Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
管理区域内で行うことは容易ではない。ところが、原子力安全委員会速記録には、そのような視点での検討は行われていない。

### 3. 火災原因調查概要

相良・御前崎市広域施設組合消防本部の車両で中部電力株式会社浜岡原子力発電所に向かった。管理区域入域まえの全身の放射線量計測（WBC）を行った後、事業所側説明が行われた。

火災現場への入域手続きを行い、火災現場付近に集合（図1）した。火災発生箇所に立ち入るために放射性物質拡散防止の目的で区画された境界で青の作業服の上に黄色の防護衣、手には二重にゴム手袋、足には黄色の靴下、頭には黄色の帽子を装着した。火災発生箇所は扉で外部と区切られていた。加熱炉は、赤字で高温注意と表示され、図2に示すように火災発生箇所上部に設けられていた。図3に示すとおり黄色の鎖のかかった窓の中のキャニスタは、搬送装置でキャニスタ昇降台車へ運ばれ、加熱炉へ運ばれていた。図4に示すとおりキャニスタ昇降台車と表示された扉の正面天井には、様々なケーブルが

図１ 火災現場付近の様子

図3 キャニスタ搬送装置

設置されていた。

火災現場は負圧管理されていたが内部に立ち入る職員は扉開放に先立ち、マスク等の防護装備を装着した。内部を目視により炎や煙のないことを確認後、図5に示すように放射線量の計測を行い、滞在時間を考慮した許容放射線量以下で調査を行えることを確認した。その後、内部の状況調査を開始した。

火災現場は、低レベルの放射性廃棄物が取扱われているため水色の作業服の上から黄色いゴム引きの防護衣を着用した。気温は高くはなかったが、防護衣が水蒸気と熱の放散を著しく阻害するために作業性は極めて悪かった。写真撮影を試みたが、眼鏡が曇り、ファインダーを見ることも難しかった。限られた空間内で短時間に防護衣を装着し軽作業を行うことも容易ではなかった。

内部に入ると図6に示すように正面には著しく損傷した黒色のキャニスタと飛び散った内容物が見えた。

図7，8に示すようにケーブル、電動機、駆動装置が焼損しているのがわかった。キャニスタの底部近くの内側には、内容物が付着しているのが分かった。図9に示すように室内の床面は、断熱材で覆われていたが、とこ

図 2 加热炉

図４ 扉の正面天井
ろどころに溶融物固化体が散乱していた。正面奥の金属パネル表面には、図10に示すような黒色の変色がねじの部分から上方へ拡がっていた。図11に示すように天井付近には、黒色の変色部が見える。

火災発生時の状況を詳しく調べる目的で消火設備の作動状況を事業者に尋ねたが、火災報知盤がP型であったた

図 5 放射線量計測

図7 ケーブル類、電動機焼損状況

図9 床面の様子

めに作業員の報告以外の時間記録は入手できないとの回答だった。

### 4. 火災の問題点

今回の火災は、放射線管理区域内で発生した。平成16年8月9日に発生した関西電力(株)美浜発電所3号機の配

图 6 内部正面

図 8 駆動裝置燒損狀況

図10 金属パネル表面
図11 天井付近の黑色変色部

管源肉による配管破損事故では、火災報知器の記録から事故の状況を把握できたが、今回は火災報知盤がP型であり機器類の作動記録が残されておらず、作業員のメモをもとにした聞き取りによる記録しか入手できなかった。

高温の溶融物が、漏洩しており、消火作業が困難となることは事前に想定できたにも関わらず専用の消火設備は設けられていない。

今回の火災でキャニスタは、転倒によって、簡単に破砕され、高温の内容物が周囲に飛散し、ケーブル、機器類を簡単に燃焼させることがわかった。

図12に示すように事故後の事業者による調査で、高温の加熱炉の壁面レンガに溶融物が付着し、熱サイクルを受けると容易にレンガ片のはく離が起こり、キャニスタ上部に突起部を作り、キャニスタの転倒が起こることが報告されている。

事前に計画されたとおりにキャニスタ移動前に突起部の有無を判断し、移動前に停止することはできていない。漏洩した1200℃の溶融物により金属、セラミックスまでも溶融し、可燃物は焼損することが現実に発生した。また、発生した火災の火源は、大きな熱量を有しており、冷却が完了するまでは鎮火と判定できなかった。施設を計画した時点でどのような経過で消火されると想定したのか明らかにし、今回の火災の経過が計画通りなのか検証する必要がある。

今後も事業者による火災の発生防止への努力が継続すると思われるが、今後はキャニスタの脆弱性を考慮した上で火災の検知、消火並びに火災の影響の軽減に確実な対策を講じる必要がある。

図12 火災発生箇所の概略図

### 5. あとがき

原子力施設で廃棄物を減溶するために加熱する作業を行うと火源となりうるものを多数持ち込むことになる。今回の火災では、幸い火災は拡大していない。しかしながら設置変更許可申請書の中で建て増しのように施設を漸次増やすことは、全体としての防災計画にひずみをもたらすおそれがある。過去の火災の経験をもとに原子力施設の計画が進められることを希望する。

## 謝辞

調査実施にあたり、相良・御前崎市広域施設組合消防本部、消防庁特殊災害室のご協力をいただいた。

## 参考文献

1）第49回原子力安全委員会臨時会議速記録、http://www.nsc.go.jp/siryo

2）第85回原子力安全委員会定例会議速記録、http://www.nsc.go.jp/siryo

3）第27回原子力安全委員会臨時会議速記録、http://www.nsc.go.jp/siryo

4）第1回原子力安全委員会定例会議速記録、http://www.nsc.go.jp/siryo

5）第22回原子力安全委員会臨時会議速記録、http://www.nsc.go.jp/siryo

6）第10回原子力安全委員会定例会議速記録、http://www.nsc.go.jp/siryo
# A Fire Case of Waste Melting Facility of Hamaoka Nuclear Power Plant

(Abstract)

Takashi Tsuruda

(Accepted October 17, 2005)

A fire case of waste melting facility of Hamaoka nuclear power plant was investigated with transcripts of meetings of Nuclear Safety Commission. The safety measures of waste melting facility were designed to prevent, detect, and extinguish fire. A real fire was compared with the design fire.
技術報告

# タイヤ用発泡剤の反応危険性評価

岩田 雄策、桃田 道彦、古積 博

(平成17年10月19日受理)

