Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
## — Contents —

[Research Paper]
A Study on the Fire Extinguishing Technology using the Nitrogen-Enriched Air Weighted with Water Mist
Chihong Liao, Yoshio Ogawa, Yuko Saso, and Takashi Tsuruda ..... 1

Fundamental Study on Aging Behavior of a Sensible Heat Unit in an Enclosed Type Sprinkler Head
Yoshihiro Hirokawa, Minoru Yamada, Atsuko Maie, Toshiro Satomi, Yasuo Ooba, Hiroya Suzuki, and Hitoshi Kashiwagi ..... 8

Study of Remote Monitoring Method of Deformation of Collapsed Slope for Estimating the Possibility
of Secondary Collapse ..... 17

Prediction of Strong Ground Motions at Oil Storage Tank Site in Sendai for Hypothetical Off-Miyagi
Prefecture Earthquakes ..... 27

Heat Release Caused by the Flame Inhibition with Halogenated Fire Suppressants
Yuko Saso ..... 37

Behavior of Fireproof Glasses under Condition of Real Fire
Hiroomi Sato, Takashi Tsuruda, Yoshio Ogawa, Takafumi Noguchi, Masamichi Tamura,
KaoYu Liu, Susumu Ishii, Yoshio Hashibe, Masahiro Sawada, Hiroyuki Tsujimoto ..... 44

Reduction Measures of the Initial Velocity and the Traveling Distance of the Roof Section of RDF Silos
Takashi Tsuruda ..... 54

[Technical Report]
Report on the Investigation of the Tank Fires at the Idemitsu Kosan Hokkaido Refinery (Final Report)
Haruki Nishi and Toshihiro Yokomizo ..... 59

The Friction Loss on S-shape Bend of Synthetic Resin Pipe
Setsuo Kaneda ..... 64

Report on the Investigation of the Cause of the Vacuum Distillation Unit
Haruki Nishi ..... 72

A Fire Case of Waste Melting Facility of Hamaoka Nuclear Power Plant
Takashi Tsuruda ..... 78

Reaction Hazard Evaluation of Organic Blowing Agents for Tires
Yusaku Iwata, Momota Michihiko, and Hiroshi Koseki ..... 83

Report on the Damage Investigation of the Hazardous Material Facilities in Fukuoka City due to the 2005 West off Fukuoka
Earthquake
Haruki Nishi, Minoru Yamada, Ken Hatayama, Yoshihiro Hirokawa, and Toshihiro Yokomizo ..... 90

A Study of Forest Fire Danger Prediction System
-Distribution Map of Fire Occurrence and Forest Fires due to Incendiary
Kohyu Satoh ..... 97

Relationship between Effective Humidity, Day Minimum Humidity and Forest Fire Outbreak Probability
Kohei Sagae ..... 105

Development of Mobile Robots Bases "FRIGO" Series
Hisanori Amano ..... 111

Dimensions Investigation of Subway Station for Mobile Robots Development
Takashi Suzuki and Hisanori Amano ..... 118

Report of the Investigation of Windsor Building Fire in Madrid, Spain in February, 2005
Ai Sekizawa ..... 126
Study on the Performance Evaluation of Smoke Barrier and Smoke Exhaust System in a Subway Station by Numerical Simulation of Smoke Movement. —In Case of Taegue Chungangno Station at Korea—
Yuichi Watanabe ……132
Basic Analysis using Sample Data of Rescue Operations by Fire Departments during the Past Ten Years
Zhexin Hu, Shinsaku Zama, and Makoto Endo ……147
Report on the Accidents in Nuclear Power Plants
Takashi Tsuruda and Yasunori Sakamaki ……153
On the Decay Behavior of Various Fire Fighting Foams over the Gasoline Pool
Akio Takemoto, Hiroyoshi Naito, Hiromichi Okiyama, Yosiyuki Matsubara ……161
A Classification of Landform using SRTM for Estimation of Site Amplification Factors
Byeong-pyo Jeong, Masafumi Hosokawa and Shinsaku Zama ……169
Study on Long-term Deterioration of Cast-in-place Reinforced Concrete Used in Underground Fire Cisterns
Hiroshi Yoshihara ……176
Experimental Study on Prevention of Upward Smoke through Stairs in case of Underground Station Fire
Part 1 Effect of Soffit Installed to the Stair
Sanae Matsushima and Yuichi Watanabe ……181
Experimental Study on Prevention of Upward Smoke through Stairs in case of Underground Station Fire
Part 2 Effect of Downward Air Flow in the Stair
Yuichi Watanabe and Sanae Matsushima ……188
Pyrolysis Behaviour of Refuse Derived Fuel(RDF)
Takeshi Suzuki ……196
Relation between Extinction Performance and Application Rate of Fire Fighting Foams for n-heptane Pool Fire
Hiroyoshi Naito, Akio Takemoto, Hiromichi Okiyama, Yoshiyuki Matsubara ……206
Development, Evaluation and Verification of the Demand-Supply-Resource Estimation System
Zhexin Hu, Makoto Endo, Shinsaku Zama, and Ai Sekizawa ……214
An Experimental Study for Fire Fighting Support Network based on AODV Routing
Ken-ichi Takanashi, Toshihiko Kato, Shuichi Itoh,
Akinori Sugata, Fumihide Kojima, Masayuki Fujise ……224
On the Burning of Kerosene-Wetted Nylon Clothes
Kazutoshi Hasegawa and Eiji Yanai ……237
[Article]
Some Problems on Long-period Strong Ground Motions and Liquid Sloshing of Oil Storage Tank
Shinsaku Zama ……247
A Study of Information Sharing for Disaster Reduction
Masafumi Hosokawa and Shinsaku Zama ……257
Proposal for Acceleration of Fire Fighting and Rescue Robots Disposition
Hisanori Amano ……265
Thermal Analysis and Heat Flux Measurements for Study of Material Safety
Hiroshi Koseki and Michihiko Momoda ……272
Development of Fire Simulator by using Walkthrough Virtual Reality Model
Tokiyoshi Yamada, Nobuyuki Abe, and Masaaki Suga ……280
[Research Papers Presented in Other Journals or Proceedings]
……291
論文

