素 $ ^{13)} $ の場合には、φ=1付近でT_{1a}が高くなる傾向はみられるものの、φ<1、φ>1のそれぞれの領
域において、 $ T_{f,a} $ はほぼ一定であるとみることができる。

不活性ガスを添加した混合気の燃焼限界は、Fig.3の $ T_{fa} $ と $ \phi $ との関係において、 $ \phi<1 $ では燃料／空気混合気の下限界組成の断熱火炎温度に等しい $ T_{fa} $ 一定を示す直線、 $ \phi>1 $ では上限界の断熱火炎温度に等しい $ T_{fa} $ 一定の直線、それに $ \phi=1 $ の直線の三本の線で近似できるとする。この仮定に基づき計算し、得られた一酸化炭素／空気／不活性ガス混合気の燃焼限界線をFig.2に、窒素の場合には一点鎖線で、炭酸ガスの場合には破線で示した。ただし、一酸化炭素の上限界濃度は74％としてある。

Fig.2で一酸化炭素/空気/不活性ガス混合気の実測と推定の燃焼範囲を比較すると、燃焼範囲先端部分において実測値と推定値の両者間で違いが大きい点を除けば、推定した燃焼限界線は全体として実測データのよい近似になっている。また、一酸化炭素の燃焼範囲の先端部が$\phi=1$の直線より高燃料濃度側に位置する実測結果を無理なく表現できている。

### 4.2 水素

Fig.4及びFig.5に、水素混合気の燃焼範囲と、断熱火炎温度 $ T_{fa} $ に関する計算結果を混合気の化学量論比 $ \phi $ に対しプロットして示した。これらの図は、それぞれ一酸化炭素混合気のFig.2、Fig.3に対応しており、記号も共通である。

Fig.4 Observed and estimated flammable regions of hydrogen/air/inert gas mixtures observed —— : literature data estimated — : nitrogen —— : carbon dioxide

Fig.5 Adiabatic flame temperature $ T_{fa} $ of hydrogen/air mixture and mixtures with inert gases at limits of flammability — : hydrogen/air ● : diluted with nitrogen ▲ : diluted with carbon dioxide

Fig.5に示した水素混合気のφ<1の領域では、燃焼限界線上の組成の断熱火炎温度T_{1a}は、φが小さくなるにつれて低下している。この現象は、次のように説明できる。φ<1の領域では、水素の選択拡散によって混合気中の局所に水素濃度の高い部分ができて燃焼する $ ^{[14]} $ 。断熱火炎温度は混合気全体の平均組成の火炎温度として計算されるので、選択拡散の効果が大きく現れる下限界組成に近づくにつれ、計算された火炎温度は低下する。したがって、水素混合気の場合、燃焼限界線上の組成の断熱火炎温度が、φ<1の領域でφが小さくなるにされて低下しているのは、選択拡散による効果であるといえる。

一方、$\phi>1$ の領域の断熱火炎温度は約1200Kであり、200K程度の範囲で変動している。しかし、$\phi>1$ の領域での燃焼限界測定の難しさと、計算のために行ったデータの読み取り誤差による影響を考慮すれば、この温度の変動は燃焼範囲の測定誤差等によるものと考えて良い。

水素の場合も一酸化炭素の場合と同様に$\phi<1$と$\phi>1$のそれぞれの領域で、$\mathrm{T}_{\mathrm{fa}}$はそれぞれの限界組成の断熱火炎温度に等しく一定であるとする。そして、一酸
化炭素の場合に行ったのと同じ方法で燃焼範囲を推定し、水素／空気／不活性ガスの三成分混合気の燃焼限界線をFig.4中に、窒素の場合には一点鎖線で、炭酸ガスの場合には破線で示した。ただし、上限界濃度は、75%とした。