### 1. はじめに

平成15年9月栃木県内で発生したタイヤ工場の火災は消火までに約47時間を要したことから、社会的に大きな問題となった $ ^{1} $ 。本火災の原因調査に関連して、出火場所付近にあったタイヤ用複合発泡剤等に対して、熱分析および着火危険性試験を行った。複合発泡剤中の自己反応性物質について圧力追従式断熱型熱量計によって反応性状を調べた。発泡剤とは、天然ゴム・合成ゴム等と混合した後、ある温度で処理することで熱分解させ、発生するガスを利用してポリマーに気泡構造を形成させる薬品の総称である。本稿では複合発泡剤の危険性評価およびその中に含まれる自己反応性物質の危険性評価結果を報告する。

### 2 \. 実験

### 2.1 試料

出火場所付近には、次の3つの薬品があったことが確認されている $ ^{1)} $ 。

(1) 発泡剤 1（DPT [ジニトロソペンタメチレンテトラミン] 系複合発泡剤）

(2) 発泡剤 2（ADCA [アゾジカルボンアミド] 系複合発泡剤）

(3) イオウ

(1)、(2)の複合発泡剤はタイヤ用ゴムに細かな気泡を作るための薬品である。これらの複合発泡剤は、自己反応性物質であるDPTおよびADCAを含有していることから、自己反応性を有している可能性がある。そこで、これらの物質について、消防法に基づく第5類の危険性評価試験（熱分析）および着火性状の確認試験等を行った。

DPTおよびADCAについて、反応性状を調べるために熱分析および压力追従式断熱型熱量計（Automatic Pressure Tracking Adiabatic Calorimeter、APTAC）によって危険性評価を行った。DPTおよびADCAは和光純薬工業製の試薬を用いた。DPTは、化学式C₅H₁₀N₆O₂、分子量186.17の白色の粉体である。ADCAは、化学式C₂H₄N₄O₂、分子量116.08の淡黄色の粉体である。

### 2.2 热分析試験

複合発泡剤に対して、SC-DSC（示差走査熱分析）を使用して消防法に基づく試験方法 $ ^{2)} $ に従って熱分析を行った。SC-DSCはリガク(株)製ThermoPlus2 DSC8230を使用し、密封セルを用いて測定した。複合発泡剤の試料量1.0～1.1mg、昇温速度10℃/minにてSUS製密封セルを用いた。発泡剤1および発泡剤2の測定温度範囲はそれぞれ常温から240℃、280℃までとした。測定は5回以上行い、平均値を求めた。危険性評価の標準物質であるBPO（過酸化ベンゾイル）およびDNT（2,4-ジニトロトルエン）について熱分析を行い、判定線を得た。

発泡剤1および2に対して、熱重量分析（TG）を実施して分解を開始する温度を重量変化から求めた。試料容器は開放式アルミニウム製のものを使用した。試料量は発泡剤1で6.5mg、発泡剤2で4.7mgとした。

複合発泡剤中の自己反応性物質であるDPTおよびADCAについて、DSCによる熱分析を行った。DSC装置および昇温速度は複合発泡剤の場合と同じである。試料量は0.9～1.0mgの範囲内とした。DPTおよびADCAの測定温度範囲はそれぞれ常温から270℃、250℃までとした。測定は2回行い、平均値を求めた。

### 2.3 着火試験

各種火源を模した小火源（タバコ、ニクロム線、小ガス火炎）による着火の可能性を調べた。ニクロム線は、供給電力を35Wから200Wまでの間で変えて着火への影響を調べた。小ガス火炎による試験方法は、消防法の試験方法（第2類小ガス炎試験）に準じて行った $ ^{2)} $ 。液化石油ガスを燃料とする着火器具を用いて小ガス炎を発生させ試験に用いた。

### 2.4 火炎伝播試験

国連勧告書³）に規定されている火炎伝播試験を参考にして、図1のように複合発泡剤試料を三角柱状に成形し、火炎伝播速度を求めた。着火は成形した三角柱端に発泡剤
図１ 火炎伝播試験の概要図

1 の場合は小ガス炎を接触させて行った。発泡剤 2 の場合、小ガス炎では着火しなかったので火力の強い液化石油ガスを燃料としたバーナー（熱量：2kW）で着火した。

### 2.5 引火点試験

セタ密閉式引火点試験装置を使って、複合発泡剤試料の引火点を測定した。40℃未満で引火する場合は、危険物第2類引火性固体に該当する性状を有することになる。

### 2.6 APTAC

圧力追従式断熱型熱量計であるAPTACは断熱型熱量計の一種である。APTACの温度制御方法は、断熱型熱量計として危険性評価の分野で用いられている暴走反応熱量計（ARC、accelerating rate calorimeter）と同じである。断熱型熱量計の特長は、試料からある閾値（発熱判定値）以上の発熱を検知するとヒーターが作動して雰囲気と試料内部で温度差がない状態にすることができる。そのため、試料容器から容器外への熱損失がない状態で発熱速度及び圧力等を測定し、熱安定性および分解の激しさに関する危険性を評価することが可能である。

ARCと比較したAPTACの特長は、試料内外の圧力差がないように試料容器外の圧力を制御できるため、ガラス容器が使用できることである。また、発熱を追従する能力が高く、ARCよりも10倍以上の試料量で測定できることである。APTACとARCの断熱制御方法における相違はARCが試料容器壁の温度で断熱を保つのに対し、APTACは試料内部の温度で断熱を保つことである。APTACの実験条件は次のとおりである。

試料：DPTおよびADCA

試料の調製：DPTおよびADCAはα-アルミナ $$ Al_{2}O_{3} $$

と混合して10〜15wt.%の濃度に調製した。

试料量：0.10~0.15g

試料容器：ARC用チタン製容器（容積：10ml）

温度ステップ幅：10K

発熱判定値：0.05K/min

DPTおよびADCAの純品では、試料量を減らしても発熱速度がAPTACの断熱制御できる限界（400K/min）以上となるため、測定が不可能であった。そこで、アルミナを希釈剤として用いて、単位重量あたりの発熱量を減らすとともに、少量の試料でも試料内部に熱電対が接触できるように試料の体積を増やした。ARC用チタン製試料容器を使用した理由は、少量の試料を用いる場合、熱容量の小さいチタン製試料容器を使用した方が、危険性評価にとって信頼性の高いデータが得られるためである。

