Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
作り、防火ガラス部材がどのような挙動（破損などの発生）を示すかを調べた。

### 2. 実験のシナリオ

本研究に関連する要因は、Fig.1のように整理される。

### 2.1 想定される熱・物理的衝撃破壊

コンクリートや鋼板などの従来の一般的な区画部材は非加熱側の開口部・扉以外の壁面に消防隊がホース放水しても破壊するおそれはないので遮炎性能のみを評価すれば十分であった。

しかし、今回の研究対象である防火ガラス部材は、消防隊到着までにさまざまな温度履歴の場と到着後の放水による局部的あるいは全面的な冷却による三次元的な熱衝撃（枠材の拘束条件を含め）や消防装備との接触など物理的な衝撃を受ける。さらに燃焼物によっては煙・すすなどを多く生成するもの、ガラス面と燃焼物の位置関係によっては強い放射を受けるスポットなども生じる。

また火災時にガラスと枠材が被る空間の高さ方向の温度差、ガラスの厚さ方向の温度差、局部的な温度差などがガラス破壊など区画部材としての性能低下が懸念される。これらはガラス部材が被る火災の温度と時間だけではなく、ガラスの取付け方、ガラス寸法・厚さなどの因子、枠材の熱挙動などにも左右される。

加えてガラスの破損は、避難者や消防隊員の死傷原因となる $ ^{3} $ 。人的な被害評価にはガラスの飛散範囲、飛散速度、ガラス片の形状などガラスの破損状況を知ることが必要である。

当然のことながら、ガラスの破壊の有無は、ガラス自身の製造方法や高温時の挙動に大きく依存することはいうまでもない。しかしながら、材料単体の高温時の物理的な特性に関する試験方法が確立していないことから、破壊挙動予測のために必要なデータが十分ではない。著者は小規模部材寸法による試験方法を考案し、常温から650℃までの破壊挙動を測定し報告している $ ^{4} $ 。ガラスによって常温時の特性と高温時のそれとでは著しく異なる。

Fig. 1 Factor related to this study

るものがあり、500℃という温度がガラス強度の特性に変化をもたらすひとつの目安となることを確認した。

### 2.2 想定した火災シナリオ

防火ガラスのどのような温度勾配を与えれば、破壊につながる状況を再現できるか調べる目的で、実火災実験に先立って、防火ガラスの内部応力や反りの発生状況をコンピュータシミュレーションで検証した $ ^{5)} $ 。検証結果からは、網入りガラスを除き、防火ガラス内部温度を少なくとも500℃以上に確保しなければ、ガラスの破壊に至る内部応力や反りを得ることができないことが確認された。そこで、後述する実験装置において上記で得た500℃以上のガラス内外での温度差を達成することを目的にNo.1からNo.4-2の実験を行った。具体的には、火源の規模・位置、実験空間の規模・断熱条件などを変化させた。すなわち、空間上部高温層温度を700℃程度で10分間保持することで、ガラス内部温度を確実に上昇させることを意図した。

この温度条件を確保するために必要な実験空間の大きさや火源位置などについては、本実験に先立ち耐熱結晶化ガラスをはめ込んだ空間で試行錯誤により把握・確定した $ ^{6)} $ 。

### 2.3 ホース放水の方法とタイミング

消防隊が実際の現場でどのような放水方法をとるかは定めがたい。しかし、水の掛かり具合や場所など弱点部に若干の水が接触しても破損する可能性があるため、前述のコンピュータシミュレーションで高温にさらされるなどの弱点部を予測し、その部分周辺にポリエチレンフィルムで作製した一定水量の水球を衝突させることとした。

なお、ホース放水による消火活動の水圧1.2MPa（物理的な衝撃）で平常時使用状態の防火ガラスが破損しないことは、本研究対象中物理的衝撃に最も弱い耐熱結晶化

Fig. 2 Collision of water stream to glass surface
Fig. 3 Experimental setup

ガラスで事前に確認した (Fig. 2)。

### 3. 実験方法

### 3.1 実験装置

Fig. 3に示す実験装置（床面積36m²（6m角の正方形）、天井高さ2.3m）を利用し、ここに4m×4mの実験区画を構築し実験に供した。

### 3.2 試験体の種類と形状

以下4種類の防火ガラス（Table 1にガラスの特性を示す）を試験体とした。

・網入りガラス（Wired glass）厚さ6.8mm

・低膨張防火ガラス（Fire resistant borosilicate glass）厚さ6.5mm

・耐熱強化ガラス（Fire resistant tempered glass）厚さ8 mm

・耐熱結晶化ガラス（Fire resistant glass ceramic）厚さ5 mm

各ガラスは、Fig. 3に示す実験装置の所定個所に、前述

Table 1 Compositions and characteristics of fire resistant glasses

Type of glass	Fire resistant glass ceramic	Fire resistant tempered glass	Fire resistant borosilicate glass	Wired glass
Glass composition
SiO2	67	71	80	71
Al2O3	23	1	2	1
B2O3	13
CaO	10	10
MgO	3	3
Li2O	4
Na2O	14	4	14
K2O	1	1	1
TiO2	2
ZrO2	3
Expansion Coefficient (x10-7/K)	-8 (～380℃)	85～90 (～350℃)	33 (～380℃)	85～90 (～350℃)
Specific heat (J/g·K)	0.7	0.8	0.7	0.8
Thermal conductivity (W/m·K)	1.5	0.8	1.1	0.8
Density (g/cm3)	2.51	2.5	2.2	2.5
Young's modulus (GPa)	88	72	62	72
Poisson's ratio	0.24	0.22	0.19	0.23
Mean breakdown stress (MPa)	50～60	200～250	100～150	50～55
Strain point (℃)	nearly 510	nearly 515	nearly 510
Annealing point (℃)	nearly 550	nearly 560	nearly 550
Softening point (℃)	900～	nearly 730	nearly 810	nearly 730
の国道交通省で定める標準加熱による性能試験に合格した施工方法や呑み込み寸法などでスチール枠材（外形寸法幅1.65m、高さ2.3m、ガラス面寸法幅1.22m、高さ1.93m）に収めて取付けた。