推定した燃焼限界線と実測データを、Fig.4において比較する。水素の場合はφ<1の領域で選択拡散があり、推定ではその影響をφ=1付近で見積もりすぎであるにも関わらず、推定燃焼範囲が燃焼範囲先端付近で大きくなる点を除けば、全体として実測データのよい近似になっている。また、水素の場合には先端部分がφ=1の直線より低燃料濃度側に位置する実測結果も再現できている。

### 4.3 アンモニア及びシラン

一酸化炭素や水素の場合と同じ方法で、アンモニア／酸素／窒素及びシラン／空気／窒素混合気の燃焼範囲の推定を試みた。推定結果と計算に利用した燃焼範囲の図を合わせて、それぞれFig.6、Fig.7に示す。

Fig.6に示した、アンモニア／酸素／窒素混合気の燃焼範囲のデータは、直径4.5cm、長さ60cmの密閉管中で測定されたものであり、その信頼性は明かではないが、ここで行った推定による範囲とよい一致を示している。利用した実測データから読み取ったアンモニア／酸素混合気の上下の燃焼限界濃度は、それぞれ81.8%、13.3%であったが、文献2)によれば上限界濃度は79%、下限界濃度は15%である。これらの値を用いるなら、アンモニアの燃焼範囲に関する実測と推定両者のデータの一致はもっとよくなる。

Fig.7は、文献3)に基づき、シラン／空気混合気の下限界濃度に1.37％を、上限界濃度には98％を用いて推定した結果と実測データを比較したものである。

φ>1における燃焼限界の推定には、燃焼後の混合気の平衡組成に固体シリコンを含める場合と、含めない場合の二方法を用いた。これらの方法による推定結果を、固体シリコンの生成を考慮した場合は点線で、無視した場合については一点鎖線で、Fig.7のφ>1の領域に示した。この図では、平衡組成に固体シリコンを含めずに推定した燃焼限界は、実測のφ>1における燃焼範囲とよく一致している。また、本研究では、シラン混合気のφ<1において窒素添加量の増加とともに下限界濃度がわずかに低下する実測の結果を再現できなかったが、燃焼範囲全体としてよく近似されている。

以上のように、本研究で採用した燃焼範囲の推定方法は $ T_{1a} $ のみ考慮した近似的方法ではあるが、検討の対象とした単純な無機化合物に関しては、妥当な第一近似的燃焼範囲推定方法になっているといえる。

Fig.6 Observed and estimated flammable regions of ammonium/air/nitrogen mixtures : observed data : estimated region

Fig.7 Observed and estimated flammable regions of silane/air/nitrogen observed —— : literature data estimated — - : Without silicon solid in equilibrium composition ..... : With silicon solid in equilibrium composition
### 4.4 メタン

Fig.8a及びFig.8bは、それぞれメタンの実測と推定の燃焼範囲、及び断熱火炎温度 $ T_{1,a} $ の計算値と混合気の化学量論比φの関係である。メタンを燃料とした場合には、ヘリウム及びアルゴンを添加した燃焼範囲の実測データが報告されているので、Fig.9にこれらの希ガス元素で希釈されたメタン/空気混合気の燃焼範囲の測定結果と本研究による推定結果を比較して示した。ただし、アルゴンとヘリウムの比熱は同じなので、点線で示した推定の燃焼範囲は両者とも重なっている。各図の記号等は、Figs.1～4に準ずる。

添加した不活性ガスが、窒素、炭酸ガスまたはアルゴンの場合、混合気の化学量論比φ<1の領域では、メタンに対し推定燃焼限界線はピーク濃度付近を除きよく近似できた。しかし、φ>1の領域における実測と推定両者の燃焼範囲のずれは大きく、この領域の推定燃焼範囲は実測より小さくなった。このときの限界線に沿った断熱火炎温度T_{fa}は、Fig.8bに見られるように、φが1に近づくにつれて低下した。一方、ヘリウムを添加した混合気の場合には、φ>1の領域での推定限界線はアルゴン添加の混合気に比べて実測の燃焼限界に近づくが、相変わらず実測の限界が大きく、また、φ<1の領域でも推定限界線はより低濃度側にずれた形になり、一致しなくなった。