断熱型熱量計であるARCにおいて、試料の反応熱は(1)式で求められる。APTACの測定においても(1)式を用いて試料の反応熱を求めた。反応熱（HR）を試料濃度で除して純品のDPTおよびADCAの反応熱が得られる。

$$ \mathrm{H_{R}=\phi\cdot C_{S}\cdot\left(T_{max}-T_{o}\right)} $$

$$ \phi=\left(C s\cdot W s+C v\cdot W v\right)\nearrow C s\cdot W s $$

$ H_{R} $ : 試料の反応熱 (J/g)

Cs：試料の比熱(J/g/K)

Cv：試料容器の比熱(J/g/K)

Ws : 試料重量 (g)

Wv : 试料容器重量 (g)

T₀：発熱開始温度（℃）

$ T_{max} $ 最高到達溫度（℃）

DPTとアルミナの混合試料の場合、混合試料の比熱(Cs)を次式で求めた。ADCAと混合試料の比熱についても同様にして求めた。

$$ \mathrm{Cs}=\mathrm{x}\cdot\mathrm{C}_{\mathrm{D P T}}+\mathrm{~(1-\mathrm{x})}\cdot\mathrm{C}_{\mathrm{A l}2\mathrm{O}3} $$

x：アルミナ中のDPT濃度（wt.%）

$ C_{DPT} $ : DPTの比熱 (J/g/K)

CaI₂O₃：アルミナの比熱 (J/g/K)

DPTとADCAの比熱はDSCで測定した100℃の比熱を用いた $ \left(\mathrm{CDPT}:1.43\mathrm{J}/\mathrm{g}/\mathrm{K}, \mathrm{CADCA}:1.65\mathrm{J}/\mathrm{g}/\mathrm{K}\right) $ 。チタンおよびアルミナの比熱は $ T_{0} $ と $ T_{max} $ での比熱から平均比熱を求めた。

活性化工ネルギー（E）は反応の起こり易さの指標となり、この値が小さいほど、反応速度の温度依存性が小さく、反応が進み易いと考えることができる。一次反応の活性化工ネルギーは(4)式および(5)式から得られる。反応次数が一次ならば(5)式中の速度定数kは(4)式により求めることができる。言い換えると、反応次数が一次で正しいならば、(4)式の関係を用いて得られた(5)式の $ \log(k) $ を1/Tに対してプロットすると直線となり、直線の傾きから活性化工ネルギが求められる $ ^{4)} $ 。

$$ \mathrm{k=~(d T/d t)~/~~(T m a x-T)} $$

$$ \log(\mathrm{k})=\log\left(\mathrm{A}\right)-\left(\mathrm{E}/2.303/\mathrm{R}\right)\cdot\left(1/\mathrm{T}\right) $$

T: 試料の温度 (℃)

k：速度定数（1/s）

E：活性化工ネルギー（J/mol）

A: 频度因子 (1/s)

R：ガス定数（8.314 J/mol/K）

### 3. 結果と考察

### 3.1 热分析試験

複合発泡剤のDSCによる測定結果の一例（発泡剤1および発泡剤2）を図2および図3に示す。反応熱および
発熱開始温度の測定結果を表1にまとめた。発熱開始温度は、発泡剤1の場合、150℃である。DSCの発熱開始温度はピークの最大傾斜とベースラインの交点とした。一方、発泡剤2は、204℃であるが、発熱は急激に進み、かつ、そのピーク値も発泡剤1の3倍以上と大きいことが判った。しかし、反応熱HRは発泡剤1の方がやや大きい。

熱分析の結果を基に消防法の判定を行った。図4に $ \log\left(\mathrm{Tonset}-25\right) $ と $ \log\mathrm{HR} $ の関係を示す。TonsetはDSCにおける発熱開始温度を、HRは反応熱を示す。判定線は過酸化ベンゾイルおよび2,4-ジニトロトルエンの反応熱にそれぞれ

表1 DSCの測定結果

$ T_{o1} $ (℃)	$ T_{o2} $ (℃)	$ H_{R} $ (J/g)	$ H_{R} $ (kJ/mol)
発泡剤1	150	—	1423	—
発泡剤2	204	—	1275	—
DPT	160	194	3465	645
ADCA	211	—	1165	135

$ T_{o1}, T_{o2} $ ：ピークの発熱開始温度

$ H_{R} $ ：反応熱

図2 発泡剤1 DSC曲線

図 3 発泡剤 2 の DSC 曲線

れ、0.8、0.7を掛けた値を結んだ直線である。反応熱の測定値が判定線よりも上にある場合には、「爆発の危険性」について「危険性あり」と判定される。発泡剤1は判定線のわずかに上にあり、一方、発泡剤2は判定線の下方にあった。試料の「爆発の危険性」について、前者を「危険性あり」、後者を「危険性なし」と判定した。なお、メーカー発行のMSDS（製品安全データシート $ ^{5)} $ ）によれば、両物質の結果とも判定線の下側にあるとされており、本実験結果とは異なっているが、この理由は確認していない。

DPTおよびADCAのDSCによる測定結果の一例を図5および図6に示す。複合発泡剤に加えてDPTおよびADCAの反応熱およびピークの発熱開始温度を表1にまとめた。DPTにおいて二つのピークが見られた。低温側のピークの発熱開始温度は160℃で、高温側のものは194℃となった。ADCAについてはピークは一つで、発熱開始温度は211℃であった。DPTの1モルあたりの反応熱はADCAのものと比較して4.8倍であり、熱的危険性が高いことが分かる。

$$ \log\left(T_{onset}\left[^{\circ}C\right]-25\right) $$

図４ 危険性評価試験の結果

直線は過酸化ベンゾイル及び2,4-ジニトロトルエンの反応熱にそれぞれ、0.8、0.7を掛けた値を結んだもの。TonsetおよびH_{R}はそれぞれ発熱開始温度、反応熱を表す。

図 5 DPTのDSC曲線
図6 ADCAのDSC曲線

### 3.2 着火試験

着火試験の結果を表2に示す。また、出火工場内に大量にあったゴム（イオウ有、イオウ無）についても参考のために試験に供した。タバコでは複合発泡剤に着火しないことが判った。また、ゴムの場合、イオウ無しの方が着火し、イオウ有りは発煙のみに留まった。

小ガス火炎による着火試験で、発泡剤1はガス火炎による着火試験の結果（火炎が触れた後3秒で着火し、かつ、火炎を離しても燃焼が継続すること）から危険物第2類第1種可燃性固体の性状を有すると判断される。発泡剤2は、火炎が触れた後10秒以内で不着火であった。

