Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
ここで、 $ W_{h} $ は最大液面上昇量、Dはタンクの内径、gは重力加速度、 $ T_{s} $ はタンクのスロッシングの1次固有周期、 $ S_{v} $ は $ T_{s} $ における速度応答である。見積もられた減衰定数の大きさにより最大液面上昇量は異なるため、地震時のタンクの液高と図3に示す浮き屋根上に残された打撃痕から最大液面上昇量を判断した $ ^{2)} $ 。図2に示す各寸法及び浮き屋根の変形状況からスロッシング波高は約2.9mになったものと考えられる。

浮き屋根上には数多くの擦過痕が存在しており、浮き屋根、側板、側板上部の固定物相互間の接触あるいは摺動による摩擦衝撃で火花が発生した可能性は高いと考えられる。一般に、着火力のある打撃火花の発生は、衝突のエネルギー、衝突部分の形状、表面状態、摩擦を伴う打撃の程度に強く依存 $ ^{3-8} $ して形成されるホットスポット

図2 ガイドポール支持部と直下のポンツーンアッパーデッキとの位置関係（丸印で示す箇所が衝突したものと見られる）

図3 ガイドポール直下のポンツーンのアウターリム上部の変形（ポンツーンアッパーデッキ上に張り出している部分がタンク中心に向かって曲げ変形を受けている）

や熱粒子に依るとされている $ ^{9)} $ 。浮き屋根の重量、損傷の状況、擦過痕などからみて、浮き屋根上で打撃ないしは摩擦による火花が形成された可能性は高いと考えられる。

#### 2.2.2 延烧

当該タンク周辺の配管近傍の火災については、地震により当該配管に生じた破断部から噴出する原油自体では着火する可能性が低いため、タンク上部で発生した火災が配管から噴出する原油に延焼した可能性が高いと考えられる。

なお、当該タンク周辺の防油堤内で確認された火災については、着火源が存在しないことから、漏洩した原油に、タンク上部で燃焼している溢流原油がスロッシングにより飛散し、延焼していった可能性が高い。

#### 2.2.3 その他

計装機器類からの電気火花の発生については、その接続記録が残っており、それから判断して、着火源となった可能性は低い。

静電気による火花の発生については、静電気帯電のメカニズムとして、噴出帯電について検討を行った。破断した原油配管から噴出する原油によって発生する静電気については、計測データは存在しないため、水の噴出帯電により達成される空間電荷密度10^{-8}C/m^{3}を使用し、オーバーエスティメーションの条件^{10-12)}で検討を行った結果、放電着火の可能性はないと考えられる。

当該配管は完全には破断しておらず、さらに、電子顕微鏡による観察で破断面には相当のディンプルが残っており、地震動による破断部同士の接触は少なかったと推定できる。また、配管と架台との摩擦衝撃については、2.2.1で示したような著しく摩滅した箇所や打撃痕は確認できず、着火源としての可能性は低いと考えられる。

また、気象庁から入手した気象記録によると、発炎当日は雷注意報の発令もなく、最寄りの測候所においても落雷は観測されておらず、落雷により着火した可能性は否定できる。

### 3. 30063ナフサタンクの火災について

前報 $ ^{1} $ の調査結果を踏まえて、30063ナフサタンクの火災の原因を推定するために必要な検討項目を以下に列挙する。可燃性蒸気の発生源としては、

## ① 液面上

が挙げられる。また、着火源としては、

② 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

③ 静電気による火花

④ 計装機器類からの電気火花

⑤ 人体への帯電及び携行品の落下若しくはタンク外からの飛散物

⑥ 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の可能性が高く、着火源としては③の可能性が高い。以下では、①、③を初めとして各項目ついてその詳細を述べる。

### 3.1 可燃性蒸気の発生源について

関係者からの供述により、当該タンクの浮き屋根は、火災の前日には、完全に油中に沈没していたため（図4参照）、ナフサの揮発防止のために消火用の泡を放出し、ナフサの液面を密封していた。泡シールの一例を図5に示す。当日の強風で、泡が押し流され液面の大部分は露出し、揮発したナフサは可燃範囲となっていたと考えられる。当該浮き屋根の損傷の一例を図6に示す。

### 3.2 着火源について

#### 3.2.1 静電気による火花

静電気に起因する着火源については、泡が時間の経過とともに消え、水溶液に戻るときに生じる水滴がナフサ中を沈降することによりナフサが帯電する沈降帯電の可能性が高い。

泡から還元した水滴は重力によりナフサ内を沈降するが、水滴とナフサとの界面で電荷の分離がおこり、ナフサ内には水滴とは逆符号の電荷が残る。このナフサ内の電荷は空間電荷電界を形成する $ ^{13} $ 。この電荷は空間電荷電界による緩和現象でタンク壁面や上部を覆った泡の膜へと拡散する。ナフサは絶縁体であるが、泡の膜は導体と考えることが出来る。ナフサが完全に泡の膜で覆われている場合は、緩和電荷は膜を通してタンク壁面へ移動するが、膜がタンク壁面から離れている場合は、絶縁油の上部に孤立した導体が置かれている状態に近くなる。このような非接地導体に電荷が蓄積された場合、導体-導体間の放電により着火危険性は著しく高まることから、

図4 浮き屋根が完全に液面下に沈没した30063ナフサタンクの状況（ローリングラダーの角度から浮き屋根はタンクの底に達していると推測される。（出光興産(株)提供）

電位の上昇した泡とタンク側板、あるいは、側板に接触して接地状態にある他の泡塊との間で発生した放電が着火源となったことは十分に考えられる（図7参照）。

#### 3.2.2 その他

発災時は、浮き屋根が完全に油中に沈没しており、また、附属設備の電源も切られていたことなどから、機械的火花、電気火花などの着火源により着火した可能性は否定された。

さらに、発災時に当該タンク上に登っていた者からの供述により、人体帯電、携行品の落下、飛散物により着火した可能性は否定してよい。

図5 固定泡消火設備を用いた泡シールの一例（図左に位置する40061灯油タンクにおいて、エアフォームチャンバーを利用して液面の泡シール作業を行っている。その右側には発炎した30063ナフサタンクが見られる。）

図6 30063ナフサタンクのポンツーンの座屈損傷の状況（ポンツーンアッパーデッキからインナーリム、デッキにかけて大きく座屈変形していることが見て取れる。）
図7 タンク内の絶縁油の沈降帯電による帯電・放電（泡の水溶液の沈降により絶縁油上の泡が帯電し、放電に至る。）