### 3.3 実験条件

模擬火源には、消火器検定用2号クリブ2段積み（約50kg）とし、助燃剤としてn一ヘプタンを用いた。実験空間の規模は珪酸カルシウム板製の衝立を用いて4m×4mとした。

実験条件は、加熱面裏側のガラス温度を約500℃に上昇させるため、模擬火源位置を火皿3、開口部を第2開口、助燃剤量を1.5 $ ℓ $ とした $ ^{6)} $ 。

3.4 衝突させた水球の仕様と水球衝突のタイミング

ポリエチレンフィルム（約0.01mm）で作製した水球（水量：300ml－930ml）を、ガラス非加熱側表面の温度（サーモカメラの画像より判断した）が約470℃に到達した時点に、高さ50cm（衝突前は、水球を衝突予定壁面から50cm離して水平に保持）から所定位置に、保持状態を解放して振り子状に衝突させた。

### 3.5 計測項目と方法

基本的な計測項目は、火災室内の温度分布（3箇所温度測定ポール⑤～⑦（開口部、コーナー部2箇所）、各高さ方向に3点とした。ただし、空間の所定温度条件を確保するために実施した耐熱結晶化ガラスによる実験No.1～NO.4-1の場合のみガラス表面近傍温度、室内側各5点2箇所（ポール①、②）、非加熱側はガラス枠位置ポール④並びにガラス中央位置ポール③（温度測定ポール②位置に対応）を熱電対にて測定した。

実験NO.5以降の実験では、火災室内ポール⑤および⑦の2ヶ所6点のみの温度計測を行い、実験進行の管理に用いた。

さらに水球衝突タイミングの管理用として非加熱側のガラス表面温度を実験No.1からNo.4-1まで接触型温度計により計測し、No.4-2以降は赤外線カメラ2台（高温域（800℃まで）、低温域（250℃以下））で測定した。

Fig. 4 Measuring positions of temperature

また1秒400コマ及び2000コマの高速撮影も行った。ガラスの破損の有無・状況・形状や飛散範囲などの計測を行った。

### 4 \. 実験結果

所定のガラス内部温度を確保するための条件抽出の実

Table 2 Experimental conditions

No.	Type of glass	Location of fire source	Location of opening	Amount of n-heptane, L	Amount of water of sphere, ml	Water application time after ignition, min
1	Fire resistant glass ceramic	①	①	1.5	—	—
2	Fire resistant glass ceramic	②	①	1.5	—	—
3	Fire resistant glass ceramic	②	②	1.5	211	10
4-1	Fire resistant glass ceramic	②	②	3.0	180	10
4-2	Fire resistant glass ceramic	②	②	1.5	200	10
5	Wired glass	③	②	1.5	690	9
6	Fire resistant borosilicate glass	③	②	1.5	200	10
7	Fire resistant tempered glass	③	②	1.5	340	8
8	Fire resistant borosilicate glass	③	②	1.5	510	9
9	Fire resistant tempered glass	③	②	1.5	340	7
11	Fire resistant tempered glass	③	②	1.5	930	8.5
12	Fire resistant glass ceramic	③	②	1.5	930	6
13	Fire resistant borosilicate glass	③	②	1.5	910	7
14-1	Fire resistant tempered glass	③	②	1.5	—	—
14-2	Fire resistant tempered glass	③	②	1.5	—	—
Fig. 5 Temperature profile of experiment (Case No.11)

験（4回）を加え、全体で15回の実験を実施した（Table 2）。内訳として、耐熱結晶化ガラスについては計6回、他の防火ガラスは各1～4回の実験を行った。

### 4.1 実験結果の総括

水球衝突後のガラス破損状況比較のために実施した8回の実験では、空間の内部温度はFig. 5に例示したように上部高温層の最高温度は概ね600-700℃で再現性があった。水球の衝突時の非加熱側ガラス表面温度は470℃を目安とした。

Table 3に代表的な観察結果を示す。以下のように結果を概括できる。

・網入りガラスは加熱初期に亀裂を発生させたが水球衝突後も亀裂の拡大は見られたが、特段の変化はない。

・耐熱強化ガラスは4回の実験においてすべて破損した。2回は水球衝突によりガラスは細かな粒状で破損脱落した。残りの2回は着火から4-8分で水球衝突前に破壊した。

・低膨張防火ガラスは加熱によってガラス面は大きく湾曲したが破損には至らなかった。

・耐熱結晶化ガラスは加熱や水球衝突による変化はなかった。

以上のことから、耐熱強化ガラスは他の防火ガラスに比べて厳しい施工管理や使用制限が必要であることがわかった。また、低膨張防火ガラスについてはガラス寸法が大きくなると脱落などの可能性が懸念され、網入りガラスは、早い時期に亀裂が入ることから金網に異常が出るような火災規模になる可能性を有する場所などへの使用は制限されると考える。

耐熱結晶化ガラスは、負の膨張係数を持っているがその値は他のガラスに比べて絶対値で4分の1から10分の1と小さく、加熱や急冷に対しては安定した性質を示す。しかし、常温時の物理的な衝突に対して他のガラスに比べて弱点を持つため、飛散防止フィルムによる防護が一般仕様とされている。また、別途実験によって、飛散防止フィルムの耐熱性（一般には150℃以下といわれている）やフィルムの貼ることが防火性能に影響がないことは確認済みである。

