Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
Table 1 Source parameters of hypothetical off-Miyagi-prefecture earthquakes

Case 1	Case 2	Coupling Scenario (Fault B)
Fault Area(km²)	2,266	1,449	7,194
Seismic Moment(Nm)	3.1×10²⁰	1.6×10²⁰	8.3×10²⁰
Moment Magnitude	7.6	7.4	7.9
Rigidity(N/m²)	4.7×10¹⁰	4.7×10¹⁰	4.7×10¹⁰
S-wave Velocity(km/s)	3.46	3.46	3.46
Rupture Front Pattern	Radial	Radial	Radial
Rupture Velocity(km/s)	3.0	3.0	3.0
Asperity1	Area(km²)	96	128	409
Averaged Slip(m)	5.9	4.7	5.0
Seismic Moment(Nm)	2.6×10¹⁹	2.8×10¹⁹	9.7×10¹⁹
Stress Drop(MPa)	29	54	19
Rise Time(s)	0.8	1.3	3.3
Earthquakes used for synthesis	Eq. 1	Eq. 1	Eq. 3
Ratio of Seismic Moment	2,453	2,642	94
Ratio of Stress Drop	15.4	28.7	7.5
Asperity2	Area(km²)	96	409
Averaged Slip(m)	5.9	5.0
Seismic Moment(Nm)	2.6×10¹⁹	9.7×10¹⁹
Stress Drop(MPa)	73	19
Rise Time(s)	0.8	3.3
Earthquakes used for synthesis	Eq. 1	Eq. 3
Ratio of Seismic Moment	2,453	94
Ratio of Stress Drop	38.8	7.5
Asperity3	Area(km²)	409
Averaged Slip(m)	5.0
Seismic Moment(Nm)	9.7×10¹⁹
Stress Drop(MPa)	19
Rise Time(s)	3.3
Earthquakes used for synthesis	Eq. 3
Ratio of Seismic Moment	94
Ratio of Stress Drop	7.5
Back-ground	Area(km²)	2,074	1,321	5,967
Averaged Slip(m)	2.7	2.1	1.9
Seismic Moment(Nm)	2.6×10²⁰	1.3×10²⁰	5.4×10²⁰
Stress Drop(MPa)	6.8	7.7	2.9
Rise Time(s)	5.5	6.0	8.8
Earthquakes used for synthesis	Eq. 2	Eq. 2	Eq. 3
Ratio of Seismic Moment	890	445	524
Ratio of Stress Drop	4.8	5.5	1.1
メータを探索するもので、応力降下量はこのモデルパラメータの一つである。スペクトルの適合手続きは文献 $ ^{12)} $ に倣った。

各シナリオについて予測した地動速度波形 (0.1-10 Hz)をFig. 2に示す。速度波形とはいえ、短周期成分の大きさが際だつ波形である。これは、特に断層面A1とA2のアスペリティの応力降下量が大きく設定されていることに起因するものと考えられる。Fig.2(c)の連動型シナリオに対する予測波は、単独型シナリオに対するそれら (Fig.2(a)、(b))に比べて長周期成分に富んでいるように見える。予測された最大地動速度は、ケース1では0.27m/s、連動型では0.26m/sでほぼ同程度、ケース2では0.17m/sと他の2つのシナリオに比べて小さい。予測された最大地動加速度は、ケース1、ケース2、連動型では、それぞれ5.93m/s/s、4.43m/s/s、6.41m/s/sとなった。これらの値は、地盤の非線形挙動の影響を考慮すれば、特に最大地動加速度については低減するものと思われる。

Table 3に本予測結果と推本予測結果の比較を掲げる。推本によるケース1とケース2についての地震動波形の予測は工学的基盤に対して行われており、予測対象の石油タンクサイトにおける工学的基盤はS波速度400m/s相当の地盤となっている。J-SHISによれば、当該石油タンクサイトの工学の基盤における予測最大地動速度は、ケース1で0.23m/s、ケース2で0.11m/sである。一方、本稿での予測結果は地表面におけるものであるため、比較するには、工学的基盤における予測地震動を計算する必要がある。当該石油タンクサイトにおいては、常時微動アレイ観測により地震波速度構造の探査を行っており $ ^{13} $ 、その結果はTable 4に掲げる通りである。この地下構造情報からS波鉛直入射に対する伝達関数を計算し、それを以て地表における予測地震動をデコンポリューションすることによって、第2層（S波速度350m/s）上面における地震波形を計算した。それから読み取った最大地動速度は、ケース1については0.25m/s、ケース2については0.13m/sであり、推本の予測結果と良く一致する。しかし、地表面についての予測結果はこれほどには一致しない。推本の予測では、当該地点については工学的基盤に対する地表の最大地動速度増幅率を1.74と評価し、地表面最大地動速度をケース1で0.39m/s、ケース2で0.18m/sと予測しているが、本稿での予測結果と比較すると特にケース1についての違いが大きい。Table 4の地下構造情報に基づくデコンポリューションが意味するところは、工学的基盤に対する地表の最大地動速度増幅率はケース1予測地震動に対しては1.08、ケース2予測地震動に対しては1.31であり、推本が微地形区分等に基づいて評価した最大地動速度増幅率は過大であるということである。以上のこと