# ウォーターミストにより加重される窒素富化空気の消火技術に関する研究

廖 赤虹、尾川 義雄、佐宗祐子、鶴田俊

(平成17年10月17日受理)

窒素富化空気は毒性の持つ二酸化炭素より人体に危険性が低いが、通常空気より軽いので、上方開放の区画に消火剤として利用できない。廃棄物集積ピットやアトリウムなど上方開放あるいは大容積の区画に窒素富化空気を防火または消火に利用するために、ウォーターミストを窒素富化空気に加え、それを沈降させる新しい方法を考案した。境界層厚さの理論計算からウォーターミストの粒子径と必要な最少水量との関係式が導かれ、それにより、水滴が小さいほど単位体積あたりの窒素富化空気に必要な水量が減ることがわかった。また、上方開放の区画における窒素富化空気一ウォーターミスト混合体を吹き込むときの酸素濃度分布実験の結果から、水滴まわりの粘性を利用して窒素富化空気を沈降できることが確認された。さらに、消火実験の結果は、この方法を利用すれば、区画の全域に窒素富化空気を充満しなくても、床面にある可燃物の火災を消火できることを示唆している。

### 1. まえがき

水は、気化潜熱が大きく冷却効果が優れ、入手が容易で安価であり、また毒性がなく環境に対する影響も小さいため、消火剤として古くからもっともよく使われている。

一方、液体の水は重力の影響により沈降し、流下し、ガスのように一般の構造物の区画に充満することは難しいため、消火にあたって、火点に直接に注水しなければならない。そのため、可燃物が大量に集積されるサイロや集積ピットの火災に対しては、水は必ずしも有効な消火剤ではない。

水によるサイロ火災の消火にあたって、消火活動中に爆発により消防隊員が死傷した事例が国内外とも発生しており $ ^{1,2} $ 、この種類の火災の消火に水も泡も使ってはならないと米国連邦危機管理庁（FEMA）は警鐘を鳴らした $ ^{1} $ 。また、ピットなどに大量に集積される可燃物の火災については、天井がないので爆発の危険が少ないが、集積物内部に火点がある場合は位置の確定が困難である上、大量の集積物も注水障害となるため、水が火点に届きにくく、消火するには時間と大量の水を要する。消火後の污水処理が問題になることもある。このような水による消火が困難なケースに対して、不活性ガス消火剤が利用できる。

不活性ガスの消火剤として二酸化炭素と窒素が使われている。二酸化炭素は消火性能が窒素より優れ、常温で液化保管できるため、消火器や閉囲空間内の全域放出型消火設備に使われている。また、二酸化炭素の比重は空気より重いため、上方開放の区画に注入しても、区画内で沈降し、区画に充満することができるので、上方開放の区画においても、出火の防止や火災の消火に使える。しかし、人間を中毒させる二酸化炭素濃度は一般の可燃物の消火濃度より低いため、人のいる環境に使用することは危険である。

一方、窒素を使用する場合では、酸素濃度を10%以上にすれば人間にとって短時間であればおおむね安全であり、それに対し、一般可燃物の消炎時の酸素濃度は12～15%程度である。つまり、一般可燃物の消炎時の酸素濃度は、人を危険に曝す濃度より高いので、有人環境での使用が期待できる。また、大気成分の約80%は窒素であり、われわれの周りに水より多く存在しているので、空気を窒素の沸点以下に冷却する深冷技術、分子吸着技術または分離膜技術を利用すれば、それを比較的に低コストで生産できる。特に近年急速に進歩してきた分離膜技術は、消火の現場で大気から窒素濃度を高めた窒素富化空気（Nitrogen Enriched Air，以下はNEAと称する）を大量に生産する可能性をもたらした。それらの技術によって、防火・消火の用途に窒素を利用する手段は増えてきた $ ^{3)} $ 。

二酸化炭素と違って、窒素またはNEAの比重は同じ温度条件において空気より軽いため、閉囲区画における防火や消火には問題がないが、可燃物の集積ピットのような上
方開放の区画に使うには、それを重くする必要がある。

窒素ガスを空気雰囲気で沈降させるには、従来それを冷却する方法と比重の重いガスを添加する方法が知られている。ガスを冷却するには、冷凍設備を利用するか、または液体窒素から気化した窒素ガスを低温のまま使う必要がある。また、混合ガスをつくるには、比重の重いガスを用意する必要がある。経済的に使える重いガスは二酸化炭素しかないが、それには毒性があるので、慎重に取り扱かわなければならない。

一方、ウォーターミストは大きい気化潜熱を持ち、窒素に加えると消火効果が高められると見られる。また、ミストは圧縮空気を利用する二流体ノズルや超音波発生機などで容易に作られる。それを重りとしてNEAに加えれば、空気より重いNEAーウォーターミストの混合体が形成される可能性がある。そうなると、窒素は上方開放区画の防火や消火にも利用できる。

水滴群が周囲の空気を巻き込んで落下する現象として、自然界のダウンバーストが知られている。それは水滴が雲から落下する際、摩擦によって周辺の空気を引きずり下ろすことに加え、水滴の蒸発で冷却された空気、あるいは上空で冷やされた空気の重さで、強い下降気流を引き起こす現象である。この現象を消火に利用して、ミストを火炎の基部に送り込もうとする試みもあった $ ^{4} $ 。しかし、ウォーターミストを重りとして利用し、空気より軽い気体を地表に留める研究は報告されていない。