### 4.2 水球衝突によって耐熱強化ガラスが破損した事例に関する高速度カメラ画像の分析

ガラスの破壊が発生すると、1）鋭利な破片が高速で飛散し、2）大きなガラスの塊が崩落し、3）区画が崩壊する。鋭利な破片がどのように飛散するかを知ることは、連鎖的なガラス破壊を防止することや鋭利な破片による消防職員の被害を防止する基礎的な知見となる。また、どの部分で大きなガラスの塊が形成されるか知ることにより事前にその影響を軽減する建築物の設計や消防計画が実施可能となる。

建築材料試験として板ガラスの加熱側から水を散水する方法が取られている。消防職員が活動する場合には、非加熱側から散水することが予測される。このような消防活動を想定した条件下におけるガラスの破損挙動を検討した。

今回の研究では、火災の加熱によりガラスの破壊が発生する限界近くまで応力の作用したガラスを水による急冷却で破壊させた。破壊を起こした耐熱強化ガラスは水による急冷却を受ける前にも破壊を起こしており、試験の目的とする条件まで加熱できていることが分かった。

水による急冷却は、高速の水噴流によって実現することは可能である。その場合、大きな応力が作用し、水流が乱流となると大きな変動成分を含むことになる。そのため、急冷却の影響と噴流による動圧の影響を同時に観察することになる。ここでは、区画中に水を注水し、飛まつ程度の水がガラス面を濡らした状況を模擬し、水球を用いた実験を行った。

応力は温度勾配によって作用するので、温度差を加熱面温度と水温の差、距離は冷却部の大きさとすると同一温度差では、冷却部の大きさを小さくするとより高い応力が作用すると次元解析からもわかる。

耐熱強化ガラスが水球の衝突によって、破損した実験の中で破壊状況を高速度カメラで撮影できた結果について分析をおこなった。

#### 4.2.1 ガラスの破壊 $ ^{7} $

板ガラスとして使用されるものには、強度を増加させる目的でガラス表面に圧縮応力が生じるような処理の施された強化ガラスと普通ガラスがある。

いずれのガラスも張力の作用する領域に割れ目が生じると割れ目は伝ばする。作用する応力が十分に大きい場合には、割れ目は加速しながら、枝分かれし、伝ばする。応力が増加するに従い破片の大きさは小さくなる。割れ目の伝ば速度は、理論的に弾性波の速度を用い評価した場合、最大2～3×10⁴m/sとなるが、観察される速度は、この値よりもかなり小さい。実験によればガラスの割れ目の伝ば速度は、破壊開始から加速し、1.5×10³m/sに達
Table 3 Test results of fire resistant glass

Wired glass	Just after water application	Thermal image
Test No.	No.5
Fire source	③
Inside temperature	701℃
Glass Surface temperature	470℃
Water sphere application	9min after ignition
Breakage	Damaged-1min after ignition
No penetration
Fire resistant tempered glass	Thermal breakage	Thermal image
Test No.	No.14-2
Fire source	③
Inside temperature	635℃
Glass Surface temperature	460℃
Water sphere application	No
Breakage	Whole glass broken after 7min
Fire resistant borosilicate glass	Just after water application	Thermal image
Test No.	No.13
Fire source	③
Inside temperature	675℃
Glass Surface temperature	470℃
Water sphere application	6min after ignition
Breakage	No break
Curved
Fire resistant glass ceramic	Just after water application	Thermal image
Test No.	No.12
Fire source	③
Inside temperature	674℃
Glass Surface temperature	505℃
Water sphere application	6min after ignition
Breakage	No break
No deformation
する。

板ガラスの試料として、高さ2m、幅1m程度の大きさを想定すると割れ目が伝ぱし始めてから全体に破壊が及ぶまでの時間は、1ms程度と見積もられる。

板ガラスを加熱し、水で急冷した場合、急冷された部分は冷却により収縮する。収縮した部分は高温部分に圧縮応力をおよぼし、収縮部は逆に引張応力を受けることになる。収縮部に割れ目が生じると周囲に伝ぱし、破壊が広がり、高温部の圧縮応力は開放され、ガラスの破片が飛散する。

#### 4.2.2 水球衝突による破壊例の分析と考察

最初に水が加熱された耐熱強化ガラスに触れてからガラスが破壊するまでの時間、$\Delta t$ [s]は、400コマ/秒の高速度カメラ画像からおよそ1.4sであった。ガラスの温度伝導率、ν [m²/s]は、およそ0.5×10⁶である。この間にガラス中に発達する温度境界層の厚み、d[m]を計算する。

$$ \mathrm{d=}\left(\nu\cdot\Delta\mathrm{\boldmath~t~}\right)^{1/2} $$

Fig. 6 Pictures before and after breaking glass from high-speed video

$$ \mathrm{d}=\left(0.5\times10^{-6}\times1.4\right)^{1/2}=8.4\times10^{-4} $$

dは、1 mm以下であることが分かる。つまり水の散布に伴う温度境界層は、ガラスと水の接触部直下深さ1 mm以下の領域に限られる。

最初にガラス破壊の観察された時刻をt=0として、その前後の画像をFig.6に示す。

温度境界層の生成によりガラス中に応力場が形成され、ガラスの破壊が引き起こされる。ガラスは、透明物体であるために、照明を用いてもその形状を可視化することは出来ない。ガラスは、光の強度に影響を与えない。しかしながらガラスは、光の位相に影響を与える。ガラスの面の傾斜や内部に生じた欠陥は、照明条件によっては可視化される。高速度カメラ画像には、ガラスの面形状変化と内部欠陥分布変化が記録されている。高速度カメラ画像には、これらに加え火源の炎のゆらぎ、照明光のゆらぎ、冷却用散布水の映像などもふくまれている。割れ目の伝ば速度が、大きいことからコマごとの画素輝度