なお、気象庁から入手した気象記録により、発炎当日は雷注意報の発令もなく、最寄りの測候所においても落雷は観測されていないことが確認できており、落雷により着火した可能性は否定できる。

## 4 ．火災原因調査結果を踏まえての提言

### 4.1 30006原油タンクの火災原因調査結果を踏まえての提言

可燃性混合気の発生を防止するための方策としては、スロッシング発生時に、タンク側板を超えて貯油が漏洩しないように、貯油の液高を管理すること、あるいは、ルーフドレン弁を迅速に閉止することが必要である。

また、着火を防止するための方策としては、スロッシング発生時に浮き屋根式タンクの側板上の附属設備と浮き屋根との衝突が起きないように、貯油の液高を管理すること、万が一衝突が起きた場合に衝撃火花が発生しにくい材料を使用することなどが必要となる。

### 4.2 30063ナフサタンクの火災原因調査結果を踏まえての提言

可燃性混合気の発生を防止するための方策としては、第一に、地震時のスロッシングに伴う浮き屋根の揺動が発生した場合に、浮き屋根の沈没、あるいは、浮き屋根上への全面滞油とならないように、想定される地震動において、十分な構造強度を有する浮き屋根とすること。また、できる限り早期に、貯油を別のタンクに移送するなどして、貯油が大気中に露出することを防止することが必要である。

着火を防止するための方策としては、仮に泡消火薬剤による泡シールを行う際には、投入された泡消火薬剤の還元液滴の沈降帯電により、帯電・放電が起きることを考慮し、十分な量の泡消火薬剤で完全に泡シールを実施することが必要である。

## 謝辞

今回の火災原因調査にあたっては、現地調査その他で苫小牧市消防本部及び関係官署並びに出光興産(株)には多大なるご協力をいただいた。ここに記して謝意を表する次第である。なお、本報告の成果の一部は、科学技術振興調整費による研究課題「平成15年（2003年）十勝沖地震に関する緊急研究」によるものである。

## 参考文献

1）高崎純治、西晴樹：“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（中間報告）”、消防研究所報告、第97巻、pp.37-45(2004)

2）座間信作、西晴樹、廣川幹浩、山田實、畑山健：“石油タンクのスロッシングの減衰定数”、消防研究所報告、第98巻、pp.66-73(2004)

3）高岡三郎：“衝撃火花の着火危険性”、安全工学、Vol.4、No.3、pp.255-261(1965)

4）内田早月、佐藤治海、井原潤：“自由落下による衝撃摩擦火花のメタンガスへの着火性”、採鉱と保安、Vol.31、No.7、pp.15-22(1985)

5）佐藤治海、内田早月、青柳博：“高速衝撃摩擦火花のメタン着火性について”、採鉱と保安、Vol.25、No.11、pp.20-25(1979)

6）内田早月、駒井武、梅津実：“軽合金の衝撃摩擦火花によるメタンガス着火特性”、安全工学、Vol.31、No.2、pp.86-93(1992)

7）内田早月、佐藤治海、青柳博：“高速衝撃摩擦火花のメタン着火性（第2報）”、採鉱と保安、Vol.30、No.4、pp.1-9(1984)

8）内田早月、田中誠、鹿田則光、駒井武：“アルミ合金の摩擦火花によるメタンガス着火性—表面処理による着火抑制効果—”、資源・素材学会誌、Vol.108、No.9、pp.650-652(1992)

9) Ch. Proust, D. Reveau: “Toward Modeling of Friction Ignition”, p.3348, No.0928, Proc. 11th Intern. Symp. Loss Prevention and Safety Promotion in the Process Industries, Praha, Czech Re. May-June (2004)

10）水の噴出帯電により達成される空間電荷密度について：増田閃一、“最近の静電気工学”、高压ガス保安協会、p.65(1974)

11）水と炭化水素の帯電電荷密度の比率について：可燃性液体の静電気による災害防止に関する総合研究報告書（昭和51年（1976年）3月、科学技術庁研究調整局）p87の表

12）球状空間電荷の場合の電界計算法：静電気学会誌11,2(1987) pp.126-133の解説「電荷のまわりの電界計算法」

13) A. Klinkenberg and J. L. van der Minne: “Electrostatics in the Petroleum Industry” p.64, Elsevier Publishing Co., Amsterdam (1958)
# Report on the Investigation of the Tank Fires at the Idemitsu Kosan Hokkaido Refinery (Final Report)

(Abstract)

Haruki Nishi and Toshihiro Yokomizo

(Accepted October 7, 2005)

The Tokachi-Oki Earthquake (M8.0) occurred on September 26, 2003. After the earthquake, the first fire occurred at the #30006 crude oil storage tank in the Idemitsu Kosan Hokkaido Refinery, Tomakomai. The second fire occurred at the #30063 naphtha tank in the same refinery, the roof of which sank below the naphtha two days after the earthquake.

In this report, the outline of the fire cause investigations by the National Research Institute of Fire and Disaster is described. Liquid sloshing excited by long-period ground motion due to the earthquake was a potential cause of the fires.

It is important to adopt the following countermeasures.

(1) Revise an expected sloshing height and a maximum liquid level, considering regional characteristics of long-period strong ground motions

(2) Reinforcement of earthquake-proof performance of a floating roof according to a maximum expected sloshing height

(3) Implement measures to prevent impact between a floating roof and an annexed structure during liquid sloshing
技術報告

# 合成樹脂管のＳ字形曲がり管路における損失水頭

金田 節夫

(平成17年10月11日受理)

### 1. はじめに

水系消火設備の内、スプリンクラー、水噴霧、泡及び屋内外の消火栓設備の配管に合成樹脂系の配管材料が使用されるようになってきた¹。この背景として鋼管と金属製継手との接続には寸法に合わせたねじ切りや溶接作業が必要となり、熟練した技術者が必要であるが、不足していること。さらに、合成樹脂管は管路の切断や継手との接続（溶着）が熟練者でなくとも容易に施工でき、軽量であることから施工例が増加していることが揚げられる。しかし、鋼管は直状で流通、施工されるが、現場施工に用いる小口径の合成樹脂管は巻き取られたロール状で流通しており、何らかの支持をしないと湾曲した管路となってしまう。管路設計においては、鋼管を前提として行われており、金属製エルボ等の曲がりによる損失水頭を寸法、種別毎に直状管路の管摩擦損失相当分の長さとして示し、管路系全体の損失水頭を計算しているため、合成樹脂管における曲がりによる渦流損失の検討は殆どなされていない。そこで、今後一層普及すると見られる合成樹脂管の問題点を探るため、ここでは直状と見なせる樹脂管の曲がりの条件を把握し、管路内で渦流損失の発生しない形状となるような取付工法等を示すことを目的とした。