### 3.3 火炎伝播試験

図7に終端到着時の火炎の様子を示す。発泡剤1の火炎伝播速度は、着火後35秒で装置終端まで火炎が達したことから平均火炎伝播速度は、5.3mm/sとした。伝播速度を比較するためセルロースで同様な実験を行った。アルドリッチ製のセルロースを24時間以上乾燥させて実験に用いた。セルロースで水平方向の火炎の伝播は0.5mm/sであった。文献によれば、ろ紙（filter paper）で3.6mm/sといった報告がある $ ^{6} $ 。発泡剤1の火炎伝播速度は、ガソリン、灯油等の引火性液体の火炎伝播速度に比べれば小さな値であった（例えばメタノールで引火点以上で火炎伝播速度は1m/s以上である）。しかし、各種の可燃性固体と比べて同等以上であった。発泡剤2では火炎は発生しないが、試料の分解が進行した。

### 3.4 引火点試験

発泡剤1について40℃において引火は認められなかった。従って、発泡剤1は危険物第2類引火性固体に該当する性状を有していないことになる。

引火点試験の結果、発泡剤1の引火点は127℃、発泡剤2の引火点は175℃となった。発泡剤1の引火の様子は次のとおりである。127℃で、試験容器内で発生していた可燃性ガスに引火する。130℃で試験火炎を試料容器内に入れても、引火する場合と引火しないで消炎し発泡する場合があった。発泡剤1では引火点と発泡する温度が接近

表 2 着火試験の結果

試験物品	着火源	状況
発泡剤 1	小ガス炎着火器具	着火
発泡剤 1	タパコ	白煙発生、着火せず
発泡剤 1	電熱線 10A×5V	白煙および小火炎発生
発泡剤 1	電熱線 10A×20V	着火
発泡剤 1	電熱線 7A×5V	着火
発泡剤 2	小ガス炎着火器具	着火せず
イオウ有ゴム	小ガス炎着火器具	煙のみ
イオウ無ゴム	小ガス炎着火器具	着火、火花発生

図7 火炎伝播試験の様子（火炎が終端に到着した時の様子）

していた。発泡剤2では、引火点を超えても発泡しなかった。

TGの重量減少が開始する温度は、発泡剤1で120℃、発泡剤2で170℃であった。重量減少速度はそれぞれ、0.004wt.%/sと0.003wt.%/sであった。この温度は引火点試験における引火点にほぼ対応していた。引火試験において分解開始直後に発生したガスが引火したと考えられる。

### 3.5 APTAC

APTACによるDPTとADCAの温度の経時変化をそれぞれ、図8および図9に示す。DPTおよびADCAの発熱開始温度、反応熱等を表3にまとめた。両者とも発熱開始温度はDSCの値よりも低くなった。これはAPTACの感度の方がDSCより良いためである $ ^{7} $ 。反応熱はDSCおよびAPTACともほぼ同じ値となった。また、APTACの測定において試料容器の壁と試料内部の温度履歴がほぼ等しかった。式(1)を用いた反応熱の求め方およびアルミナを使用したAPTACの測定が妥当であったことを示している。

図10および図11にDPTとADCAについて [1/T] と [−logk] の関係を示す。DPTとADCAの分解反応を1次反応と仮定した式(5)が、ほぼ直線となったことから、両
表 3 APTACの測定結果

T_{o}(℃)	H_{R}(kJ/mol)	E(kJ/mol)	P_{max}(kPa)	PRM(kPa/min)	HRM(K/min)
DPT	145	595	215	657	44	17
ADCA	165	115	164	507	13	2

To：発熱開始温度

PRM：圧力上昇速度の最大値

$ H_{R} $ ：反応熱

HRM：発熱速度の最大値

E：活性化工ネルギー

$ P_{max} $ ：最大到達壓力

図 8 APTACによるDPTの温度の経時変化

図10 DPTの $$ 1/T $$ と $$ -\log k $$ の関係

図 9 APTACによるADCAの温度の経時変化

者の分解反応は1次反応と見なすことができる。活性化工ネルギーは濃度に依存しないため、反応速度を考慮した危険性評価に使用することができる。

ARCの測定で標準物質と使用されることがあるジ-tert-ブチルパーオキサイド（DTBP）のトルエン溶液とDPTの危険性を比較した $ ^{8} $ 。活性化工ネルギーについてDTBP20wt.%の活性化工ネルギー（157.0kJ/mol）はDPTの値よりも低く、ADCAの値と近かった。APTACの130mlのガラス容器を用いた測定において、DTBP20wt.%/ト

図11 ADCAの $$ 1/T $$ と $$ -\log k $$ の関係

ルエン溶液の5g（φ=7.6）について、発熱速度および压力上昇速度の最大値は、それぞれ、0.23K/min、3.1kPa/minである。発熱速度の最大値について12wt.%DPTの1.0g（φ=6.4）と反応物の単位重量あたりで比較すると、DPTの値はDTBPの値のおよそ600倍である。また、圧力上昇速度の最大値について、試料容器の容積を考慮して反応物の単位重量あたりで比較するとDPTの値はDTBPの値のおよそ8倍である。

DPTの分解ガス量について、最大圧力から発生量を求
めると、最高到達温度201℃においてDPTの1モルから2モルの分解ガスが発生することが分かった。このことから任意の試料量から発生する分解ガス量を見積もることができる。

DPTとADCAの反応熱、発熱速度および圧力上昇速度を比較すると全てDPTの方が大きい。分解の激しさについて、DPTはADCAよりも激しい分解を起こすことが分かる。発熱開始温度を見るとDPTの方が低く、DPTの熱安定性はADCAよりも低いこととともに分かる。以上のことから、DPTの方がADCAよりも熱的危険性が大きいことが分かった。ただし、発熱開始時の活性化工ネルギーはADCAの方がDPTよりも低いことからADCAの方が発熱開始時で反応が進行し易いことを示している。

### 4. まとめ

平成15年の栃木県でのタイヤ工場の火災の原因調査に関連して、出火場所付近にあったタイヤ用発泡剤等に対して、熱分析、着火危険性および引火点等の試験を行った。

複合発泡剤中に含まれる自己反応性物質であるジニトロソペンタテトラミン（DPT）およびアゾジカルボンアミド（ADCA）について圧力追従式断熱型熱量計（APTAC）によって危険性評価を行った。その結果、以下のことが分かった。