本研究では、ウォーターミストを利用してNEAを沈降させる方法を検証するために、ウォーターミストによりNEAを沈降させる条件を理論計算で検討し、さらに気体分離膜装置で発生したNEAにウォーターミストを加え、それを上方開放の区画に注入した時の挙動を観測し、NEAーウォーターミストの混合体を上方開放区画の防火・消火に利用する可能性を検討した。

### 2. 沈降条件の理論的検討

ウォーターミストを「重り」として用いて、周囲の空気より軽いNEAを大気雰囲気で沈降させるには、以下の2つの条件を必要とする。

Table 1 Specific gravity of each gas

kind of gas	Specific gravity (kg/m³, 0℃)	Difference of density to air
Air	1.293	0%
N2	1.250	-3.33%
10%O2NEA	1.273	-1.55%
NEA+CO2(O2:10%, CO2:4%)	1.305	0.91%
10%O2NEA+Water mist (100 mL water/m³ NEA)	1.373	6.17%

NEA: nitrogen enriched air

1）ミストの添加により、混合体の見掛けの比重は周囲空気より重くなる。

2）混合体内の気体と液体はともに行動する、すなわち軽い気体が気体の粘性により重いミストに引っ張られる。

Table1に示したように、窒素および10％の酸素を含むNEAの比重はそれぞれ同温度の空気より約3.3％と1.5％軽い。標準状態における空気の比重は1.29kg/m³であるので、窒素および10％の酸素を含むNEAを温度0℃以上の空気より重くするには、それらの1m³あたりの容積にそれぞれ43gと20g以上のミストを加えればよいのである。必要な水量が少ないので、条件1）を満たすには実用上でさぼど問題がない。

一方、気体－液体の混合体内の気体を液滴とともに運動させるには、気体の粘性を利用しなければならない。気体の粘性は液滴表面の境界層内のみ働くため、混合体内のすべての気体が粘性の働きを受けられるには、Fig.1に示したように、水平投影上にある水粒子の境界層はすべてつながっていることが必要である。この条件から粒子間の最大距離 $ L_{max} $ は、式(1)で与えられる。

$$ L_{\mathrm{m a x}}=2\times\cos45^{\circ}\times(\delta+\frac{d}{2}) $$

ここで、δは境界層の厚さ、dは水滴の直径である。水滴の粒子間の距離はこのL_{max}より小さい場合、混合体内のすべての気体は粘性の働きを受けるはずである。

直径50μm以下の液滴が空気中を落下するときの終末速度Uは式(2)で表したストークス法則 $ ^{5)} $ により計算でき、それに対応するレイノルズ数Rと境界層の厚さδは、式(3)と(4)でそれぞれ計算できる。

$$ U(cm/s)=1.2\times10^{6}\times\left(\frac{d}{2}\right)^{2} $$

Fig.1 Maximum distance of water droplets between them
$$ R=\frac{U\times d}{\nu} $$

$$ \delta=\frac{d}{\sqrt{R}} $$

上述の式などを利用し、また、20℃における空気の動粘性係数νを0.156cm²/sとすると、粘性により混合体内のすべての気体がミストと共に行動するために必要な単位空間内の最少水量と水粒子の直径との関係は式(5)で表すことができる。

$$ Q_{\min}(ml/m^{3})=\frac{A}{\left(\frac{B}{d^{\frac{3}{2}}}+\frac{1}{2}\right)^{3}} $$

ここで、 $ A=1.851\times10^{5} $ 、 $ B=7.211\times10^{2} $ となり、また、水滴直径dの単位はμmで表す。水滴の直径は40μm以下の場合、最少水量Qminは近似的に式(6)で計算できる。

$$ Q_{\mathrm{m i n}}\left(m l/m^{3}\right)=0.001\times d^{4.2} $$

Fig.2に液滴の粒子径と必要な水量との関係を示した。水粒子の直径が小さくなるほど、水の単位質量あたりの粒子数が増え、また、粒子周りの境界層が厚くなるため、必要な水量が減る。

### 3. 窒素富化空気の沈降実験

### 3.1 実験装置と実験方法

Fig.3に実験装置の概略図を示した。実験装置は、大気からNEAを発生するための窒素分離膜ユニット、流量を調整するマスフロコントローラ、超音波式ウォーターミスト発生器、NEAを冷却するための恒温水槽、二酸化炭素を供給するボンベ、0.512m³の容積を持つ上方開放の区画、ガス濃度を測定する前にガス中の水滴を除去するための水滴除去装置、および区画内の酸素及び二酸化炭素濃度を測定す

Fig.2 Water mist diameter and minimum quantity of water

るためのガス濃度計などから構成される。また、圧縮空気はオイルフリーのコンプレッサーから供給される。

区ゆは800×800×800mmの正方体で、壁と床が発泡スチロールの板で作られ、上方が開放されている。また、外部からの風の影響を避けるために、区画上方約200mmのところとその周囲に金網が取り付けられた。区画の床面投影中心から上下の方向に200、400、600mmの3箇所で200mmの間隔で3本の熱電対と3本の酸素濃度サンプリングチューブがそれぞれ設置され、サンプリングチューブは水滴除去装置を介して3台の磁気式酸素濃度計につながる。また、床から400mmの中心線上に二酸化炭素濃度測定用のサンプリングチューブを設置した。酸素濃度計と二酸化炭素濃度計のサンプリング流量は1台あたり約0.65ℓ/minである。

実験の際、圧縮空気を窒素分離膜ユニットに導入し、NEAを発生させる。NEAの流量は250ℓ/minで、酸素濃度は10%に設定した。発生したNEAを区画の床から100mmの位置にある注入口を通して区画に注入した。注入時の流れの最大速度は0.75m/sである。また、区画上方の開口部から出てくるガスの平均流速は約6.5mm/sである。ウォーターミストをNEAに加えるとき、ミストはこの流れに乗って上昇し、上方にある開口部から出てくるので、式(2)により超音波式加湿器から発生されたウォーターミストの粒子径は