鋼管に比べ剛性の低い樹脂管、特に小口径のものは曲り易い。樹脂管の材質の一例としてポリエチレン（高密度）は、炭素量が0.2%以下の一般的な低炭素鋼よりも熱膨張係数（ $ 10^{-6}/deg $ ）の数値が約10倍大きい $ ^{2} $ 。また、消火設備用配管が一般的に付設される通風のない天井内では室内温度より高温となりやすい。そこで水平に設置された配管の両端が位置決めされている管路中間部においては樹脂管が軸方向に膨張し、全長が伸びると曲りの連続するS字形状となることが危惧される。流れの速度や方向に変化を与えることは流体のエネルギーを損失することになり、管路では水頭損失となって現れる。そこで消火設備用配管の設計に資するため、どの程度の曲がり状況であれば、直状管相当と見なし得るかについて、最大の損失水頭を得られると想定した代表形状としてS字形状の樹脂管における水頭損失について検討した。

### 2. 曲がり管による管路損失

配管の管路要素における水頭損失としては、直状管による管摩擦損失以外に管路入口形状による損失、管路拡大・縮小等の断面積の変化による損失、弁や継手による損失、分岐や合流による損失、管路出口による損失、さらに流れ方向の変化する管路の曲がりによる損失等がある。実際の配管では、これらの要素が混在、複合して接続されており、管路系全体の損失水頭を構成している。直状管路内の定常な流れにおいて生ずる損失水頭の殆どは管摩擦によるものである。曲がり管路においては、内部の流体は直状管路における流れとは異なり、管路の曲率と同じ曲率半径で流れるものではなく、上下対称の二重反転のら線をえがいて進む二次流れとなり、その損失水頭も直状管路より大きくなる。これは摩擦損失以外に、曲がり管を流れる流体各部分に働く遠心力差により生じる渦流損失が付加されるためである $ ^{3} $ 。さらに、この曲がりにより生じた損失水頭は、曲がり管部分のみだけでなく、曲がり管の下流側約50 d（d=管内径）の長さまで及ぶ $ ^{4} $ 。一般的な配管用の金属製継手として流れの方向を180度変えるリターンベンドがある。同継手の大きさを表す「呼び径A」及び「大きさの呼び」は、接続する鋼管の継手のねじに基づいており、そのねじに取り付ける管路径が100mm未満の範囲における接続する鋼管の内径、曲率半径及び半径比を表1に示す。表1に示すようにその半径比は約1.6から3.5となっている。しかし、一定の内径の樹脂管をリターンベンドのような半径比で急激に曲げると、管路内側が窪んだ屈曲形状となり、管路断面が円にならず屈曲部でかなりな断面積変化を生じることとなる。本実験においては、リターンベンドと同様の半径比とせずに、曲がりを一定の曲率で曲がり、かつ断面積変化のない均一な曲がり管路を対象とした。
表 1 方向変化の角度が180度の管継手の曲率半径と半径比

呼び径A	大きさの呼び	接続する鋼管のおよその内径d*1)	リターンベンド
曲率半径	半径比
R(mm)*2)	R/r
6	1/8	6.5	23	3.54
8	1/4	9.2	28	3.04
10	3/8	12.7	32	2.52
15	1/2	16.1	38	2.36
20	3/4	21.6	50	2.31
25	1	27.6	62	2.25
32	1 1/4	35.4	75	2.12
40	1 1/2	41.6	82	1.97
50	2	52.9	98	1.85
65	2 1/2	67.9	115	1.69
80	3	80.9	130	1.61

$ ^{*} $ 1) JIS G3452 配管用炭素鋼鋼管より

$ d(\mathrm{mm})=(\text{外径})-(\text{厚さ} \times 2) $

$ ^{*} $ 2) JIS B2301 ねじ込み式可鍛鋳鉄製管継手より

表 2 供試管の規格寸法

名称	架橋ポリエチレン管
JIS K 6769
XPE (PN-15) E種
規格寸法
呼び径	16
外径(mm)	21.5±0.15
厚さ(mm)	2.95±0.35
内径(mm)	15.6
実測内径(mm)	15.402

表 3 供試管曲がり部の半径比

曲率半径R(m)	管路内半径r(m)	半径比R/r
0.2	0.0077	26
0.4	52
0.6	78
0.8	104

※管路内半径rは供試管の実測内径d=0.0154(m)の1/2の値とした

### 3. 测定

測定に使用した管路（以後、供試管とする）は、樹脂管の管摩擦損失の測定 $ ^{5)} $ に用いた合成樹脂管の中から、代表的なものとしてJIS K6769架橋ポリエチレン管（XPE）呼び径16を選定した。供試管の寸法を表2に示す。管路の曲りによる水頭損失を強調して抽出できるように、直管部が無い流れの方向を180度変えるリターンベンド2個を直接繋いだS字形状の管路を曲り管のモデルとした。図1にその形状を示す。供試管1本により曲率半径Rを変化させ、その曲がり条件を同一の供試管で4段階に設定した。供試管に設定した曲率半径を表3に示す。供試管をS字形状とするため、厚さ24（mm）の合板に目標とする曲率半径で半円を繋いだS字形状を野書き、外周及び内周に案内の木片を合板に釘付けし、その案内に沿わせて樹脂管を湾曲させて内径に変化を及ぼさないように固定した。固定後、供試管全体が水平となるように調整した。供試管入口から供試管の設定した曲率で曲がり始める上流側圧力取出し部を経て、曲がり部を含んだ測定部と下流側圧力取出し部までの管路全てに渡り管継手等による管路内径の変化を無くし、曲がり部のみの損失水頭を抽出し易くするために、継ぎ目のない上流と下流の両圧力取出し部間の長さL0が12（m）となる1本の供試管を用いた。供試管の全長を最大の曲率半径のS字形状を得られる長さとしたため、最小の曲率半径に設定した時は曲がり部以下の下流側が、供試管全長の50～80%程度の直線状の管路となった。供試管の曲がり部及び直状部の長さを、曲がり部の曲率半径毎に表4に示す。図2に示した実験装置におけるアルミ製ハニカム構造の整流装置下流側に、設定した曲率半径のS字形状の供試管を取り付け、高架水槽やモーター駆動ポンプにより送水し、管路中に設けたバルブ（V1～V4）を操作し、送水流量を