(1) DPT系発泡剤およびADCA系複合発泡剤に対してDSCによる熱分析を行った結果、DPT系発泡剤のみが危険物第5類の「爆発の危険性」の危険性を有している。また、DPT系発泡剤は高い着火性状を有しており、危険物第2類の性状も有している。セタ密閉式試験器引火点試験においてDPT系発泡剤、ADCA系発泡剤の引火点はそれぞれ127℃と175℃である。

(2) DPTとADCAの反応熱、発熱速度および圧力上昇速度を比較すると全てDPTの方が大きい。DPT、ADCAの活性化工ネルギーはそれぞれ215kJ/molと164kJ/molであった。また、DPTの発熱開始温度は145℃でADCAより低い。

## 参考文献

1）高橋厚裕、タイヤ製造工場における火災概要について、第7回消防防災研究講演会資料、pp.39-47 (2004.1)

2）消防庁危険物規制課 監修，危険物技術研究会 編集：“危険物確認マニュアル”，新日本法規出版(1990)

3) The United Nations: “Recommendations on the Transport of Dangerous Goods: Manual of Tests and Criteria” (2nd Revised Edition), The United Nations Publications (1995)

4）菊池武史：“ARCによる反応性化学物質の熱暴走危険性の評価”，住友化学，1989-I，pp.61-81(1989)

5）(株)永和化成工業、製品安全データシート(2003)

6) D. Drysdale: “An Introduction to Fire Dynamics(2nd Edition)”, John Wiley & Sons(1999)

7）菊池武史：“ARC測定データの実装置への適用方法”，住友化学，2001-I，pp.62-70(2001)

8）飯塚義明，藤田明弘，秋場佳代子，富田由佳：“ARCデータを用いた断熱速度式の信頼性に関する研究”，安全工学，Vol.39，No.2，pp.91-97(2000)

## 謝辞

現場での調査、試料の手配その他で黒磯那須消防組合消防本部には大変お世話になりました。同本部の皆様に改めて感謝致します。
# Reaction Hazard Evaluation of Organic Blowing Agents for Tires

(Abstract)

Yusaku Iwata, Momota Michihiko, and Hiroshi Koseki

(Accepted October 19, 2005)

Two kinds of organic blowing agents were involved in a fire in a tire production plant in Tochigi prefecture in September, 2003. One organic blowing agent had N,N'-dinitrosopentamethylenetetramine(DPT) and the other one had azodicarbonamide (ADCA). The thermal risk evaluations of organic blowing agents following the Japanese Fire Service Law using a differential scanning calorimeter(DSC). A small flame test and a flash point test were conducted to examine combustion characteristics of organic blowing agents.

The reaction hazards of DPT and ADCA were investigated using an auto pressure tracking adiabatic calorimeter(APTAC). The thermal properties of DPT and ADCA were studied on the basis of the thermodynamic parameters and the pressure data. The conclusions were made as follows:

(1) The thermal hazards as self-reactive substances were found in organic blowing agent with DPT by the DSC measurements. It was elucidated that the organic blowing agent of DPT was easy to ignite in the small flame test. The flash points of organic blowing agents with DPT and ADCA were $ 127\ °C $ and $ 175\ °C $ in the Seta closed-cup flash point test.

(2) The thermal hazards of DPT with regard to the thermal stability and the intensity of decomposition were higher than those of ADCA on the basis of the heat rate and the pressure rate data obtained by the APTAC. The activation energy of DPT was 215kJ/mol. The heat onset temperature of DPT was 145 °C and lower than that of ADCA.
技術報告

# 2005年福岡県西方沖の地震による福岡市消防局管内の 危険物施設の被害の調査

西 晴樹、山田 實、畑山 健、廣川 幹浩、橫溝 敏宏

(平成17年10月24日受理)

### 1. はじめに

福岡市には、屋外貯蔵タンクを主体とした危険物施設が多数設置されている福岡地区石油コンビナート等特別防災区域がある。当該特別防災区域には20の事業所が存在し、約170基の屋外貯蔵タンクがある。平成17年3月20日に発生した福岡県西方沖の地震（M7.0）では、新潟地震（1964年）や1978年宮城県沖地震の例のような大規模な石油タンクからの危険物の大量漏洩は発生しなかった。しかしながら、平成7年に発生した兵庫県南部地震による神戸市における石油タンクの被害 $ ^{1} $ の例のように、小規模なタンクの浮き上がりなどの被害が散見された。

福岡市消防局からの報告を受け、消防研究所では、地震発生から一週間後に危険物施設の被害調査を行った。本報告では、これらの被害調査の結果を紹介する。

### 2. 地震の概要及び危険物施設の被害の状況

福岡県西方沖の地震では、福岡県福岡市を含めて3市町において最大震度6弱を記録している。また、危険物施設以外で発生した人的・物的被害については、死傷者1,088名、住家被害8,997件とかなりの数にのぼっている $ ^{2} $ 。しかしながら、福岡市消防局によると、当該地震では同消防局管内の危険物施設において、火災、危険物の流出、浮き屋根の沈没などの大きな被害は発生しなかった。ただし、比較的大きな事業所6箇所で危険物施設に損傷があり、使用停止命令がかけられた。これらの事業所の内、調査時においても使用停止命令がかけられていた施設を表1に示す。

危険物施設の主な被害としては、屋外タンク貯蔵所においては、アンカーボルトの破断、ナットの破断、タンクの底板張り出し部のシールの剥離、犬走り部の破損、防油堤の目地部などからの開口、不等沈下（タンク直径に対する不等沈下の数値の割合が1/48に達する）などであり、移送取扱所においては配管のラックからの落下などが見られたとのことであった。

今回の地震におけるこれらの損傷は、短周期の地震動の影響と見られる。福岡市消防局によると、コンビナート付近で記録された最大加速度は約280cm/s²とのことであり、また、最寄りの地震観測点（K-NET福岡）においても南北方向に約276cm/s²の最大加速度が観測されている。

以下では、危険物施設で発生した主な被害について見ていく。

表 1 被害が発生した主な危険物施設の諸元

事業所名	施設	品名	数量	許可年	諸元
側板高さ	内径	液面高さ
I事業所	屋外タンク貯蔵所	第3石油類	980kl	昭和48年	14.6m	9.69m	13.3m
H事業所	屋外タンク貯蔵所	第3石油類	750kl	昭和47年	13.7m	8.70m	12.6m
S事業所	屋外タンク貯蔵所	第1石油類	580kl	昭和49年	9.16m	9.67m	7.79m
A事業所	屋外タンク貯蔵所	第3石油類	545kl	昭和49年	12.2m	7.74m	11.6m
J事業所	移送取扱所	第1·2·3石油類	5,520kl	昭和47年