① Compress air

② Nitrogen separate membrane device

③ Mass flow controller

④ Water mist generator

⑤ Gas cooler

⑥ CO₂ cylinder

⑦ Compartment without ceiling

⑧ Water droplet eliminator

⑨ Gas concentration meter

Fig.3 Schematic diagram of experiment apparatus
15 μm以下であることがわかる。ガス注入前後の区画内酸素濃度の変化を記録し、それによりウォーターミストを加えたNEAの沈降の状態を観察する。また、比較のため、NEAを冷却して注入する場合と、NEAに二酸化炭素を添加した場合における区画内の酸素濃度の変化も測定した。

### 3.2 窒素富化空気注入実験の結果と考察

#### 3.2.1 室温の窒素富化空気の注入結果

Fig.4に、10%酸素濃度のNEAを区画の床面に注入する際、区画内の酸素濃度の変化を示した。空気の比重に比べ、10%酸素濃度のNEAは約1.5%軽いので、区画の床付近に注入しても、浮力で上方の開口から流出し、区画内に停留することができず、上、中、下の3箇所で測定した酸素濃度がいずれも18%程度までしか低下しなかった。

また、Fig.4に示したように、NEA注入後の区画中心の温度は注入前より約1℃低くなった。それは注入されたNEAの温度が区画中心で測定された室温よりやや低いことを示唆するが、比重に対する影響は約3/1000であり無視できる。

#### 3.2.2 窒素富化空気一ウオーターミストの注入結果

一方、Fig.5に示したように、10%酸素濃度のNEAに100ml/m³のミストを加え、区画に注入すると、区画内の酸素濃度が下方から約30秒ごとに順次に低下し始める。それはちょうど6.5mm/sの平均気流上昇速度と一致する。そして、次第に下、中、上の3箇所の測定値が注入ガスと同じ濃度になり、安定に保たれる。注入開始後900秒の時点でガスの注入を止めると、約50秒経過したところで上部の測定点の酸素濃度が急速に上がり始め、約0.1%/sの上昇率で15%まで上昇し、その後緩やかな上昇ベースに転じた。また、注入停止してから約100秒と150秒を経過したところで、中央と下部にある測定点の酸素濃度もそれぞれ上がり始め、上昇のペースも上部の測定点と同

Fig.4 Variation of the oxygen concentration in a compartment during a period in which NEA is blown in

じである。もしこの酸素濃度の変化は水滴の消失（沈降）によるものとすれば、隣接の測定点における酸素濃度上昇時刻の時間差はともに50秒程度であることから、水粒子の実際平均沈降速度は4mm/sとなり、よって、ストークス法則より実際の平均粒子径は約12μmと見積もることができる。それにより、粒子まわりの境界層厚みは0.21mmで、また、粒子径と加えた水量から実際の粒子間距離も0.21mmと計算される。この粒子間距離は式(1)で与えた粒子間最大距離L_{max}の0.3mmより小さいため、理論上水滴の間にあるNEAは粘性の働きにより自由に抜き出すことができず、ミストに引っ張られ、区画内に滞留することになるわけである。

また、Fig.5に示した区画中央の温度はNEAーミストの混合体の注入にともなって低下することが観測された。これは水滴の蒸発による気体に対する冷却効果と、熱電対に付着した水滴の蒸発による熱電対そのものの温度低下と考えられる。NEAの温度が下がると、密度が大きくなるため、この冷却効果でNEAが沈降する可能性もあるが、区画中央の酸素濃度が注入されたNEAの酸素濃度と同じレベルになった時点、同じ場所の温度は20℃である。この温度におけるNEAの密度は室温である23.5℃の空気の密度より小さいため、NEAの沈降は温度低下による効果ではなく、水滴の粘性によるものであることがわかる。さらに、上述の実験とは別に、NEAの温度と湿度を制御できる小型の装置を用いて、環境温度より高い温度を持つNEAーウオーターミストの混合体の沈降実験も行った。その結果、周囲空気より約4％軽かったNEAはウオーターミストで沈降することが確認された。このようにウオーターミストは重りとして軽いガスを沈降させることに利用できることが実験で確かめられた。

Fig.5 Variation of the oxygen concentration in a compartment during a period in which mixture of NEA and water mist is blown in
#### 3.2.3 冷却された窒素富化空気の注入結果

冷却されたNEAを区画に注入する際どのような挙動を示すかを調べるために、10℃以下に設定した低温恒温水槽を用いて約25℃のNEAを冷却して区画に注入した。注入速度は0.53m/sである。Fig.6に冷却されたNEAを区画に注入する際、区画内の酸素濃度変化と温度変化を示した。配管系の伝熱があるため、注入されたNEA温度は時間の経過につれ低下する。注入開始から500秒を過ぎると、ほぼ17℃以下になっている。そのときの密度は約1.20kg/m³であり、室温である26℃の空気密度の1.18kg/m³より重くなっているが、区画の温度は約21℃前後に安定し、それ以上、下がらない。その温度に対応するNEAの密度は外部の空気とほぼ同様である。また、酸素濃度も約11%に維持され、注入されたNEAの10%の酸素濃度にならなかった。その原因は注入されたNEAが周囲の気体と迅速に混合することにあると考える。また、注入開始から約1550秒を経過した時点でNEAの注入を止めると、上部の酸素濃度は約10秒の遅れで、上昇しはじめ、その後、中心部と下部の酸素濃度も上昇する。また、11%から15%までの範囲では、上、中、下3箇所の酸素濃度の平均上昇速度はそれぞれ約0.062%/s、0.044%/s、0.028%/sである。ウォーターミストを加える場合に比べ、注入停止後の酸素濃度回復は緩やかで、また、温度に対する依存性があることを示唆している。