図１　供試管によるＳ字形状の曲がり部
調節した。供試管の上流及び下流側の圧力取出し门からの差圧と、単位時間当たりの流量を管路断面積で除して管内平均流速とを測定した。差圧は定格値の0.2%精度の静電容量検出型差圧計で、流量は指示値の0.5%精度の電磁式流量計で測定した。また、水槽内の水温をT型熱電対で測定し、JIS Z8803⁶により水の動粘度を求めた。各検出部からの出力を記録計に入力し、差圧や流量等の指示値を観察しながら、変動が減衰し、安定した時の値を採用した。

供試管における上流及び下流側圧力取出し部の間においては、管路断面積変化、弁・継手等の要素、入口や出口等の水頭損失となる要素は無いため、両圧力取出し部間の差圧として出力された全損失水頭htは、直状部による管摩擦損失と曲がり部による損失のみで構成される。そこで曲がり部のみによる損失を抽出するため、以下の手順で行った。

① 供試管を設定した曲率半径Rに固定し、一定流量を送水し、上流及び下流側の両圧力取出し部間の差圧を全損失水頭htとして測定する。

② S字形状分の長さとして曲がり部の中心線の長さ（曲率半径Rの円周長さ）と、流れの乱れが静定し定常となるまでの距離として管路内径の50倍の長さとの和を、曲がり部の長さLcとする。

③ 両圧力取出し部間の長さL0=12（m）から、曲がり部の長さLcを差し引き、供試管における直状部の長さLsとする。

④ ①で得た流量から管内の平均流速vを換算し、直状部の長さLsより生ずる、直状部の管摩擦損失水頭hsを算出する。

ここで、直状管路における管摩擦損失係数λは相関係数 $ r^{2}=0.9 $ 以上で(1)式により近似できる $ ^{5)} $ 。

\[\begin{aligned}&10^{4}\leqq Re\leqq2\times10^{5} において \\&\quad\lambda=0.1652Re^{-0.1883}\quad\cdots\cdots\cdots\

さらに、一般的な円形断面を有する直線状の管路における管摩擦損失水頭Δh(m)は、ワイスバッハ・ダルシー(Weisbach-Darcy)の(2)式 $ ^{7} $ より算出することができる。

$ hs=\Delta h=\lambda\cdot(L/d)\cdot(v^{2}/2g) $ ……(2)

L：管路長さ（m）

d：管路内径=0.0154（m）

v：平均流速 $ \left( \mathrm{m}/\mathrm{s} \right) = \left[ \frac{\text { 流量 }}{\text { 管路断面稑 }} \right] $

g : 重力加速度=9.8 $ (\mathrm{m}/\mathrm{s}^{2}) $

⑤ 全損失水頭htから直状部の管摩擦損失水頭hsを差し引いた損失水頭を、曲がり部のみによる損失水頭hcとする。

⑥ 供試管を他の曲率半径に変更し、同様に全損失水頭を測定する。

表 4 供試管の曲・直状部の長さ

半径比 R/r	曲部円周長 2πR(m)	曲がり部長さ Lc(m)	直状部長さ Ls(m)	全長との比率 Ls/L0
26	1.256	2.026	9.974	0.831
52	2.512	3.282	8.718	0.727
78	3.768	4.538	7.462	0.622
104	5.024	5.794	6.206	0.517

$ ^{*} $ Lc及びLsの長さを次式から算出した

図２ 実験装置の概要.
### 4 \. 結果

測定結果より、レイノルズ数Reと、(3)式で示す各半径比毎の全損失係数との関係を図3に示す。併せて図3に12m分の直状管路における全損失係数との関係を示す。

$$ \zeta=\mathrm{ht}/\left(\mathrm{v}^{2}/2\mathrm{g}\right)=\mathrm{hs}/\left(\mathrm{v}^{2}/2\mathrm{g}\right)+\mathrm{hc}/\left(\mathrm{v}^{2}/2\mathrm{g}\right) $$

図3より、S字形状に曲げた管路の全損失係数とは、レイノルズ数Reの増加に対し減少し、さらに半径比が異なっても各条件の半径比ともほぼ同様の曲線上と見られるが、半径比の違いによる全損失係数への影響は低Re数の領域で若干であるが見られた。

供試管の全長は一定であり、曲がり部の半径比が大きい程、直状部の長さは短くなってくる。(3)式に示すように全損失係数には曲がり部と直状部の損失水頭の和から構成されているため、ここでは半径比による差が強調されていないことが考えられる。

また、直状とした供試管における全損失係数とは、曲がり管におけると値のほぼ1/2であった。同一の長さ、内径管路であっても曲がり部があることで、この様な全水頭損失が増加することが明瞭となった。そこで、半径比毎の曲がりによる損失水頭を比較するため、前項⑤で得られた曲がり部のみによる損失水頭hcをもとに、(4)式から求めた曲がり部のみによる損失係数ζcとレイノルズ数Reとの関係を図4に示す。

図3 レイノルズ数Reと全損失係数との関係

図４ レイノルズ数Reと曲がり部による損失係数ζcとの関係
$$ \zeta\mathrm{c=h c/\left(v^{2}/2g\right)} $$

図4において、曲がり部のみによる損失係数ζは、半径比毎にレイノルズ数Reの増加に対し図3と同様に減少する一様の傾向を示した。図4において半径比毎の損失係数の差は明確に現れ、最小の半径比26の曲がり部のみによる損失係数ζcは、他の半径比の中でζc値の大きい半径比104の値より2倍以上大きくなった。半径比26以外の半径比52,78,104では、半径比の大きいものの順にζc値が大きくなった。

ここで、半径比26のみのζ値が突出した理由を調べるため、各半径比毎の全損失係数ζに占める曲がりによる損失係数ζの比率ζ/ζを算出し、図5に示す。図5から半径比26の場合は他の半径比の場合と異なり、レイノルズ数Reが20000以上でこの比率がほぼ1となり、全損失水頭の殆どが曲がりによる損失であることが分かった。