ヘリウムを添加した混合気の燃焼範囲が、アルゴン添加混合気の燃焼範囲より狭くなるのは、ヘリウムの熱伝導率がアルゴンに比べて大きいため、アルゴン添加の混合気に比べて伝導による熱損失が大きく、火炎温度が低下するためと説明できる。したがって、この場合、φ>1の領域の推定燃焼範囲が実測より小さくなることについて、添加剤には依存しない現象として考察できる。

ここで、窒素、または炭酸ガスを添加したときのφ>1の領域におけるT_{1a}～φの関係をFig.8bに見ると、φが1に近づくにつれて燃焼限界線上の混合気の断熱火炎温度T_{1a}は低下している。これは、平衡計算結果には現れない過剰な燃料の吸熱的反応等があって、実際の火炎温度を低下させているためとしなければ説明できない。しかし、このようなことが実際に起こっているとは考えにくい。いずれにしても、φ>1の領域でφが1に近づくにつれT_{1a}が低下する原因の一つに、メタン混合気のCoward and Jonesによる燃料過剰側の燃焼限界が正しく測定されてない可能性も考えられる。

a: Observed and estimated flammable regions of methane / air / inert gas mixtures

observed —— : literature data

estimated — : nitrogen

---- : carbon dioxide

b: Adiabatic flame temperature $ T_{fa} $ of methane $ \nearrow $ air mixture and mixtures with inert gases at limits of flammability

— : methane/air

☑ : diluted with nitrogen

▲ : diluted with carbon dioxide

Fig.9 Observed and estimated flammable regions of methane/air/rear gas mixtures observed —— : literature data estimated …… : helium and argon

Coward and Jonesの燃焼範囲のグラフからメタン／空気混合気の上限界濃度を読みとると14％であり、文
献値 $ ^{[11]} $ の15％に比べ明らかに小さい。メタンの上限界におけるの断熱火炎温度 $ T_{fa} $ を、Fig.8aの $ \phi=1 $ 付近における燃料過剰側の $ T_{fa} $ に等しいとして推定すると16％程度となる。メタンの $ \phi>1 $ の領域における燃焼範囲の実測データには再検討すべき問題がありそうである。

Fig.10

a: Observed and estimated flammable regions of

propane/air/inert gas mixtures

observed ——: literature data

estimated - - -: nitrogen

----: carbon dioxide

b: Adiabatic flame temperature $ T_{1,a} $ of propane/air mixture and mixtures with inert gases at limits of flammability

— : propane/air

☑ : diluted with nitrogen

▲ : diluted with carbon dioxide

### 4.5 プロパン、ヘキサン

Fig.10aとFig.10bは、それぞれプロパンの燃焼範囲とその推定結果、及び $ T_{1a} $ ～φの関係を示したものであり、Fig.11aとFig.11bは、n-ヘキサンについての燃焼範囲と推定結果及び $ T_{1a} $ ～φ関係である。

φ<1では、プロパンに関して推定限界線は概ねよい近似となっているが、n-ヘキサンでは不活性ガスの添加量の増大と共に推定燃焼範囲が実測より広くなる傾向が目立つようになる。φ>1の領域におけるこの種のずれはどちらの燃料でもさらに大きく、特に燃焼範囲の先端付近で差が大きくなっている。

それでも、Fig.10aに示したプロパンの燃焼範囲の予測に関する結果は妥当と見ることができる。しかし、Fig.11aに示したヘキサンでは不当に広すぎる燃焼範囲を推定する結果となった。この原因の一つに、水素の節で触れた選択拡散による影響がある。すなわち、ヘキサン／空気混合気の上限界の化学量論比φは3.5でプロパンの場合以上に大きい。その結果、Fig.10bのφ>1の領域で見られたプロパン混合気の挙動に似た

a: Observed and estimated flammable regions of hexane/air/inert gas mixtures

observed —— : literature data

estimated - - - : nitrogen

---- : carbon dioxide

b: Adiabatic flame temperature $ T_{fa} $ of hexane/air mixture and mixtures with inert gases at limits of flammability