Fig. 7 Area for brightness changed area after glass breakage

Fig. 8 Brightness change after glass breakage
の差を求めると速度の大きい割れ目の伝ばに伴う変化が主として残る。Fig. 6に示したガラス破壊前後の画像を見ると画面の右側にガラス破壊直後に白濁部分が生じることから弾性波の伝ばに伴い微細な亀裂が形成されたことがわかる。この部分をFig. 7に示すような位置で画素輝度の時間変化をFig. 8に示す。

図の横軸は、ガラス破壊開始時刻からの時間である。P1からP11では、t=0付近で急激な変化が生じている。一方、P12からP15では、緩やかな変化が生じている。P12の高さは、水の散布高さにほぼ一致している。この実験では、高さ方向にガラスの温度分布が生じている。そのため、この輝度変化挙動の差が、ガラスの温度分布の影響なのか、割れ目の伝播方向の影響なのかわからない。P1からP11のt=0付近の変化を見るとP1における変化が最も遅く、割れ目が上部から下部に伝ばしたと推定できる。t>0の領域では、広い範囲で緩やかな輝度変化が見られる。この期間の画像を見ると割れ目が拡大し、ガラスが全体として外周部へ膨張するのが分かる。これは、高温部に作用する圧縮応力が開放される過程であると考えられる。この膨張過程では、破片が多数生成するのが画像に記録されている。

ガラスの二次元的な破壊挙動を調べる目的で、高速度カメラ画像差分輝度の空間二階微分の大きい部分を抽出した。二階微分をとるのは亀裂が強調され挙動の異なる範囲が明確になるからである。

t=0の画像に、画像の変化に応じ、区分した図面をFig.9に示す。大きな縞状の模様が現れた部分であるⅡ、そしてⅡに囲まれた部分であるⅠ、小さな縞状の模様が現れた部分Ⅲに区分した。水が散布された部分をW1とW2で示す。部分Ⅰは、水平方向で見ると部分W1と部分W2に挟まれた領域内に含まれている。

Fig. 9 Regions distinguished by degrees of brightness change

光の散乱が、割れ目で起こると仮定すると、明るく見える部分には割れ目の密度が高く細かな破片の存在する領域、暗く見える部分には割れ目の密度が低く大きな破片の存在する領域と考えることができる。

W1とW2に生じた収縮部に引っ張り応力が作用し、割れ目が比較的小さい応力で破壊が起こった部分Ⅱ、その破壊に伴ってさらに低い応力で破壊が起こった部分Ⅰ、部分Ⅱの破壊に伴って生じた応力の不釣合いが増大し破壊が進行した部分Ⅲと部分Ⅳと考えることが出来る。

また、画像を解析すると高い応力により破壊した場合に観察される小さな破片は、比較的低温の部分Ⅲ，Ⅳに見られた。水により急冷却された部分近傍Ⅱには、低い応力で破壊した場合に観察される大きい破片が見られた。残念ながら今回用いた高速度カメラの撮影速度では、破壊過程が一枚しか得られなかったので十分な確認は出来ていない。さらに高速でのカメラ撮影が必要と考える。

### 5. まとめ

今回の15回の実験によって、以下のことが確認できた。

・網入りガラスは加熱初期に亀裂を発生させたが水球衝突後も亀裂の拡大は見られたが、特段の変化はない。

・耐熱強化ガラスは4回の実験においてすべて破損した。2回は水球衝突によりガラスは細かな粒状で破損脱落した。残りの2回は着火から4-8分で水球衝突前に破壊した。

・低膨張防火ガラスは加熱によってガラス面は大きく湾曲したが破損には至らなかった。

・耐熱結晶化ガラスは加熱や水球衝突による変化はなかった。

### 6. 今後の課題

以上のように、防火ガラスによっては耐熱強化ガラスのように、火災拡大の状況や消防活動時のホース放水などで、区画部材としての所定の性能を確保できない可能性のあるものがあることを見出した。

しかし、限られた条件下での実験であるため、さらに系統的な実験の積み重ねが必要である。

今後の検討課題としては、以下がある。

## 1 ）実火災条件下における防火ガラスの挙動解明

今回実験した火災は、限られた空間構成と火源条件での結果である。ある種の条件が組み合わされると防火ガラスであっても、防火区画としての性能を維持できなくなる可能性があることを指摘したに過ぎない。

## 2 ）ガラス単体及び部材の高温時挙動の解明

実物大での実験には膨大な費用が要求される。したがって、小部材でのガラス単体の高温時の特性把握試験方法 $ ^{4)} $ の充実や、さらにはガラスと枠の納まりの組み合わせを評価する試験方法の開発などを基礎的な準備が必要
である。

また系統的な実験の結果と小規模部材での実験結果を有効に結びつけた安全側という意味でのガラス破壊の可能性を簡易に予測する実験式の確立も望まれる。

## 3 ）消防や避難活動へのガラス破損の影響評価

本実験のようにガラスが破壊した場合、避難者や消防士への影響度合いがどれほどあるのかを確認することも大切な課題である。

## 4 ）適材適所の設計法の充実

本研究の主題はこのようなガラス部材の適材適所の設計資料を得ることにあった。しかし、今回の実験だけからは定量的に安全な使用条件を示すことはできていない。

## 参考文献

1) Joshi, A., A., Pagni, P., J., “Fire-Induced Thermal Fields in Window Glass I-Theory, II-Experiments”, Fire Safety Journal, 22, pp.25-43 and 44-65, 1994

2) K. Harada, A. Enomoto, K. Ueda, T. Wakamatsu, "An Experimental Study on Glass Craking and Fallout by Radiant Heat Exposure, The 6th IAFSS, 1063-1074, 1999

3）大阪市消防局監修：“消防活動安全の教訓－災害現場における事故事例及びヒヤリ・ハット集－”、80，（財）大阪市消防振興協会、2005

4）劉高育、鶴田俊、尾川義雄、野口貴文、田村政道、石井進、橋部吉夫、澤田正弘、辻本弘行、佐藤博臣、“実火災加熱条件下における防火ガラス部材の挙動（その2）高温時における防火ガラスの破壊挙動”、平成17年度日本火災学会研究発表会、474-477,2005