#### 3.2.4 窒素富化空気一二酸化炭素混合気の注入結果

Fig.7にNEAと二酸化炭素との混合気を区画に注入したときの挙動を示した。混合気中の酸素と二酸化炭素濃度はそれぞれ10％と4％である。また、標準状態における混合気の比重は1.305kg/m³であり、空気より約1％重い。注入開始後、区画内の酸素濃度は下から順次に低下してい

Fig.6 Variation of the oxygen concentration in a compartment during a period in which cooled air is blown in

き、その後注入された混合気と同じ酸素濃度に維持される。注入開始してから600秒を経過した時点で混合気の注入を止めると、上部の酸素濃度は約0.008%/s、また中央と下部の酸素濃度は約0.002%/sの速さで上昇する。この上昇速度は冷却方式とウォーターミスト添加方式に比べ最も遅い。

以上のように、空気より軽いNEAを天井のない区画に充満させるには、従来知られるガスを冷却する方法と軽いガスに二酸化炭素のような重いガスを添加する方法のほかに、粒子径の小さいウォーターミストを加え、気体ーミストの混合体を作る方法もある。本実験の条件において、冷却方式によるNEAを沈降する場合、区画内の温度も酸素濃度も注入されたガスより高く、目標の酸素濃度を達成できなかった。それに比べ、NEAにウォーターミストまたは二酸化炭素を加えた場合には、区画内の酸素濃度は下部から順次に注入ガスと同じ濃度となり、よい沈降効果が得られた。

一方、注入停止後の挙動について、ウォーターミストを加える方式、気体冷却方式、二酸化炭素を添加する方式の順で酸素濃度の回復速度は遅くなる。ウォーターミストを加える場合、水滴が落下し消失すると、NEAは浮力により上昇し、区画から抜けるため、酸素濃度の回復速度はほぼ水滴の落下速度と比例する。冷却されたNEAの場合、ガスの抜け出しは伝熱とガスの拡散との2つの影響を受ける。また、二酸化炭素を添加した場合、ガスの抜け出しはガスの拡散のみ影響され、もっとも安定するケースである。実際の利用にあたって、それらの特性を生かす方法も検討すべきである。

Fig.7 Variation of the oxygen and carbon dioxide concentration in a compartment during a period in which mixture of NEA and $ CO_{2} $ is blown in
## 4 ．窒素富化空気一ウオーターミストによる消火実験

無風の空間において、粒子径の小さいウォーターミストを利用すれば、窒素やNEAは重いガスのように沈降できることが以上の実験でわかった。しかし、火災の際、炎による上昇気流がある。それはNEAーウォーターミストの混合体の挙動にどのような影響を与えるか調べる必要がる。

Fig.8のように、ピットやアトリウムの床面に発生した火災の消火を想定し、長さ1600mm、幅520mm、高さ340mmの上部開放区画の中央に直径60mmのヘプタン火災を置き、区画の片サイドからNEAまたはNEA一ウオ一ターミストの混合体を送り込み、消火の可否を観察した。また、区画の長手方向の中心線から約水平方向に100mm離れ、火源と同じ高さ（床から約40mm）の平行線位置で3箇所の酸素濃度測定用サンプリングチューブを設け、酸素濃度の時間変化を測定した。測定点の間隔はそれぞれ400mmである。送り込むNEAの流量は150l/min、NEAの酸素濃度は10%、また、1m³あたりのNEAに加えた水量は130mlである。Fig.8(a)にNEAのみ送り込んだ際の炎の挙動を示した。左上にある画像は火皿の拡大画像である。炎は気流の流れに押されてやや傾いたが、火源の床付近の酸素濃度はまったく下がらず、消火できなかった。一方、そのNEAにウオ一ターミストを加えると、NEA-ミストの混合体は区画の床面に沿って前へ進む。炎に近づくと、NEA-ミストの混合体が上昇気流により炎に引き寄せられる挙動が見られる。ウオ一ターミストを導入してから約

(a)

(b)

Fig.8 Experiment of extinguishing using a NEA weighted by water mist

20秒を経過したところ、炎が消炎した。消炎時火源近傍の測定点から測定された酸素濃度は16%まで低下した。炎の引寄せ効果で炎近傍の酸素濃度はさらに低下したと見られる。Fig.8(b)は消炎直前の様子を示す。

この実験の結果から、炎による上昇気流は空気の対流を引き起こし、吹き込むNEAを希釈する働きがある一方、上昇気流により床面に広がるNEA-ミストの混合体を火点に引き寄せる効果もあることがわかる。このように、区画の床にある可燃物の炎に対して、NEA-ミストの混合体を利用すれば、区画全域に窒素を充満しなくても消火することが可能である。

### 5. まとめ

上方開放の区画やサイロおよびアトリウムの防火・消火に空気より軽い窒素やNEAを利用するために、ウォーターミストを重りとしてNEAに加え、それによりNEAを沈降させる方法を考案した。

境界層厚さの理論計算に基づき、NEA・ウォーターミスト混合体内のすべての気体が、水滴周囲の粘性を受けて沈降するために必要な単位体積あたりの最少水量とウォーターミストの粒子径との関係式を導き出した。この理論計算により、水滴の粒子径が小さいほど必要な水量が減り、水滴の粒子径が15μm以下であれば、1m³あたりの窒素を沈降させるための必要水量は85g以下であると見積もることができる。

NEA一ウオ一ターミストの混合体が、理論計算のように沈降できるかを確認するために、NEA一ウオ一ターミストの混合体を吹き込んだ上方開放の区画内の酸素濃度を測定した。その結果、ウオ一ターミストをNEAに加えることにより、区画内の酸素濃度は計算通り低下し、周囲空気より軽いNEAは上方開放の区画に滞留することが確認された。