— : hexane/air

● : diluted with nitrogen

▲ : diluted with carbon dioxide

上限界での断熱火炎温度 $ T_{fa} $ の選択拡散による緩やかな低下傾向が、Fig.11bから分かるように、さらに顕著に現れる。このため、 $ \phi>1 $ の領域における燃焼限界の断熱火炎温度 $ T_{fa} $ は上限界の断熱火炎温度に等しく一定とした仮定は、選択拡散の効果を過大に評価していることになり、実際の限界からのずれがますます大きくなる。

本報告で提案した燃焼範囲を推定する方法は、炭化水素系の燃料でも燃料希薄側の燃焼限界の推定には有効である。しかし、さらに正確な燃焼範囲の推定を炭化水素系の燃料について行うためには、実際の燃焼生成ガス組成と平衡組成間の違いや、選択拡散による効果を取り入れたより高度なモデルを構築する必要がある。
## 5 まとめ

燃料／空気／不活性ガス混合気の燃焼範囲は、燃料過剰側及び希薄側の火炎温度が、燃料／空気混合気の上下それぞれの燃焼限界における断熱火炎温度以上となる範囲と仮定し、推定する方法を提案した。

この燃焼範囲推定方法が利用可能かどうかを、一酸化炭素、水素、アンモニア、シランの四種類の無機化合物と、メタン、プロパン、ヘキサンの三種類の有機化合物を燃料とし、不活性ガスとして窒素、炭酸ガス、アルゴン、ヘリウムを用いた場合につき、断熱火炎温度の計算から推定した燃焼範囲と文献上の実測の燃焼範囲を比較することにより検討した。

提案した燃焼範囲推定法は、無機化合物の場合には、いずれも実測の燃焼範囲の良い近似となる燃焼範囲を推定できた。しかし、ここで扱った有機化合物では、燃料過剰側の燃焼限界の推定に問題があった。これは、このモデルにおいて実際の燃焼生成ガス組成と平衡組成間の違いや、化学量論比による選択拡散の効果の違いを正しく考慮されていないためであると考えられた。

さらに正確な燃焼範囲の推定を行うためには、これらの効果を取り入れたモデルの構築が必要である。

## 参考文献

1) Coward, H. F. and Jones, G. W.: “Limmits of Flammability of Gases and Vapors,” U. S. Bur. Mines Bull. No.503 (1952)

2) Zabetakis, M. G.: “Flammability Characteristics of Combustible Gases and Vapors,” U. S. Bur.

Mines Bull. No.627 (1965)

3) 堀口貞滋、浦野洋吉、徳橋和明、岩阪雅二、近藤重雄：高压ガス、24,143 (1987)

4) 浦野洋吉、堀口貞滋、徳橋和明、大谷英雄、近藤重雄、橋口幸雄：化学技術研究所報告、84,585(1989)

5) 李 相坤、榎本隆光、大谷英雄、上原陽一：燃焼の科学と技術, 1, 129 (1993)

6) 李 相坤、大谷英雄、上原陽一：安全工学、33,82 (1994)

7) 柳生昭二：「ガス及び蒸気の爆発限界」、安全工学協会(1977)

8) 疋田強、秋田一雄：「改訂燃焼概論」、p.28、コロナ社(1982)

9 ) Zabetakis, M. G., Lambiris, S. and Scott, G. S.: Proceeding of 7th (International) Symposium on Combustion, p.484 (1959)

10) 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)

11) Annon.: “ JANAF Thermochemical Data, ” Dow Chemical Co.

12) Lewis, B. and von Elbe, G.: “Combustion, Flames and Explosions of Gases (3rd ed.),” p.709, Academic Press (1987)

13) ibid, p.315

14) ibid, p.326