5）橘部吉夫、鶴田 俊、尾川義雄、野口貴文、田村政道、劉 高育、石井進、澤田正弘、辻本弘行、佐藤博臣、“実火災加熱条件下における防火ガラス部材の挙動（その3）ガラス温度上のシミュレーション”、平成17年度日本火災学会研究発表会、478-481,2005

6）尾川義雄、鶴田俊、野口貴文、田村政道、劉高育、石井進、橋部吉夫、澤田正弘、辻本弘行、佐藤博臣、“実火災加熱条件下における防火ガラス部材の挙動（その4）火災室内温度とガラス表面温度”、平成17年度日本火災学会研究発表会、482-485,2005

7）D.G.HOLLOWAY 大井喜久夫訳：“ガラスの物理”、共立出版、1977
# Behavior of Fireproof Glasses under Condition of Real Fire

(Abstract)

Hiroomi Sato $ ^{1} $ , Takashi Tsuruda, Yoshio Ogawa, Takafumi Noguchi $ ^{2} $ , Masamichi Tamura $ ^{2} $ , KaoYu Liu $ ^{2} $ , Susumu Ishii $ ^{3} $ , Yoshio Hashibe $ ^{3} $ , Masahiro Sawada $ ^{3} $ , Hiroyuki Tsujimoto $ ^{3} $

(Accepted January 25, 2006)

Breaking glasses by heat from fire, rapid coding and/or pressure impact by sprayed water for extinguishment is a crucial issue for safe fire fighting, even those glasses are so-called fire proof.

In order to get a important notice for fire fighting activity about fire proof glasses properties, and also obtain information to design adequate material / the right position on the basis of a characteristic of each glass,

Behaviors of a fire-resistant glasses was examined under real fire situation including water spray situation, and behavior of the glass against water current from a hose for fire fighting

It is appeared that fire-resistant glasses cannot secure a required performance as a compartment member under certain conditions in this study.

However, for more detailed information, further systematic experiments will be needed necessary in order to get a design of the right stuff in the right place and an information source of safe security of a fire brigade.
論文

# RDFサイロ屋根の飛翔による被害の軽減策に関する検討

鶴田 俊

(平成18年1月31日受理)

大規模サイロを廃棄物由来燃料の貯蔵に用い、爆発火災事故を起こした事例ではサイロの屋根がおよそ190m飛散した。重量の大きい屋根が敷地境界外へ飛散した初期速度について検討した。その結果、従来の飛翔物の初期速度評価手法が想定していた破裂物容積、飛散物重量、圧力上昇をもとに計算する無次元圧力上昇の範囲を超えていることがわかった。簡単な計算式を導き加速を受けた距離の関数として飛翔物の初期速度を求めた。飛翔距離をもとに空気抵抗を考慮し初期速度を推定した。得られた速度は、建物などに大きな被害をもたらしうることがわかった。敷地境界外の被害を最悪条件でも防止することを目的として、屋根の初速度を下げる方案と屋根の飛翔距離を小さくするための方策について述べた。

### 1. まえがき

サイロは、様々な粒状や粉状の物質を高い密度で集積、移送する目的で使用されている。効率的な運転を目的として移送作業を自動化した大規模なサイロが建設されている。

このような大規模サイロの中にはFig.1に示すように廃棄物から製造した燃料であるRDF (Refuse Derived Fuel)を貯蔵するものもある。ところが、平成15年8月19日には直径15.4mのサイロが爆発を起こし、2名の消防職員が殉職している $ ^{1} $ 。この爆発事故では、サイロの屋根が約190m離れた位置までひとかたまりで吹き飛ばされている。吹き飛ばされた屋根は、Fig.2に示すように送電線の近くに、ひとかたまりで落下している。

このようにサイロの爆発災害により屋根が飛散する場合の周辺への被害を予測するためには、屋根の想定飛翔距離を評価することが必要になる。

過去に熱交換器爆発事故調査結果から破片の飛翔距離や平均速度が報告されている $ ^{2)} $ 。具体的な破片の平均速度計算方法は、明示されていない。爆発災害で回収された破片を落下塔から自由落下させ、空気抵抗係数を実測し、最大飛翔仰角で飛翔したとして初速度を計算した報告が出されている $ ^{3)} $ 。しかし、空気抵抗が実測可能な大きさと重量であり形状も塊状で方向による空気抵抗が一定とみなせる破片に限られる。

ところが直径15.4mのサイロの屋根は、円錐台形の巨大なかたまりとなって飛翔している。このことからサイロの屋根に作用した力は、小さな破片を生成するほどには大きくなかったことが分かる。

国内で発生した石油類貯蔵タンクの爆発火災 $ ^{4)} $ では、内径5.8mのタンク屋根が約15m飛翔した事例、直径17.5mタンク屋根が約20m飛翔した事例がある。従来のタンク屋根の飛翔と比べると今回の飛翔距離は、大きくなっている。

サイロ火災による屋根の飛翔は、数多く報告されている $ ^{1)} $ 。報告された事例と比較しても今回の飛翔距離は、長くなっている。

このように空気抵抗が実測できない大きさの屋根が一体で長距離飛散した事例の初期速度の評価を行った。

Fig.1 Large diameter silo for RDF storage
屋根の初速度は、多くの破片の飛散状況から推定する手法が利用できなかった。そのため、被災したサイロの破壊状況から推定された圧力上昇から見積もる必要があった。内部圧力変化と屋根の加速運動を連立させて解析する手法も考慮したが多くの仮定を導入する必要が生じる。ここでは、単純化した加速モデルを用い推定した。