その他の半径比においては、図4のζcと同様な順位となり、半径比104,78,52の順に比率ζc/ζはそれぞれ0.4,0.35～0.25,0.2～0.1であった。ちなみに表4の曲がり部円周長を供試管全長（12m）で除した値は半径比104,78,52の順に、それぞれ0.418,0.314,0.209であり、ζc/ζの比率にかなり近似しており、このグループの損失水頭は曲がり部の長さによる要因によることが、(2)式で示した直状管路の管摩擦損失水頭がその長さに比例していることにより推察できる。

以上より、半径比が26のS字形状の管路においては、その損失水頭は曲がりによる渦流損失となり、直状管のような損失水頭が管摩擦損失による半径比が52以上の管路に比べ、損失係数は2倍以上となった。

### 5. 考察

伊藤は文献3）において過去に発表された管壁の滑らかなベンドの全損失係数を特性数Re(r/R)²を用いて整理した結果、半径比、方向変化の角度及びレイノルズ数の如何にかかわらず実験点が1本の曲線にのってしまうグループは、半径比が大きく曲管の中心軸の長さが長いベンドであり、このときの損失は主として摩擦損失であり、渦流損失は無視し得るとして図6を示している。つまり、図6に示す実験点が実線（2の線）と破線（1の線）に沿って連なっているグループは、水力学的にほぼ直線に近い管路であると考えられる。この領域の右上に平行して並んでいる実験点のグループは、半径比が小さく全損失に占める渦流損失が大きいもの、即ち曲がりによる損失水頭への影響を強く受けているグループである。ここで、今回供試管で測定した曲がり部により生じた損失係数ζの結果を、伊藤の示した曲がり管の全損失係数ζとして、この特性数Re(r/R)²による手法で示したものが図7である。

図7において、半径比26の管路以外は、ほぼ1本の曲線にのっているが、半径比26はこの曲線にほぼ平行で離れてしまった。これは図6と同様に半径比52,78及び104は、損失水頭の殆どが管摩擦損失水頭によるグループであり、半径比26の損失水頭は渦流損失によるものと考えられる。また、図7には伊藤の行った、半径比15の90度曲がり管2個をS字形状に繋いだ180度の流れの方向変化を与える管路（S屈折と呼んだ）における実験で、その全損失係数とレイノルズ数Reとの関係をグラフで示した結果 $ ^{8)} $ を載せた。図7において半径比15の結果は、半径比26の曲線よりさらに右上となり、より大きな渦流損失となっていることがわかる。

図5 レイノルズ数Reと全損失係数とにおける曲がりによる損失係数 $ \zeta $ の比率との関係
C.O.Popielらは管路内径5.66mm、全長5mで、半径比が5から30相当の正弦波形状の円形樹脂管において100

図6 伊藤による曲がり流れの無次元数Re(r/R)2による整理

図７Ｓ字形状の乱れた曲がり流れの管路における無次元数Re(r/R) $ ^{2} $ による整理
### 6. まとめ

消火設備用配管に用いる樹脂管をＳ字形状に曲げその半径比を変化させ供試管として損失水頭を測定した結果及び得られた知見は、次の通りであった。

(1) 半径比を26から104、曲がり角度を180°とした管路を直接に2個接続した曲がり部のある管路における全損失水頭と、全損失水頭から直状部の管摩擦損失水頭を差し引いた曲がり部のみの損失水頭との比率は、半径比26のみがほぼ1であり、これ以上の半径比においては0.5未満となり、半径比26は損失水頭の殆どが曲がり部による渦流による損失水頭であった。

(2) 半径比が52以上においては、曲がり部長さの長い順に損失係数が大きくなり、損失水頭が管路長さに比例していることから、これら損失水頭が管摩擦損失に支配されていることが分かった。

(3) 同種の実験を行った文献から、特性数Re(r/R) $ ^{2} $ による整理で本結果を処理したところ、文献と同様に半径比26では損失水頭が渦流損失によるもの、半径比が52以上においては管摩擦損失水頭によるものを示す結果となった。

これらより、小径の樹脂管を曲げて付設する必要のある場合や、気温の高くなる環境に樹脂管を付設する場合には、樹脂管の温度膨張率を考慮して、損失水頭の大きな渦流損失を発生させずに損失水頭が軽減され、省エネルギー化に寄与する半径比50以上となる工法を用いて施工する必要がある。

### 7. 文献

1）消防庁告示第19号「合成樹脂製の管及び管継手の基準」（平成13年3月30日）

2）自動車材料ハンドブック プラスチック編、(株)大成社、P148、昭和57年11月

3）伊藤英覚：曲管内の流れとその損失、日本機械学会誌、第62巻、第490号、P46-55、昭和34年11月

4）伊藤英覚：曲管の流れに関する理論的並びに実験的研究Ⅷ（半径比の小さい曲管の損失）、東北大学高速力学研究所報告、第15巻（1959/1960）、第141号、P6-

5）金田節夫他：合成樹脂管の管摩擦損失特性、消防研究所報告、第95号（2003）、P1-8、

6）JIS Z8803「液体の粘度－測定方法」

7）板谷松樹：水力学、朝倉書店、昭和41年、P122

8）伊藤英覚：曲管の流れに関する理論的並びに実験的研究IX（二重屈折における曲管の損失）、東北大学高速力学研究所報告、第15巻（1959/1960）、第142号、P49-

9）技術資料 管路・ダクトの流体抵抗、日本機械学会、昭和54年、P69,P73-

10) C.O.Popiel他：Friction Factor In Sine-Pipe Flow, Transactions of the ASME. Journal of Fluids Engineering, Vol.118, No.2 (1996)
# The Friction Loss on S-shape Bend of Synthetic Resin Pipe

(Abstract)

Setsuo Kaneda

(Accepted October 11, 2005)

The head loss as the synthetic resin pipes for extinguishment facility in the ceiling expanded by heat and as it became the sigmoid state was examined. By the two using bends which change directions of the flow on the turbulent flow region for 180 degrees, by changing the ratio between service area radius and radius of curvature of pipe line to 104 four stages from 26, the head loss was measured. As a result of arrangement by characteristic number Re(r/R)^2 which Dr. Ito showed, head loss by pipe friction and head loss by the vortex flow divided 26 radius ratios into the boundary. It tried to make it to be a pipe line of which radius ratio was hydraulically linear in 52,78,104, and it was made, and the head loss became the pipe friction loss. In the place where there was the possibility in which the pipe bends, it was proven that the head loss is reduced, if the installation method which becomes over of 50 in respect of radius ratio was used.
技術報告