また、消火実験の結果から、区画の床面にある可燃物の炎に対して、NEA-ミストの混合体を利用すれば、区画全域に窒素を充満しなくても消火できることがわかった。以上の結果は理論計算と小規模実験によるもので、実際の応用にあたって、実機規模の検証実験を行う必要がある。

## 参考文献

1．鈴木、サイロ火災について、火災、Vol.55, No.2, pp.35-41,(2005.4)

2．火災誌編集小委員会、2003年8月・9月に起きた大規模火災、火災、Vol.53, No.5, pp.5-7, (2003.10)

3．廖、火災、Vol.54, No.1, pp.38-43, (2004.2)

4．村松、梅村、ウォーターミストのダウンバーストとプール火炎基部との干渉に関する数値的研究、日本燃焼学会誌、Vol.46 No.137, pp.176-186, 2004.

5. 新版 気象の事典、東京堂出版、1974, pp.229.
# A Study on the Fire Extinguishing Technology using the Nitrogen-Enriched Air Weighted with Water Mist

(Abstract)

Chihong Liao, Yoshio Ogawa, Yuko Saso, and Takashi Tsuruda

(Accepted October. 17, 2005)

Although the nitrogen-enriched air (NEA) is less dangerous to the human body than the life-threatening carbon dioxide fire-extinguishing agent, the NEA is lighter than the normal air and ineffective in open-top enclosures. In order to prevent or extinguish fires with the NEA in open-top enclosures such as disposal pits and atriums, we invented a novel technique for weighting the NEA by adding the fine water mist. The relationship between the droplet diameter of the water mist and the minimum quantity of water required to sink the NEA was derived based on the boundary layer theory. The relationship showed that the minimum quantity of water was approximately proportional to the fourth power of diameter of the water droplet. The experimental measurement of the oxygen concentration distribution in an open-top enclosure was performed during the injection of NEA with or without the water mist, which confirmed that the NEA can actually be sunk using the viscosity around water droplet. We also conducted a series of extinguishing experiments using the NEA weighted with water mist, and revealed that fires located at the floor level can be extinguished even if the NEA is not filled in the entire compartment.
論文

# 閉鎖型スプリンクラーヘッドの感熱体の経年挙動に関する基礎的検討

廣川 幹浩、山田 實、真家 敦子、

里見 俊郎 $ ^{*} $ 、大庭 康雄 $ ^{*} $ 、鈴木 博成 $ ^{*} $ 、柏木 仁 $ ^{*} $

(平成17年11月14日受理)

閉鎖型スプリンクラーヘッドの感熱体の経年拳動を解明することを目的として、感熱体に実装されているBi系低温はんだの材料特性およびクリープ特性を実験的に検討するとともに、実際の感熱体を用いてクリープ試験を行い、有限要素法でクリープ変形の数値シミュレーションを行った。その結果、以下の結論を得た。

Bi系低温はんだのヤング率および0.2%耐力は温度依存性があり、高温になるほどヤング率および0.2%耐力の値は小さくなっている。Poisson比も僅かながら温度依存性を示し、高温になるほど大きくなる。Bi系低温はんだのクリープ曲線は、遷移クリープ、定常クリープおよび加速クリープの過程を有しており、なかでも、定常クリープの過程が支配的である。また、最小クリープひずみ速度と温度は、Arrheniusの関係式で示すことができ、最小クリープひずみ速度と応力の関係は、Nortonの関係式で示すことができる。これらを考慮して、有限要素法によるクリープ弾塑性解析を行えば、感熱体の10日間程度のクリープ変形は概ね再現できる。

### 1. はじめに

建物火災による被害を軽減するために、スプリンクラーの設置が消防法により規定されている $ ^{1)} $ 。スプリンクラーによる初期消火は、火災を鎮火あるいは遅延させるために有効であり、スプリンクラー機器の信頼性が必要不可欠である。

スプリンクラーの中でも、閉鎖型スプリンクラーヘッドは、感熱機構が単純な機械式であるため、多くの建物に設置されている。感熱機構は、可溶片型とグラスバルブ型に分類されるが、本報においては、可溶片型の機構を有するスプリンクラーヘッドを対象とした。一般的な室温環境においては、可溶片型の感熱ヒューズとして、融点72℃のBi系低温はんだが用いられている。ここで着目すべき点は、室温環境でもBi系低温はんだの融点の3割程度の温度となるため、熱的要因による低温はんだのクリープ損傷が問題となり、不時放水による水損などが懸念される点である。例えば、過去の事故事例として、舞台天井に設置されたスプリンクラーヘッドが誤作動し、パイプオルガンの水損で3億円の被害が生じた $ ^{2)} $ 。誤作動の原因は明らかにされていないが、仮に機械的な問題であったとすれば、低温はんだの経年劣化が主要因の一つと考えられる。経年劣化に起因する誤作動に対する対策として、スプリンクラーヘッドの常時モニタリングが考えられるが、設置されているスプリンクラーヘッドの数を考えるとコスト的に問題となる。そこで、数日間の試験結果を用いて、低温はんだの経年劣化のモデルリングができれば、スプリンクラーヘッドの健全性評価に有用となる。

ところで、はんだに関する多くの研究は、Pbフリー化が進む電子機器のリフローはんだ $ ^{*1} $ に関する研究が殆どである。例えば、Bi系のはんだに関する研究として、戎谷ら $ ^{3)} $ は、Bi-Sn系、Bi-Pb系、Bi-Sn-Pb系はんだを用いて融点付近での引張り試験およびクリープ試験を行い、はんだの高温特性を求めている。また、松原ら $ ^{4)} $ は、Sn-Ag-Cu-Bi系はんだを用いて、はんだの接続強度に関する信頼性評価を行い、Biの含有量とはんだ強度特性の関係を示した。これらの研究において、Bi系はんだの材料特性に関する知見は得られるものの、Biの含有量が異なる閉鎖型スプリンクラーへッドに実装される低温はんだに適用することは難しく、個別の検討が必要となる $ ^{5,6)} $ 。
そこで、本報では、閉鎖型スプリンクラーへッドの感熱体の経年挙動を明らかにすることを目標として、感熱体に実装されているBi系低温はんだの材料特性およびクリープ特性を実験的に検討するとともに、実際の感熱体を用いてクリープ試験を行い、有限要素法で感熱体のクリープ変形に関する数値シミュレーションを行った。