空気抵抗については、過去の事例の実測値を用いることができない。さらに屋根の直径が15.4mであるため、想定される飛翔速度から空気抵抗の特性に影響を与えるレイノルズ数が大きくなる。そのため、実験可能な模型を製作してもレイノルズ数を合わせると流れの速度を大きくし、音速近傍とする必要があり圧縮性の影響を受け、模型実験を行うことが困難である。

敷地境界外の被害を最悪条件でも防止することを目的として解析を行った。

### 2. サイロ爆発事故の概要

RDFサイロは、コンクリート基礎の上に建設されている。サイロの基部には、払い出し用の三条のベルトコンベアーが設けられている。サイロ基部中心部には、ベルトコンベアー駆動部を収納する円錐部が設けられている。サイロの基部外周には、底部掃引機構収納部が設けられている。

サイロの側面板は、直径15.4m、高さ22mである。円錐台形の屋根の高さは5mである。爆発発生当時RDFは、底部から8mの位置まで積み上げられていた。

事故後の周囲の被害調査とサイロの構造から見積もられた破壊時のサイロ内部圧力上昇は60kPaであった。屋根の質量Mは、1.0×10^{4}kgであった。屋根の水平面への投影断面積Sは、186m^{2}であった。屋根の自重によって生じる圧力は527Paであり、破壊圧力のおよそ1％である。屋根は、管理棟の上を飛翔し、190m離れた丘に落下した。

Fig.2 Landed roof section near a power line

### 3. 解析

飛翔物の挙動については、爆発現象の解析の中ですでに詳しく議論されている $ ^{5} $ 。今回対象とするサイロは、内部空間容積が著しく大きく、飛翔物の肉厚は、高压ガス容器に比べると薄い。

内部の圧力上昇も高圧ガス容器などの破壊圧力に比べ著しく低い。そのため従来の手法 $ ^{5)} $ で破壊直前の容器内圧力と飛翔物の初期速度のグラフを外挿し、飛翔物の初期速度を評価すると音速程度に達する。しかしながら屋根の飛翔状況が大きく異なるので単純な外挿が可能な検討が必要である。また、このような高速度で飛翔した場合、長時間の飛翔となり、空気抵抗の影響が現れる。

#### 3.1. 屋根破壊直後の加速 $ ^{6} $

屋根に上方向に作用した力、Fは(1)式で表せる。事故の概要で述べたように屋根破壊時の圧力上昇に比べ重力の作用による圧力は、およそ1％であるので、屋根破壊直後の内部圧力の高い時期を考慮する(1)式では重力の影響を無視できる。

$$ \mathbf{F}=\mathbf{S}\setminus(\mathbf{P}_{\mathrm{i}}-\mathbf{P}_{\mathrm{o}}) $$

$ P_{i} $ は、RDFサイロ内部圧力、 $ P_{0} $ は、外部圧力である。屋根が、側板から分離し、しばらくは圧力差により上方向に加速度、dU/dtが作用する。

$$ \mathrm{F}=\mathrm{M}\ (\mathrm{dU}/\mathrm{dt}) $$

屋根破壊後の内部の圧力変化を与えれば(2)式を積分し速度変化を知ることができる。多くの因子を仮定すれば圧力変化を計算できるが、仮定した因子の妥当性を検証する必要が生じる。文献 $ ^{6} $ で用いられた手法を用い、簡単な近似によって圧力変化を与える。この方法では、内部の圧力変化を屋根の浮き上がり量に対して一次と仮定する。(2)式をU dt=d1の関係を用い書き換える。

$$ \mathrm{MU~(dU/dl)~=S~(P_{i}-P_{o})} $$

(3)式をU=0 at $ P_{i}=P_{i,\max} $ の条件で積分する。

$$ \mathrm{U}=\{2\mathrm{\boldmath~\left(S/M\right)~}\cdot\int_{0}^{1}\mathrm{\boldmath~\left(P_{i}-P_{o}\right)~}\mathrm{d l}\}^{1/2} $$

ここで、屋根が側板から分離後高さ、Lまで直線的に上昇する間に、内部圧力が外部圧力にまで線形に低下すると仮定する⁵)。

$$ \begin{array}{r}{\int\mathrm{~\bf~\left(P_{i}-P_{o}\right)~d l=~\left(P_{i,\mathrm{m a x}}-P_{o}\right)~L/2}}\end{array} $$

(4)、(5)式から屋根の側板分離後の最大速度 $ U_{\max} $ が(6)式で求められる。

$$ \mathrm{U_{m a x}=\{S\left(P_{i,m a x}-P_{o}\right)L/M\}^{1/2}} $$

S、 $ \left(\mathrm{P}_{\mathrm{i},\max}-\mathrm{P}_{\mathrm{o}}\right) $ 、Mを与えると $ U_{\max} $ は、Lの関数として与えられる。

$$ \mathrm{U_{max}=33.4~L~^{1/2}} $$

(7)式から加速される距離、Lが、1 mの場合に $ U_{max} $ は、33.4 m/s、4 mの場合には、66.8 m/sに達する。

### 3.2 屋根の最小飛翔速度

屋根の飛翔距離から屋根の最小飛翔速度を計算する。
屋根は、鋼板であり空気に比べ密度が大きいので浮力の効果は無視した。

屋根の詳細な空気力学的な特性は不明であるが、屋根に作用する空気力学的な力は抗力であり、揚力は作用しないとして計算を試みた。抗力係数は、検討した速度範囲では一定値で、主として形状抵抗によって決まると仮定した。また屋根の姿勢も飛翔方向に対して一定で、中心軸に平行であると考え、重心に抗力が作用すると仮定した。この仮定により、屋根の姿勢変化にかかわらず垂直方向と水平方向の投影断面積は同一みなすこととなる。屋根は、側板から分離する段階で作用する周囲構造物との干渉により鉛直方向ではなく傾斜方向に飛散している。ここでは、飛散方向の変化の影響が水平方向と鉛直方向の速度成分の変化として生じるとして解析を行った。