# 重油間接脱硫装置群減圧蒸留装置の火災に係る調査について

西晴樹

(平成17年10月13日受理)

### 1. はじめに

平成16年10月16日に新日本石油精製(株)仙台製油所において重油間接脱硫装置群の減圧蒸留装置の加熱炉入口配管付近で火災が発生した。この火災は、減圧蒸溜装置の運転中に発生しており、配管の開口部から漏洩した高温の油が着火し発生したものである。火災発生後、仙台市消防局より消防研究所に火災原因調査の協力の依頼がなされた。

消防研究所においては、火災現場の現地調査、仙台市消防局が行った調査及び新日本石油精製(株)仙台製油所からの報告等を踏まえ、本火災について調査検討を行った。調査検討を行った項目は、循環油配管の開口部から漏洩した循環油の着火原因及び循環油配管の開口原因についてである。

本報告では、火災事故の概要をはじめ、当該火災事故に係る消防研究所の調査の概要を述べることとする。

### 2. 火災事故の概要

仙台市消防局によると、本火災事故の概要は以下のとおりである。

(1) 覚知日時 平成16年10月16日（土） 12時38分

(2) 镇压日時 平成16年10月16日（土） 13時13分

(3) 镇火日時 平成16年10月16日（土） 14時38分

(4) 発生場所 新日本石油精製(株)仙台製油所（図1参照）

(5) 氖象状况 天候：曇り 風向：南東 風速：1m/s 気温：19℃ 相对湿度：46% 実効湿度：66%（仙台市消防局観測）

## (6) 許可関係

製造所等の別危険物製造所（重油間接脱硫装置群減圧蒸留装置（図2参照））

取り扱う危険物の類・品名・数量

第4類 第2石油類 6,362kl

第3石油類 9,540kl

第4石油類 6kl

合計 15,908kl

許可年 昭和46年

### 3. 火災発生当時の状況

仙台市消防局によると、火災発生時には減圧蒸留装置は定常運転中であったとのことである。さらに、本火災においては、計器室の警報アラームが鳴動した後に、監視モニターにより火災を確認したとのことである。その後、現場に赴いた運転員により機械停止の無線連絡があり、班長に指示された運転員が手動停止を行った。併せて発災箇所を縁切りするための操作も実施された。

図3から図5に、火災後に撮影された発災した配管の状況を示す。ただし、図3では配管はバンド巻きされており、開口部は確認できない。図5に示された破断部を詳細に見てみると、破断部の肉厚は非常に薄くなっており、外側に向かってめくれるように破断している状況が確認できる。開口部は配管の長手方向に長さを有しており、長さ27mm×幅5mm程度である。

なお、仙台市消防局によると、加熱炉循環油配管（呼び径3インチ）と原料油の加熱炉供給配管（呼び径10インチ）について気密テストを行ったところ、当該開口部以外に開口箇所は確認されなかったとのことである。

### 4. 被害の状況

### 4.1 人的被害

仙台市消防局によると本火災における人的被害としては、消防活動に従事していた協力会社の社員が消火ホースと接触し、右足甲の軽傷を負ったとのことである。

### 4.2 物的被害

発災事業所の報告によると、本火災における当該製油所の各施設等の物的被害状況は以下のとおりである。

(1) 発災箇所近傍の架構及び耐火被覆材の一部に油煙による汚れ

(2) 発災箇所の配管及びその近傍の配管の一部並びにそれらの配管の保温材被覆の焼損（図6参照）
図1 新日本石油精製(株)仙台製油所の位置

図２ 重油間接脱硫装置群の減圧蒸留装置の位置

図3 開口した重油間接脱硫装置群の減圧蒸留装置の加熱炉循環油配管（呼び径3インチ）の状況 開口部はバンド巻きされており、開口部を直接確認することはできない。呼び径10インチの配管が原料油の加熱炉供給配管であり、破断部下方にある3インチ配管（合金鋼）がフランジを介して加熱炉循環油配管に接続されている。（仙台市消防局撮影）
図４ 減圧蒸留装置から切り離された加熱炉循環油配管の状況（仙台市消防局撮影）

図5 減圧蒸留装置から切り離された加熱炉循環油配管の開口部の拡大図 破断部の肉厚は非常に薄くなっており、外側に向かってめくれるように破断している状況が確認できる。(仙台市消防局撮影)

図6 火災鎮火後における、発災部となった配管及びその近傍の配管並びに配管の保温材被覆の焼損の状況 当該配管の保温材被覆が残っていることが確認できる。

(3) 発災箇所近傍に設置されていた回転機器の付属品の一部焼損

(4) 発災箇所近傍に設置されていた計器類、照明などの計装電気機器とケーブル及びダクトの一部焼損

### 5. 発災事業所及び装置の概要

### 5.1 発災事業所の概要について

当該事業所は、仙台市の東部の臨海仙台港に面し、仙台市、多賀城市及び七ヶ浜町にまたがり、敷地面積約150haに原油145,000バーレル／日を処理する常圧蒸留塔を有する集中合理化装置群のほか、重油間接脱硫装置群、残油流動接触分解装置群、重油直接脱硫装置群、ガソリン脱硫装置が設置されており、危険物製造所の許可を受けている。

その他、原油タンク、半製品タンク、製品タンク等の屋外タンク貯蔵所、LPG等液化石油ガスタンク群及び入出荷施設等の付属施設がある。

### 5.2 重油間接脱硫装置群の概要について

発災事業所からの報告によれば、当該装置の最大能力は9,540kl／日であり、発災当日の原料供給量は4,150kl／日であった。発災時には定常運転中とのことである。

### 5.3 加热炉循環油配管の検査及び取り替えの履歴について

仙台市消防局によると、開口部が生じた加熱炉循環油配管（呼び径3インチ）については、平成11年に取替工事が行われているが、原料油の加熱炉供給配管（呼び径10インチ）については取替履歴は無い。当該配管及び当該配管に接続する原料油の加熱炉供給配管と3インチ配管（合金鋼）（呼び径3インチ）の検査及び取り替えの履歴の概要を以下に示す。

(1) 加熱炉循環油配管（呼び径3インチ）

·材質 高溫配管用炭素鋼管

· 肉厚 5.5mm

· 取替履歷 平成2年、平成11年

(2) 3インチ配管 (呼び径3インチ)