### 2. 閉鎖型スプリンクラーヘッド

本研究に用いた閉鎖型スプリンクラーヘッドをFig.1に示し、スプリンクラーヘッドの先に組み込まれた感熱体の断面概略図をFig.2に示す。感熱体は、ピストン、シリンダー、Bi系低温はんだから成り、Bi系低温はんだは、シリンダー内部にピストンの圧縮荷重を受けて保持されている。

次に、閉鎖型スプリンクラーへッドの作動過程を以下に示す。

①：火災時の熱によるスプリンクラーへッドの温度上昇

②：感熱機構内のBi系低温はんだが融けて、ピストンとシリンダーとの微小な隙間から流出

③：はんだの板厚が減少するために、ピストンがシリンダーへ押し込まれるように変位

④：感熱体を含むFig.1の黒枠に示すスプリンクラーへッ

ド先端部が本体から緩んで外れ、放水口の開口

Fig.1 Enclosed type sprinkler head.

Fig.2 Sensible heat unit.

⑤：消火放水の開始

上記より、過程②から④は、火炎の熱以外にも、常温環境における低温はんだのクリープ変形による常温時の不時放水が懸念される。

### 3. Bi系はんだの材料特性

感熱体の経年劣化の数値シミュレーションを行うにあたり、材料定数とその温度依存性およびクリープ定数が必要となるが、感熱体に実装されるBi系低温はんだは寸法が小さいため、これらを用いて材料物性値を求めることは技術的に困難である。ここでは、原材料であるBi系低温はんだのインゴットから切り出した試験片を用いて材料物性値を求めることにした。

### 3.1 表面観察および組成分析

走査型電子顕微鏡 $ ^{*2} $ SEM-EDX（日本電子、JSM-5900LV、JED-2200）を用いて感熱体に実装されたBi系低温はんだの表面観察および組成分析を行った。Fig.3に元素名を添えたSEM画像を示し、Table1に元素の定量分析の結果を示す。Table1および一般的なはんだの組成のばらつきを考慮すると、Bi系低温はんだは主成分のBiの他に、PnとSnが同程度、さらにCdが少量含まれていると言える。Fig.3に示すように、SEM画像には、淡い灰色の他にそれより濃い灰色の島状斑点が認められる。元素分析を行うと、淡い灰色の部分にBiの比率が高く、濃い灰色の部分にSnの比率が高い。また、Pbは全面的に均一に分布していた。

Fig.3 SEM image.

Table 1 Chemical compositions of specimens in mass %

Bi	Sn	Pb	Cd
45.6	25.8	22.9	5.7
一方、インゴットから切り出したBi系低温はんだに対しても観察および分析を行ったが、感熱体に実装されたBi系低温はんだの結果と概ね同様なSEM画像および組成比率が得られた。

### 3.2 融点测定

感熱体に実装されたBi系低温はんだとインゴットから切出したBi系低温はんだを用いてそれぞれの融点を測定した。測定には、示差走査熱流量計 $ ^{*3} $ （島津製作所、DSC-50）を用いた。試験においては、感熱体に実装されたBi系低温はんだを63g、インゴットから適量切出したBi系低温はんだを106g用いた。また、参照物質として純度99.9%のα-アルミナを19g用いた。

測定方法は、開始温度50℃から10℃/minの昇温速度で、DSC曲線をそれぞれ測定し、ピークの立上り開始温度をはんだの融点とした $ ^{7)} $ 。

実験結果をFig.4に示す。Fig.4より、感熱体に実装されたBi系低温はんだの融点は70℃、インゴットから適量切出したBi系低温はんだの融点は71℃であり、概ね等しい融点が得られた。

### 3.3 材料定数と材料定数の温度依存性

Bi系低温はんだのヤング率およびPoisson比などの材料定数の温度依存性を測定するために、引張りおよび圧縮試験を行った。試験特性を考慮して、引張り試験および圧縮試験は別装置で行い、それに伴い試験片も異なる形状のものとした。

Fig.5にインゴットから切り出し、加工した引張り試験片の寸法形状を示す。インゴッドの寸法は $ 18^{B}\times7^{t}\times400^{l} $ であり、1つのインゴットから3本の試験片を製作した。引張り試験に用いた試験装置（島津製作所、AG-500DR）をFig.6に示す。試験片の取付部には恒温水槽（ヤマト科学、BB300型）を備えており、水中で試験専囲気の温度

Fig.4 DSC curves.

調整が可能である。ひすみゲージは、Fig.5に示す試験片の中心の表裏面に2軸ひずみゲージ（共和電業、KFG-1-120-D16-23L3M2S）を貼り付けた。試験条件は、試験温度10℃（水中）、20℃（水中・大気中）、30℃（水中）とし、ひずみ速度を0.1%/sとして引張り試験を行った。水中および大気中で測定したものについては、測定値の平均値をその温度での材料定数とした。

引張り試験の結果の一例として、Fig.7に20℃（水中）の公称応力－公称ひずみ線図を示す。ここで、図中の実線は縦ひずみ、破線は横ひずみとの関係を示す。Fig.7より、ヤング率は17.7GPa、0.2%耐力は28MPa、Poisson比は0.4である。

Fig.5 The specimen.