※屋外タンク貯蔵所については、地震時はほぼ満液の状態。また、屋根形式は固定屋根。
### 2.1 犬走り部の破損

I事業所においては、コンクリートリングの基礎上に設置された屋外貯蔵タンクの犬走り部（アスファルト）に広範囲にわたって、き裂が生じていた。この状況を図1に示す。また、図2では、同タンクの底板の他の部分で、雨水浸入防止シールがタンク底板の下に巻き込まれた状態にあり、当該タンクは地震時にタンク底板が浮き上がったことを示している。雨水浸入防止シールの寸法や剥離した状況から判断して、浮き上がり量は16cm程度であったと推測される（詳細は後述）。

### 2.2 防油堤の損傷及び防油堤内の状況

防油堤の損傷としては、H事業所では、図3に示すような防油堤の目地部での破損が見られ、また、震源に近いJ事業所においては、図4に示すように防油堤の止液板

図１ 犬走り部の損傷（I事業所）

図2 雨水浸入防止シールの破損及び底板下への巻き込み（I事業所）

(地震時にタンク底板が浮き上がったものと考えられる。なお、当該タンクにアンカーボルトは取り付けられていない)

の端部付近から本体にかけての破損が見られた。

一方、防油堤内を見てみると、H事業所では図5に示すようなタンク周辺に沿って地割れが見られた。また、K事業所では、防油堤近くに設置された配管の下に噴砂の跡ができており（図6）、液状化が発生したことが確認できる。

### 2.3 アンカーボルトの破損

H事業所のタンクについては、タンクを基礎に固定する複数のアンカーボルトがすべて破断あるいは引き抜けなどの損傷を受けていた。破断したアンカーボルトの一例を図7に示す。また、あるアンカーボルトでは、図8に示すように、タンク側板に取り付けられたボルト固定用のプレートが著しい曲げ変形を受けており、地震時にはタンク底板は大きく浮き上がったものと想像される。

図 3 防油堤目地部からの破損（開口量8cm、H事業所）

図4 防油堤本体からの破損（J事業所）
図 5 防油堤内のタンク周辺の地割れ（H事業所）

図6 防油堤近くの液状化の跡（配管の下に噴砂の跡が確認できる）（K事業所）

図7 基礎の犬走りから引き抜けたアンカーボルトとタンク側板側のプレートの変形（H事業所）

アンカーボルトの引き抜计量（約2cm）とプレートの曲げ変形の量（約4cm）を加算したものをタンク底板の浮き上がり量とすると、浮き上がり量は約6cmと推測される。図8を見るとアンカーボルトはこれ以上引き抜かれているが、これには二つの解釈が可能である。一つは、タンク底板の浮き上がりにより一時に引き抜かれた可能性であり、二つ目は「ラチェット」のように小刻みに何回かに分けて引き抜かれた可能性とが考えられる。

### 2.4 液状化によるタンクの沈下

S事業所のタンクについては、タンクの基礎の周辺で液状化が発生し、タンクが不等沈下（タンク直径に対する不等沈下の数値の割合が1/48）する被害が発生した。図9は、当該タンクのフレキシブルホースの変形状況を示したものである。タンク基礎周辺には液状化した跡が見られ、タンクが沈下し、フレキシブルホースが変形したと推測される。

図8 アンカーボルトの破断（H事業所）

図9 タンクの不等沈下及びフレキシブルホースの鉛直方向の変形状況（S事業所）
図10は、地震後に等沈下したタンクのフレキシブルホースの変形状況である。3本のフレキシブルホースすべてが曲がっているのが見て取れる。図では明らかではないが、当該タンクは鉛直方向に等沈下すると共に水平方向にも回転していた。

### 2.5 配管の落下

J事業所の移送取扱所においては、配管がラックから落下し、サポートがラックと衝突した。サポートは当て板部分から破断している。この状況を図11に示す。

### 3. 屋外貯蔵タンク側板の座屈について

表1に示したA事業所、H事業所、S事業所、I事業所の4事業所で損傷を受けたタンクの諸元を用いて、当該タンクの各段の側板に発生する応力が座屈を発生させるために必要な水平震度を算出した。その結果を表2に示す。表2に掲げたタンクの容量は500kl～1,000klの範囲に入っているが、ここでは計算方法として、消防法令に定められている特定屋外貯蔵タンクに係る計算方法を使用した。また、地域別補正係数は1.0とし、地盤別補正係数は2.0として計算を行った。

表2に示すように、評価応力と限界座屈応力との比は消防法令の基準内に納まっており、座屈を生じさせるためには、0.56から1.4の地表面水平震度が必要となった。なお、これらのタンクは、地震時にはほぼ満液であったとのことであり、計算においては液面高さを最高液位とした。また、板厚は設計板厚を用いており、貯液の比重は水と同じ1としている。これらのタンクの板厚が健全であれば、設計水平震度の2倍程度以上の地動に耐えることが分かった。

### 4. 屋外貯蔵タンクの浮き上がり解析

### 4.1 浮き上り量と回数

表2に示す4基の屋外貯蔵タンクの諸元を有する有限要素モデルと最寄りの地震観測点（K-NET福岡）で観測された地震波形（図12参照）を用いて、地震時におけるタンク底部の浮き上がり挙動解析を行った。文献3）と同様に、タンク本体と内容物との連成を考慮した3次元有限要素モデルを用いた3次元時刻歴応答解析を用いて解析を行った。

解析結果を図13に示す。4事業所の屋外貯蔵タンクの底部の浮き上がりの鉛直変位（浮き上がり高さ）の時間的推移を示したものである。浮き上がり高さを測定する位置としては、解析対象時間（50秒）において、最大の浮き上がり高さとなるタンク底板の位置を選択した。

表 2 屋外タンク貯蔵所の側板の座屈応力

事業所名	数量	最下段側板板厚	底板板厚	評価応力と限界座屈応力との比	評価応力が限界座屈応力が等しくなる地表面水平震度
I事業所	980 kl	9 mm	9 mm	0.4	0.82
H事業所	750 kl	8 mm	6 mm	0.54	0.56
S事業所	580 kl	6 mm	6 mm	0.23	1.4
A事業所	545 kl	9 mm	6 mm	0.37	0.82