·材質 合金鋼（現在）、高温配管用炭素鋼管（設置当初）

· 肉厚 5.5mm

· 取替履歷 昭和53年、平成11年

(3) 原料油加熱炉供給配管（呼び径10インチ）

·材質 高溫配管用炭素鋼管

· 肉厚 7.8mm

・取替履歴 なし

5.4 加熱炉循環油配管及び原料油加熱炉供給配管について

仙台市消防局によると、加熱炉循環油配管（呼び径3インチ）と原料油の加熱炉供給配管（呼び径10インチ）について気密テストを行ったところ、当該開口部以外に開口箇所は確認されなかったとのことであり、このことから当該開口部付近が出火箇所と推定されるとのことである。
なお、仙台市消防局及び新日本石油精製(株)仙台製油所によれば、加熱炉循環油配管及び原料油加熱炉供給配管に関して判明している事項は以下のとおりである。

(1) 加熱炉循環油配管（呼び径3インチ）

使用温度： $ 350^{\circ} $ C以上

使用压力：约1.0MPa

使用流量：约170kl/时

配管を流れる危険物の組成：硫黄分を含有した重油相当の重質油

配管肉厚：5.5mm

(2) 原料油加熱炉供給配管（呼び径10インチ）

使用温度：280℃以上

### 6. 火災発生原因の推定

### 6.1 火災の発生箇所及び火災の原因物質について

新日本石油精製(株)仙台製油所の報告書によれば、火災は、前述の被害状況ならびに施設及び装置の運転状況から、当該製油所の重油間接脱硫装置群の減圧蒸留装置加熱炉循環油配管近傍で発生したものと推定され、また、開口部より内部流体が漏洩し、配管の保温材に浸みこんだ後、何らかの原因で着火し、火災に至ったものと推定されている。

推定のポイントとしては、以下の項目が挙げられている。

(1) 当該装置の配管には1箇所しか開口部が確認されなかったこと。

(2) 当該配管の保温材被覆は火災鎮火後も、脱落せず、配管を覆っていたこと。

(3) 当該装置は通常運転であり、改修工事などの非定常業務は行われていなかったこと。

(4) 着火源の可能性としては、裸火、電気火花、高温構造物、落雷、静電気、自然発火が挙げられるが、前者5つについては種々の事実から否定されること。

### 6.2 火災発生までのプロセスに関する考察

6.1(1)より重油間接脱硫装置群の減圧蒸留装置加熱炉循環油配管に開口部が1箇所しか確認されなかったことから、可燃性蒸気の発生源は、当該開口部である可能性が高い。また、加熱炉循環油を浸みこませた保温材を用いての示差熱分析結果より、280℃付近と400℃付近に、発熱量曲線の急激な立ち上がり部と重量の急激な減少があることから、酸化・発熱による発火の可能性がある。

一般論として言えば、加熱炉循環油配管に生じた開口部から漏洩した重質油が保温材被覆に浸みこみ、酸化・発熱により発火に至る可能性はある。当該報告書では述べられていないが、火災発生のプロセスをより詳細に解明するためには、以下に掲げる事項を確認することが必要であると指摘できる。

(1) 加熱炉循環油のみを試料とした差熱分析の結果

(2) 示差熱分析に使用した重質油と火災当日の重質油との同一性

(3) 示差熱分析に使用した保温材の大きさ、種類、使用年月、浸みこませた重質油の量

(4) 火災直前の警報の発報状況（警報の種類及び発報時刻）

(5) 火災直前の重油間接脱硫装置群の各プロセスにおける、温度、圧力等の時刻歴の変化の記録

(6) 漏洩時刻の特定（発火に至る時間の推定）、

(7) 漏洩した重質油の漏洩範囲

(8) 焼損した保温材被覆の焼損状況、重質油の含浸状況を示す写真

### 7. 開口部の腐食のメカニズムについて

本火災事故においては加熱炉循環油配管が開口し、火災に至った可能性が高い。新日本石油精製(株)仙台製油所によれば、当該配管の開口部の化学成分、硬さなどには異常はなく、腐食により配管の板厚が減少したものと考えられるとのことである。

### 7.1 加热炉循環油配管中の腐食環境の推定

同製油所の報告書によれば、当該配管に生じた腐食の配管内面に付着していた物質の分析がなされている。この分析結果によれば、当該配管の内面に付着していた物質の成分組成は炭素、硫黄及び鉄であり、当該物質は硫化鉄とされている。当該配管中の重質油の成分組成、全酸価、並びに、配管の流速及び当該配管中の流体の設計温度から判断して、当該配管の腐食環境としては高温硫化物腐食であったと考えてよいであろう $ ^{1)} $ ~ $ ^{4)} $ 。しかしながら、重油間接脱硫装置群の運転中における当該配管内の温度の記録はない。

### 7.2 高温硫化物腐食における炭素鋼の腐食

高温硫化物による炭素鋼の腐食においては、温度、硫黄分の濃度が腐食速度に影響する $ ^{1} $ ～ $ ^{4} $ 。図7に原油加

原油加热温度(℃)

図7 原油加熱温度と加熱炉放射管の腐食速度（図中では侵食度）との関係 $ ^{2)} $
熱温度と加熱炉放射管の腐食速度との関係を示す。特に、加熱炉放射管（炭素鋼）の場合は、原油加熱温度が350℃の場合に、腐食速度は4mm/年前後になり、5%Cr鋼の場合でも1mm/年 $ ^{2)} $ になることが指摘されている。今回の事故を契機に判明した加熱炉循環油配管の腐食速度は、約0.4mm/年から約1mm/年にもなっていた。さらに、3インチ配管（合金鋼）では、約0.4mm/年であり、炭素鋼の配管とほとんど変わらない腐食速度になっていた。

ただし、過去の当該装置の運転において、配管中の重質油に含まれる硫黄分の履歴が無く、実際の硫黄分と腐食速度との関係については不明である。

### 8. 今後の事故防止対策に係る提言

新日本石油精製(株)仙台製油所が提案する今後の対策については、おおむね妥当なものであると考えられるが、それらの対策が十分に所要の効果をあげていることについては、今後の検査・点検により確認していく必要があると思われる。今後の対策に係る指摘事項を以下に記す。

### 8.1 開口部が生じた加熱炉循環油配管の腐食管理について

開口部が生じた加熱炉循環油配管の材質を炭素鋼から合金鋼に変更することで腐食はある程度防止できると考えられるが、既存の3インチ配管（合金鋼）においてかなりの腐食速度となっていたことを考えると、今後も同等の腐食速度で腐食することは想定しなければならない。当該配管で発生する腐食が高温硫化物腐食であることを考慮すると、今後は、当該配管の温度測定を実施し、高温になっている部分において肉厚を定期的に測定する必要があるものと考えられる。