Fig.6 Tension tester.

Fig.7 Tension stress - Strain curves at $ 20^{\circ} $ C in the water.

*3 示差走査熱流量計：被測定対象物質および基準物質に入熱を行い、それらのエネルギー入力の差を測定する装置。この時に得られる曲線をDSC曲線と呼ぶ。融解時には、エネルギーを消費するため、基準物質との間にエネルギー入力の差が顕著となる。
次に、引張り試験より得られたヤング率および0.2%耐力の温度依存性をFig.8中に実線および破線で示す。また、Poisson比の温度依存性をFig.9に実線で示す。Fig.8より、ヤング率の温度依存性を示す勾配は約-0.45MPa/℃であり、0.2%耐力の温度依存性の勾配は約-0.78MPa/℃であり、高温になるほどヤング率および0.2%耐力の値は小さくなっている。また、Fig.9より、Poisson比も僅かながら温度依存性が見られ、Poisson比の温度依存性の勾配は約2.3×10³/℃であり、高温になるほどPoisson比の値は大きくなっている。

一方、感熱体に実装されたBi系の低温はんだは圧縮荷重を受けた状態であることから、圧縮試験からも材料定数を算定した。試験片は、インゴットから切り出し、小法 $ 10^{B}\times6^{t}\times12^{l} $ の楕円柱とした。圧縮試験に用いた試験装置（島津製作所、EHF－EU005）をFig.10に示す。試験片の取付部には恒温水槽（ヤマト科学、BB300型）を備えており、試験雰囲気の温度調整が可能である。ひずみゲージは、試験片の円柱表面の $ 180^{\circ} $ 対向する位置に、引張り試験で用いたものと同種のゲージを貼り付けた。試験条件は、 $ 20^{\circ}C $ （水中・大気中）とし、ひずみ速度を0.1%/sとして圧縮試験を行った。

圧縮試験の結果の一例として、Fig.11に20℃（水中）の

Fig.8 Thermal dependency of Young's modulus.

Fig.9 Thermal dependency of Poisson's ratio.

公称応力－公称ひずみ線図を示す。ここで、図中の実線は縦ひずみ、破線は横ひずみとの関係を示す。Fig.11の公称応力および公称ひずみは、引張り試験の結果と比較を行うために-1倍して示している。Fig.11より、ヤング率は16.3GPa、0.2%耐力は31.5MPa、Poisson比は0.4であり、それぞれ引張り試験で得られた値に概ね一致した。

### 3.4 クリープ特性

インゴットから切り出したBi系の低温はんだの試験片を用いた圧縮クリープ試験を行った。試験片形状および試験機は、圧縮試験に用いた試験機を使用し、単軸ひずみゲージ（共和電業、KFG-1-120-C1-23L3M3R）を対向する2面に貼り付けた。試験方法は、荷重制御とし、5MPa（20℃）、10MPa（10,20,30℃）、20MPa（20℃）の組み合わせで20時間程行った。

Fig.12に、5MPa（20℃）のクリープ曲線を実線で示す。Fig.12には、遷移クリープ、定常クリープが確認でき、定常クリープが支配的であると言える。定常クリープの勾配を示す定常クリープ速度を破線で示すと、約70,000秒経過した辺りから加速クリープも僅かながら確認できる。

Fig.10 Compression tester.

Fig.11 Compression stress - Strain curves at $ 20^{\circ} $ C in the water.
Fig.13に圧縮クリープ試験から得られた最小クリープひずみ速度の温度依存性を示す。ここで、縦軸には最小クリープひずみ速度を正值へ変換したものをとり、横軸には温度の逆数をとっている。Fig.13より、最小クリープひずみ速度％/sと温度TKは次式に示すArrheniusの関係式で示すことができる $ ^{8)} $ 。

Fig.12 Creep curve at $ 20^{\circ} $ C in the water.

Fig.13 Temperature dependency of Min.creep rate.

Fig.14 Stress dependency of Min.creep rate at $ 20^{\circ} $ C in the water.

$$ \dot{\varepsilon}=2.0\times10^{11}\exp(-1.0\times10^{4}/T) $$

また、Fig.14に応力と最小クリープひずみ速度との関係を示す。Fig.14より、最小クリープひずみ速度%/sと応力MPaの関係は、次式に示すNortonの関係式で示すことができる $ ^{8} $ 。

$$ \dot{\varepsilon}=2.1\times10^{-7}\sigma^{3.1} $$

### 4. 感熱体を用いた圧縮クリープ試験

### 4.1 実験方法

Bi系低温はんだの材料特性を評価できたことから、スプリンクラーへッドに実装されている感熱体を用いてクリープ試験を行った。Fig.15に試験に用いたクリープ試験機（島津製作所、S5－500）を示す。試験機は、レバー比1:5であり、錘を用いて試験片に圧縮荷重を負荷できるような機構となっている。クリープ試験機のテスト部には、スプリンクラーへッドによる感熱体の挙動をなるべく忠実に再現するよう、Fig.16に示す感熱体ホルダー中に感熱体を装入して固定した。クリープ変位の計測は、感熱体を挟みこむフランジに取り付けられた変位センサーで行った。

クリープ試験は、恒温槽の温度を20℃に保ち、標準検査試験の荷重値17.5kgの錘をセットし、試験片には87.5kgの荷重を負荷して行った。試験時間は、10日間とした。この時の感熱体のピストン上面の応力は、Fig.2の寸法形状を考慮すると、36.1MPaの圧縮応力であった。

### 4.2 実験結果

Fig.17に得られたクリープ曲線を実線で示し、図中の破線は後ほど述べる数値シミュレーションの結果を示す。クリープ曲線は、Fig.12と同様に遷移クリープ、定常クリープが見られ、定常クリープが支配的であることが見てとれる。

Fig.15 Creep tester.