水平方向の速度成分をV、初期加速完了後の時間をT、飛翔距離をXとする。同様に鉛直方向の速度成分をW、高さをYとする。

抗力係数をCd、空気の密度を$\rho_{g}$とする。水平方向の初期速度を$V_{0}$、鉛直方向の初期速度を$W_{0}$、水平方向の初期飛翔距離を0、初期高さを0とする。

$$ \mathbf{X}=\int V\mathrm{d}t $$

積分区間 $ \{t=0,\ t=T\} $

$$ \mathrm{V=V_{0}-\int C d\rho_{g}S V^{2}/M d t} $$

$$ 積分区間 \left\{\begin{aligned}t=0\text{、}t=T\end{aligned}\right\} $$

$$ Y=\int W dt $$

積分区間 $ \{t=0,\ t=T\} $

$$ \mathrm{W}=\mathrm{W}_{0}-\int\mathrm{~\left(G+W/\left|W\right|C\mathrm{d}\rho g S W^{2}/M\right)\mathrm{~d}t} $$

積分区間 $ \{t=0,\ t=T\} $

抗力係数を0から1.0まで変化させ、数値積分を様々な初期速度に対して行い、着地時の飛翔距離が190mとなる最小初期速度Uをそれぞれの抗力係数の値に対して計算した $ ^{8)} $ 。抗力係数と最小初期速度をFig.3に示す。

$$ \mathrm{U=}\left(\mathrm{V_{0}}^{2}+\mathrm{W_{0}}^{2}\right)^{1/2} $$

抗力係数が0から0.6までの範囲では、最小初期速度は

Fig.3 Minimum velocity with drag coefficient

緩やかに増加している。円柱の抗力係数1.15、60度円錐0.5などの類似形状物体の抗力係数から円錐台形の屋根の抗力係数を見積もると0.5程度である $ ^{7} $ 。この条件では、最小初期速度は、70m/s程度となる。

Fig.4に屋根の飛翔軌跡を示す。この図では、抗力係数、Cdを0から1.0まで0.1毎に描いてある。空気抵抗の無い条件（Cd=0）では、軌跡の最高高さが最小となっている。空気抵抗の増加に伴い最高高さが増加し、最高高さとなる飛翔距離も増加する傾向が見える。Cdが0.5程度以下の場合、最高高さはおよそ50mとなっている。

屋根の最小初期速度70m/sの時のレイノルズ数、Reを計算する。

$$ \begin{aligned}Re=&D U/\nu\\=&15.4\times70/1.5\times10^{-5}\\=&7.18\times10^{7}\end{aligned} $$

この結果から屋根の流れは、 $ 2\times10^{5} $ から $ 4\times10^{5} $ の範囲にある抗力の急減の起こる臨界レイノルズ数に比べ、レイノルズ数の極めて大きい流れであることが分かる。このことから抗力係数を一定値で検討できることが分かる。

屋根の最小初期速度70m/sで屋根の移動距離4m程度で加速完了し、この期間で平均的な加速度 $ G_{m} $ で加速したとする。加速に要した期間τは、次式で与えられる。

$$ \mathrm{G}_{\mathrm{m}}\tau=70 $$

$$ \mathrm{G_{m}\tau^{2}/2=4} $$

$$ G_{m}=613 $$

$$ \tau=0.11 $$

この結果から平均的な加速を受けた場合でも、重力加速度の60倍以上の大きな加速度となる。

70m/sは、時速に換算すると252km/hである。屋根の重量10トンを考慮すると大型トラックが高速道路上で最大速度で衝突した以上の衝撃を受けることになる。そのため直撃を受けた場合には、大きな建物も大きな被害を免れない。

Fig.4 Fight height with flight length
### 4. 考察

敷地境界外の被害を最悪条件でも防止するための方策について考察する。

### 4.1 屋根の初期速度を下げるための方策について

(6)式からサイロの破壊圧力、 $ \left(\mathrm{P}_{\mathrm{i}},\max-\mathrm{P}_{\mathrm{o}}\right) $ を低下させ、単位面積あたりの屋根重量、M/Sを増加させることにより到達速度を低下させることができる。また、屋根が分離してから内部の圧力が外気圧まで低下するまでの屋根の移動距離、Lを小さくすることも到達速度を低下させるサイロは円筒形であり、側板を切り裂く方法と屋根を脱落させる方法が考えられる。ロケットの機体のように無人の空間での破壊には、側板を切り裂く方法が用いられている。サイロやタンクのように周囲に作業員がいる場合には、次善の策として屋根全体を脱落させる設計となる。そのため、屋根の移動距離、Lの短縮は困難と考えられる。

屋根の単位面積あたりの重量を増加させると屋根の飛翔距離は短縮できるが、着地時の衝撃による被害は大きくなると考えられる。

サイロの破壊圧力は、台風などの強風に対して十分な強度を持たせる必要がある。許容最大風速、 $ V_{w} $ を40m/sとした場合の動圧、 $ P_{w} $ を計算する。

$$ \mathrm{P_{w}=1/2\rho_{g}Vw^{2}=0.5\times1.29\times40^{2}=1.03\times10^{3}} $$

$ P_{w} $ は、見積もられたサイロ内部圧力上昇60kPaに対して2%程度である。サイロの破壊圧力を下げる放爆装置を設置するなどの余地はあると考えられる。

### 4.2 屋根の飛翔距離を小さくするための方策

サイロの最小初期速度と抗力係数、Cdの関係を見ると屋根の形状を円柱に近づけCdを大きくすることにより同一距離を飛翔するための最小初期速度が著しく増加することがわかる。円錐状の屋根や半球状の屋根では、円柱に比べると抗力係数が小さくなり、遠方まで屋根が飛翔することが分かる。屋根の直径が大きくなるとわずかな速度で臨界レイノルズ数を超える。爆発が発生した場合、屋根がなるべく小さな破片となってレイノルズ数が小さくなるような配慮が必要である。これに加え、飛散した破片の終端速度が小さくなるように配慮することも重要である。また、サイロ周囲に作用する圧力波や破片によってガラスなどの破片が生成しないような建物の見直しも必要である。