### 8.2 類似配管の点検

高温硫化物腐食環境にある配管、フランジで接続されている配管などの再点検を行う。その際、高温硫化物腐食の腐食因子としては温度と硫黄分とが考えられるので、点検箇所については幅広に考えて、かつ、面測定を活用して点検を行うことが望ましい。

8.3 安全管理の徹底・総点検及び安全管理体制の強化充実

設備及び作業等の変更を行う際には、潜在的な危険要因の洗い出しによる確実な変更管理を行う必要があると考えられる。特に今回加熱炉循環油配管で発生した腐食が高温硫化物腐食であることを考慮すると、原料油を変更した場合の硫黄濃度のチェックなども必要になると考えられる。

## 謝辞

今回の火災原因調査にあたっては、現地調査その他で仙台市消防局および新日本石油精製(株)に多大なご協力を賜った。ここに記して謝意を表する次第である。

## 参考文献

1）腐食防食協会編、丸善株式会社、腐食・防食ハンドブック、p.681（2000）

2）石井正義、“石油精製工業における腐食と対策”、化学工学、第41巻、第9号、pp.493－501（1977）

3）腐食防食協会編、丸善株式会社、腐食防食データブック、p.188(1995)

4）石油精製技術便覽（第3版）、産業図書株式会社、pp.500—503（1983）
# Report on the Investigation of the Cause of the Vacuum Distillation Unit

(Abstract)

Haruki Nishi

(Accepted October 13, 2005)

In November 2004, there was a fire of the vacuum distillation unit at an oil refinery site in Sendai City. The competent authority, Sendai City Fire Bureau, requested the National Research Institute of Fire and Disaster (NRIFD) to help them investigate the cause of the fire. NRIFD carried out the investigation in cooperation with the Sendai City Fire Bureau and the refinery site.

In this report, the outline of the fire, the cause of the investigation by the NRIFD is described. Based on the investigation, it is assumed that the fire was caused by a spontaneous ignition of high-temperature heavy oil leaked from an opening of a steel pipe of the vacuum distillation unit. The steel pipe was corroded by high-temperature heavy oil which contained sulfur.
技術報告

# 浜岡原子力発電所内廃棄物減容処理装置建屋（NRW-2）火災について

鶴田 俊

(平成17年10月17日受理)

中部電力株式会社浜岡原子力発電所（静岡県御前崎市佐倉5561番地）の廃棄物減容処理装置建屋(NRW-2)で火災が発生した。原子力安全委員会の速記録をもとに発生施設と類似施設と比較を行った。計画では、火災の発生を予防し、火災を早期に発見し、迅速に消火できるはずであった。計画と現実に起きた火災とを比較した。

### 1. はじめに

平成17年6月30日21時10分頃中部電力株式会社浜岡原子力発電所（静岡県御前崎市佐倉5561番地）の廃棄物減容処理装置建屋（NRW-2）で火災が発生した。廃棄物減容処理装置建屋第2建屋地下2階の感知器が発報し確認したところ、溶融炉で容器が倒れ火災となっていた。火災現場は管理区域内でケガ人等はないと通報された。

火災発生場所は低レベル放射線管理区域であったために、消防隊は原子力資機材を積載し出動した。火災現場では、温度1200度の高温体が漏洩しており、濃煙により内部確認が困難な状況であった。

7月1日の火災原因調査に相良・御前崎市広域施設組合消防本部からの依頼で参加した。

今回の調査では、事業者の想定した火災対応と現実の火災への対応を比較し、原子力施設の想定火災対応の妥当性を検討した。

### 2. 廃棄物減容処理裝置建屋

原子力発電所では、管理区域内の点検作業の過程で放射性物質に汚染された作業着、作業用資材が発生する。これらの放射性物質による汚染廃棄物は、発電所敷地内に貯蔵されている。放射性物質による汚染廃棄物は、原子力発電所の運転に伴い増加している。そのため、設置からの経過時間の長い原子力発電所では、廃棄物貯蔵所の余裕がなくなっている。そこで、高温炉で可燃物を焼却し、金属やセラミックスを溶融する減溶設備がいくつかの原子力発電所に導入されている。

平成11年8月26日（木）午後10時30分から開催された第49回原子力安全委員会臨時会議速記録 $ ^{1} $ を見ると浜岡原子力発電所原子炉設置変更許可申請書の中で雑固体廃棄物溶融処理装置として今回の火災が発生した溶融炉の検討が行われている。

事故当時、廃棄物をセラミック製のキャニスタの内部で溶融後、冷却する作業が処理装置で行われていた。金属やセラミックス製の断熱材等を溶融可能なように1500℃程度まで加熱炉で加熱を受けている。加熱終了後しばらくの間内部の廃棄物は溶融状態を保っている。キャニスタが転倒、破損すると高温の溶融物が周囲に漏洩し、加熱を起こす。周囲に塗料、ケーブル等があれば容易に燃焼し、火災となる。このような火源となる火気を取扱う施設なので下記のような記録が見られる。

第49回原子力安全委員会臨時会議速記録¹）では、「火災防護につきましては、火災の発生防止、火災検知、消火並びに火災の影響の軽減の3方策を適切に組み合わした設計とされております。」¹）と説明が行われている。

この記録に見えるように1）火災の発生防止、2）火災検知、3）消火並びに火災の影響の軽減が考慮された設計となっていたが、今回の火災ではイ）火災の発生を防止できず、口）火災検知は行われたが、ハ）高温溶融物が冷却されるまで消火できず、ダストモニターが閉塞した。

類似の設備は、原子力安全委員会速記録から中国電力株式会社島根原子力発電所 $ ^{2,3} $ 、日本原子力研究所東海研究所 $ ^{4} $ 、日本原子力発電株式会社東海第二発電所 $ ^{5} $ 、九州電力株式会社玄海原子力発電所原子炉 $ ^{6} $ に設けられている。火災に対する対応は、いずれの施設も同様であるが、九州電力株式会社玄海原子力発電所原子炉の溶融設備では、自動火災検出装置と消火設備が設けられている。高温溶融炉を有する施設の火災に対しては消火栓やスプリンクラーで対応できないのでガス系消火設備が設置される。もし、消火できた場合であっても鎮火確認を