図10 タンクの沈下（等沈下）及びフレキシブルホースの変形状況（S事業所）

図11 配管ラックからの配管サポートの落下と当て板の破断（J事業所）
図13から、タンク底板の浮き上がり高さは、4cmから31cmとなっていることが見て取れる。4基のタンクのうち1事業所の屋外貯蔵タンクはアンカーボルトがなく、その他の3基のタンクについてはアンカーボルトが設置されていた。解析モデルではアンカーボルトは無いものとしているので、ここで、I事業所の屋外貯蔵タンクについて見てみる。当該タンクの最大の浮き上がり高さは18cmと読み取れる。一方で図2に示した当該タンクの雨水浸入防止シールの先端が底板の端部の直下にある状況から判断して、浮き上がり高さは、16cm程度であったと推定される。雨水浸入防止シールの底板下への巻き込みを表し

図12 解析に使用した地震波形（南北方向成分）

(a) H事業所

た模式図を図14に示す。解析結果は、実際の浮き上がり高さより大きな値となったが、概ね傾向はあっていると考えられる。

I事業所の屋外貯蔵タンクについて見てみると、解析対象時間における浮き上がりの回数は10回程になるが、10cmを超えるような大きな浮き上がり高さは2回しか発生していない。

これらの観察および解析結果を基に、タンク隅角部（側板と底板の溶接部）に発生するひずみと低サイクル疲労強度について考察する。

### 4.2 隅角部の低サイクル疲労累積損傷評価

図13に示された各タンク底部の浮き上り拳動結果から、浮き上り量の回数を表3に示す。なお、隅角部の浮き上り変位が2cm以下の場合、隅角部表面に発生するひずみは弾性範囲内であるため考慮しないこととした。

表3の値を次式に示すマイナー則を用いて損傷評価を行う。

$$ \sum_{i=1}^{m}\quad\frac{n_{i}}{N_{i}}\quad<1 $$

ここで、$\epsilon_{1},\epsilon_{2},\cdots,\epsilon_{m}$ のひずみが単独に作用するときの破断線返し数を$\mathrm{N}_{1}$、$\mathrm{N}_{2}$、$\cdots\mathrm{N}_{m}$ とすると、これらが混在した状態での個々の応力の繰返し数が$\mathrm{n}_{1}$、$\mathrm{n}_{2}$、$\cdots\mathrm{n}_{\mathrm{m}}$ のとき、(1)式を満たすときには破壊しない

(b) I事業所

(c) S事業所

(d) A事業所

図13 4 事業所の屋外貯蔵タンクの底部の浮き上がり挙動

(解析対象時間（50秒）において最大の浮き上がり高さを発生した部位の鉛直方向変位の時刻歴変化を示したもの)
表 3 各タンクにおける浮き上り回数と累積疲労損傷度

H事業所	I事業所	S事業所	A事業所
浮上り量
(cm)	35～30	1	0	0	0
30～25	1	0	0	0
25～20	0	0	0	1
20～15	1	2	0	1
15～10	2	0	0	2
10～5	1	5	0	2
5～2	13	8	5	16
マイナー則を用いて
算出した累積疲労
損傷度	< 0.01	< 0.01	< 0.01	< 0.01

さいものと考えられる。

図14 浮き上りによる雨水浸入防止シールの底板下への巻き込み

と仮定するものである。

各浮き上り量に対する隅角部の発生ひずみおよび破断線返し数は、文献4）から求めた。各タンクに対してマイナー則を用いて算出した累積疲労損傷度の値を表3に示す。どのタンクに対する値も1未満であり、かつ、非常に小さいことから、推定された地震動による浮き上り量と線返し数において、タンク隅角部の損傷は非常に小

### 5. まとめ

福岡県西方沖の地震による危険物施設の被害調査を行った結果、全体として大きな被害が発生していないことがわかった。しかし、兵庫県南部地震においても指摘されたように、使用停止命令等の措置が行われた小規模タンクについては地盤の液状化や底部の浮き上りが発生していた。

化学工場などのタンクは、その容量は小さいが、内容物によっては少量の漏洩でも非常に危険な物質が貯蔵されている場合があるので、改修すべきタンクに関しては、適切な措置を期待する。

## 謝辞

今回の被害調査にあたっては、福岡市消防局および各事業所の方々に多大なご協力を賜りました。また、地震記録として独立行政法人防災科学技術研究所の強震観測網K-NETのデータを使用させていただきました。ここに記して謝意を表する次第である。

## 参考资料

1）消防研究所、“兵庫県南部地震による危険物施設の被害調査報告書”、p.29、（1995）

2）福岡県西方沖を震源とする地震（第34報）、総務省消防庁ホームページ、http://www.fdma.go.jp/detail/575.html

3）西晴樹、山田實、畑山健、“地震動による小規模タンク底部の浮上り拳動について一その1 浮上り回数および高さに関する検討”、消防研究所報告、96、pp.16-25(2003)

4）山田實、西晴樹、大塚尚武、吉田聖一、“地震動による小規模タンク底部の浮上り拳動について一その2隅角部のひずみと低サイクル疲労強度一”、消防研究所報告、96、pp.26-34(2003)
# Report on the Damage Investigation of the Hazardous Material Facilities in Fukuoka City due to the 2005 West off Fukuoka Earthquake

(Abstract)

Haruki Nishi, Minoru Yamada, Ken Hatayama, Yoshihiro Hirokawa, and Toshihiro Yokomizo

(Accepted October 24, 2005)

A large earthquake (M7.0) occurred west off Fukuoka Prefecture March 20, 2005. There were twenty business establishments treating hazardous materials and about 170 aboveground oil storage tanks in an industrial complex in Fukuoka City. This earthquake did not cause large amount leakage of hazardous materials such as the Niigata Earthquake(1964) or the 1978 Miyagiken-oki earthquake. Concerning small-scale aboveground oil storage tanks, however, they were damaged by uplift motions of bottom plate due to the short-period strong ground motions. Some tanks were also damaged by the liquefaction of surrounding ground. These phenomena were seen in the 1995 Hyogoken-nanbu earthquake.