### 5. あとがき

サイロ屋根の飛翔挙動を災害現場で得られた計測結果を基に推定した。サイロ屋根の到達速度を決める因子として、サイロの破壊圧力、単位面積あたりの屋根重量、加速をうける距離がある。サイロの最大飛翔距離を決める因子として抗力があった。爆薬類による飛散物の評価では、小さな破片の飛翔特性を考慮することになり物質量とそのTNT換算量が問題となるが、ここで検討したように大きな破片の飛翔特性を考慮する場合には前に述べたような因子を考慮する必要がある。

## 参考文献

1）総務省消防庁：“ごみ固形化燃料等関係施設の安全対策調査検討報告書”、pp.2-23（2003）

2）浄法寺朝美：“防爆壁の設計”、安全工学17-2、pp.69-76（1978）

3）長谷川和俊：“ダイセル化学工業（株）堺工場爆発火災事故についての爆発威力に関する解析”、安全工学24-1、pp.44-52（1985）

4）長谷川和俊：“1987年に発生した石油類貯蔵タンクの爆発火災3例”、安全工学28-3、pp.167-175（1989）

5）平野敏右：“ガス爆発予防技術”、pp.132-142、海文堂(1983)

6) Z.M.Jin: “Interior Ballistics of Hypervelocity Propulsion”, China Defense Industry Publishing, Peking (2001)

7）牧野光雄：“流体抵抗与流線型”、pp.1-24、産業図書(1991)

8) Chuen-Yen Chow: “An Introduction to Computational Fluid Mechanics”, JOHN WILEY&SONS, New York (1979)
# Reduction Measures of the Initial Velocity and the Traveling Distance of the Roof Section of RDF Silos

(Abstract)

Takashi Tsuruda

(Accepted January 31, 2006)

An explosion of RDF silo blew off its roof section 190 m from the original position. The explosion killed two firefighters and injured one worker. A simple estimation of the acceleration and velocity of the roof section has been carried out to understand the process of the acceleration of single large fragment. The obtained velocity is large enough to damage large structures. The reduction measures of the initial velocity and the traveling distance of the roof section are discussed to prevent damages beyond the plant limits based on the analysis.
技術報告

# 出光興産(株)北海道製油所タンク火災に係る調査概要について（最終報告）

西晴樹、橫溝敏宏

(平成17年10月7日受理)

### 1. はじめに

平成15年9月26日4時50分頃発生した十勝沖地震（マグニチュード8.0）により、北海道苫小牧市の出光興産(林北海道製油所では、屋外タンク貯蔵所（30006原油タンク）でリング火災が発生し、さらに、その2日後には別の屋外タンク貯蔵所（30063ナフサタンク）でタンク全面火災が発生し、緊急消防援助隊が出動するなど大きな災害となった。この2件の火災について、火災の概要、著者らが行った現地調査の概要などについては前報 $ ^{1} $ で述べたが、本報告ではこれら火災の調査結果を述べる。

### 2. 30006原油タンクの火災について

前報 $ ^{1} $ の調査結果を踏まえて、30006原油タンクの火災原因を推定するために必要な検討を以下に列挙する。可燃性蒸気の発生源としては、

① 浮き屋根上

② 防油堤内

が挙げられる。また、着火源としては、

③ 浮き屋根、側板、側板上部の固定物相互間の衝突あるいは摩擦による火花

④ 計装機器類からの電気火花

⑤ 静電気による火花

⑥ 配管と架台の摩擦あるいは摺動による衝撃火花

⑦ 延烧

⑧ 落雷等の自然現象

が挙げられる。

調査検討の結果、可燃性蒸気の発生源としては①及び②の可能性がともに高い。また、着火源としての可能性は③及び⑦の可能性が高い。以下では、可燃性蒸気の発生源①、②及び着火源③、⑦を初めとして、各項目の詳細を記す。

### 2.1 可燃性蒸気の発生源について

#### 2.1.1 浮き屋根上

当該タンクに設置されている警報装置の発報状況から判断して、地震時に30006原油タンクでは液面のスロッシングが発生したと考えられる。このスロッシングにより、浮き屋根が大きく揺動したため、タンク内部の原油が浮き屋根上（チューブシール、ウェザーシールド、エアフォームダム内、ポンツーンアッパーデッキ、デッキなど（図1参照））に溢流し、可燃性蒸気が浮き屋根上に滞留した。この際、側板、ポンツーンアッパーデッキ、エアフォームダムで囲まれる範囲は、デッキと比較すると可燃性蒸気が滞留しやすいと考えられる。

#### 2.1.2 防油堤内

図2に示すようにガイドボール支持部とポンツーンアウターリムの上端に打撃痕が確認されており、液面から側板最上段までの高さから判断すると、スロッシング時には原油がタンク外にあふれ、防油堤内に漏洩したと考えられる。また、タンク浮き屋根上に溢流した原油がルーフドレン配管を経由して防油堤内に漏洩したとも考えられる。いずれにしても、これらの漏洩原油から可燃性蒸気が発生し、防油堤内に滞留したものと推測される。

### 2.2 着火源について

#### 2.2.1 衝突あるいは摩擦による衝突火花

スロッシングにより、浮き屋根が大きく揺動した。スロッシングによる最大液面上昇量の値は、速度ポテンシャル理論に基づく以下の(1)式を用いて計算することができる。

$$ \mathrm{W_{h}=0.837\cdot(D/2g)\cdot(2\pi/T_{s})\cdot S_{v}} $$

図1 浮き屋根チューブシール部拡大模式図