In this report, we described the outline of the damage investigation of hazardous material facilities in Fukuoka City. It is important to adopt adequate countermeasures to small-scale tanks containing very toxic materials, if necessary.
技術報告

# 林野火災の発生危険度予測システムに関する研究 一火災発生地点分布と放火による火災の発生状況一

佐藤 晃由

(平成17年10月31日受理)

### 1. はじめに

近年、世界的に大規模林野火災が相次いでおり、米国やカナダなどの諸国では、林野火災が発生しやすい状態かどうかを予測するシステム（火災危険度格付けシステム）が運用されている。米国では、年間約10万件もの林野火災による多大の被害が発生し、予測システムの必要性が大きいことから、気象、林相、地形など多岐にわたる情報に関するデータベースや衛星画像を利用して危険度予測を行っている。カナダ、オーストラリア、ドイツ、イタリア、韓国などでも林野火災の発生危険度予測システムが開発されているが、使用されている情報面では、それらのシステムは米国のシステムと類似している。

米国やカナダでは雷のような自然現象に基づく林野火災も多いため、米国のシステムNFDRS（National Fire Danger Rating System）では、気象情報のうち、雷が着火源となる予測手法も用いられている。しかし、日本の林野火災のほとんどは、表1に示すように、たき火やタバコなどの人為的要因によるものであり、雷による林野火災は少ない。そのため、日本において直ちに米国などのシステムを用いることは適当でなく、筆者らのこれまでの研究 $ ^{2-4} $ の結果では、気象情報だけに基づく予測危険度が高い状況であっても、予測結果は必ずしも林野火災発生実態を反映しない傾向にあった。

このため、わが国における過去の林野火災の特性を分

表 1 日本の林野火災原因 $ ^{1} $ （平成15年）

発生原因	%
たきび	24.8
タバコ	13.8
放火及び放火の疑い	13.8
火入れ	12.7
火遊び	6.4
その他	28.6

析し、わが国に適合する林野火災発生危険度予測システムの開発を目的とする研究を行った。その結果、市街地を除き、面積当りの林野火災発生件数と人口密度には強い相関があることから、気象情報や林相などの情報に加えて森林率と人口密度のような情報を加味して、林野火災危険度予測を行う方法を採用すると、より実際に近い状況を予測することができることがわかった $ ^{2-4} $ 。

これにより、予測結果はかなり向上したが、それでもなお、筆者らによる予測システムを用いて、過去の林野火災における気象状況や林相情報、人口密度などに基づく予測シミュレーションを行ってきた。しかし、林野火災発生当日の気象状況は、天気が曇りで湿度がかなり高い状態であって、林野火災危険度はさして高くない状態であるにもかかわらず林野火災が発生した例があるなど、林野火災危険度予測結果と実際の林野火災発生状況が異なる場合が多々あった。

そのため、本研究は、林野火災発生危険度予測システムの一層の予測精度向上を図ることを目的とし、予測結果と実際の林野火災発生の差異を生じる原因を調べた。その原因のひとつに、放火の影響が考えられる。表1に示すように、わが国の林野火災原因において、放火または放火の疑いとされる火災は約14%ある。このため、ここでは林野火災危険度予測に関連する放火火災の特性について調べ、林野火災発生場所の緯度経度の調査から、林野火災はどのような場所に多く発生するかなどを調べた。また、これらの放火火災情報を加味した危険度予測シミュレーションを行った。さらに、日本周辺諸国のうち、韓国は植生や気象状況が日本に近いため、その林野火災特性を調べ、現在の韓国のシステムでは採用されていない人口密度などの情報を加味することによる予測結果について考察した。

### 2. 林野火災の発生場所の調査

わが国の林野火災の発生状況を調べる際の問題点は、過去の林野火災の緯度経度に関する電子データ情報が存在しないことである。また、過去の全国火災原票は数年
ごとに廃棄されているため、1995年以前の林野火災情報の解析は困難である。従って、ここでは、1996年から2001年までの火災原票（住宅火災などを含む6年間で約30万枚）の中から林野火災に関わる原票（約2万枚）を抜き出し、林野火災発生位置の住所（住所の記載例は〇〇県〇〇郡〇〇村大字〇〇字〇〇95）から緯度経度を調べた。原票に記載された住所は手書きのものもあり、住所の読み取りと緯度経度への自動変換は困難であるため、パソコンの電子地図ソフトを用いて1件ずつ手作業で調べた。これらの調査した緯度経度の情報を地図情報ソフトに入力し、林野火災発生地点分布を表示した。図1から図4に、北海道・東北地方、関東・中部地方、近畿・中国・四国地方、九州地方の林野火災発生地点分布を示す。図中の細い線はJRの在来線等を示すが、これはJRの在来線沿線は人口密度の高い領域に相当するためである。これらの図から、わが国の林野火災は人口密度の高い地域（東京や大阪などにおいては森林のない市街地中心部を除く）に林野火災が発生していることがわかる。特に、中央本線沿い、東北本線沿いに細い帯状の林野火災発生分布が見られる。千葉県、愛知県、兵庫県などでは、県内で広く分布している。一方、北陸・山陰などの日本海側や高知県などでは、林野火災発生地点がまばらに分布している。北海道では、札幌市付近を除けば、まとまった林野火災発生分布はない。

図3及び図4に示した林野火災分布のうち、放火または放火の疑いとされる林野火災の発生地点の分布を調べた。わが国の1996年から2001年までの林野火災件数約2万件のうち、放火または放火の疑いとされる林野火災件数は2036件で約11%である。図5と図6に、関東・中部と中国・四国の放火火災の分布を示す。これらの結果から、放火または放火の疑いによる林野火災は大都市近郊に多く、人口の少ない地方、特に北陸、山陰、九州にはほとんどないことがわかる。しかし、人口が比較的少ない地方でも、神戸-淡路島、岡山県玉野市-四国の本四連絡橋付近には放火が多い。

次に、林野火災は標高を考慮した三次元地形のどこに発生するかを調べた。一例として、図7に足利市、佐野市付近の三次元地形と林野火災の発生地点を示す。この地域に関する限り、林野火災は市街地から外れた山裾の田園地域や傾斜のある山裾の南東と南斜面に多く発生している。これは、林野火災は3～4月の昼頃多く発生することから、日当たりのよい乾きやすい場所で、農作業やアウトドアレジャーなどが行われる山裾で林野火災が発生することと関連し、山の北側斜面は午前中の日射で乾きにくく、山の頂上付近は入山者が火気を用いる場合は少ないことに基づくものと考えられる。

### 3. 放火による林野火災の分析

林野火災発生地点の緯度経度の調査から、放火による林野火災は大都市近郊に多く、人口の少ない地方には少ない

図１ 北海道・東北地方の林野火災発生地点分布
図２ 関東・中部地方の林野火災発生地点分布

図３ 近畿・中国・四国地方の林野火災発生地点分布
図４ 九州地方の林野火災発生地点分布

図５ 関東・中部地方の放火による火災発生地点分布