Table 2 Earthquakes used for synthesis by the empirical Green's function method

No.	Origin date & time (JST)	M(JMA)*	Depth* (km)	Seismic Moment** (Nm)	Moment Magnitude**	Stress Drop (MPa)
Eq. 1	2004/07/05 18:22	4.7	42.1	1.06×1016	4.7	1.88
Eq. 2	2004/12/29 22:58	5.5	39.4	2.92×1017	5.6	1.41
Eq. 3	2005/08/31 03:10	6.3	22.0	1.03×1018	6.0	2.55

$ ^{*} $ After the Japan Meteorological Agency.

**After the F-net of the National Research Institute for Earth Science and Disaster Prevention.

Table 3 Comparison of predicted peak ground velocity (m/s)

Case 1	Case 2	Coupling Scenario
This study	HERP*	This study	HERP*	This study	HERP*
Ground Surface	0.27	0.44	0.17	0.20	0.26	0.53
Hard Ground (Vs=400m/s)	0.25	0.25	0.13	0.11	0.10	0.34

* The Headquarters for Earthquake Research Promotion
Fig. 2 Seismic waveforms (0.1-10 Hz) of ground velocity predicted at the oil storage tank site in Sendai. (a) Case 1; (b) Case 2; (c) Coupling scenario.
から、両者の予測結果の相違は表層地盤の地震動増幅特性の評価の違いに起因するものと言える。推本において距離減衰式と微地形区分等に基づく最大地動速度増幅率で予測を行った連動型については、同じくJ-SHISによれば、工学的基盤と地表での予測最大地動速度はそれぞれ0.35m/sと0.63m/sとなっており、ともに本稿での予測結果を大きく上回っている。工学的基盤における予測値が異なっていることから、この相違は表層地盤の増幅率の他、距離減衰式によるか波形合成によるかという計算方法の違いにも起因するものと考える。

Fig. 3は、Fig. 2に示した予測波形のうち水平動2成分について加速度フーリエ振幅スペクトルを計算したものである。スペクトルのピークは、ケース1、ケース2、連動型でそれぞれ4.6Hz、3.4Hz、4.0Hz付近に位置する。時刻歴波形の振幅レベルに対応してケース2のスペクトル振幅は他の2つのシナリオに対するそれを下回っている。ケース1と連動型のスペクトルは、数Hzの高周波数成分の振幅には大きな違いはないが、Fig. 2の時刻歴波形からもうかがい知れたように、周期数秒程度の長周期成分については連動型の振幅がケース1を上回っている。これは、連動型シナリオの断層面Bが深さ15.5kmから25.5kmという浅い所に位置し、かつその地震モーメントが大きく設定されていることに鑑みて、断層面Bからの地震波の合成に用いる要素地震に、深さ22km、M6.3の浅い場所で発生した規模の大きな地震を用いるという適切な選択を行った結果と考える。

周期数秒の長周期地震動に対する地盤の非線形挙動による影響は小さいと考えられるので、ここでの予測結果はその周期帯域については有効であるとの見地から、Fig. 4に予測波形の水平動2成分について計算した速度応答スペクトル（減衰0.5%）を示す。速度応答でみると長周期帯域における値はケース1と連動型で大差はなく0.3m/s前後という結果になった。2003年十勝沖地震の際にスロッシングによる石油タンク被害が発生したことを

Table 4 Profile of seismic-wave velocity at the oil storage tank site in Sendai

Layer	Thickness (m)	S-wave Velocity (m/s)	P-wave Velocity (m/s)	Density (g/cm $ ^{3} $ )	Qs
1	15	210	1620	1.726	10.5
2	30	350	1750	1.795	17.5
3	100	530	1910	1.873	26.5
4	155	1650	3180	2.264	82.5
5	510	2500	4410	2.451	125
6	-	3250	5690	2.649	162.5

Fig. 3 Fourier amplitude spectra of ground acceleration predicted at the oil storage tank site in Sendai. (a) Case 1; (b) Case 2; (c) Coupling scenario.
受けて、2005年1月14日に公布された「危険物の規制に関する技術上の細目を定める告示の一部を改正する件」（平成17年総務省告示第30号）では、特定屋外貯蔵タンクの液面摇動の設計水平震度の規定において、新たに地域と液面摇動固有周期に依存する補正係数が導入され、仙台地域は周期数秒以下で速度応答が1 m/sを超える「地域2」に分類されている。今回の予測結果からすると、この新基準は想定宮城県沖地震発生時の予測対象とした仙台の石油タンクサイトにおける揺れに対して有効であると考えられる。

### 5. おわりに

本稿における強震動予測では、強震時の地盤の非線形挙動の影響を考慮していないため、その影響を強く受けると思われる短周期成分のレベルについての議論は避けた。しかし、短周期地震動は石油タンク本体の被害原因となるものであるので、地盤の非線形挙動の影響を本予測結果に加味することは重要な課題であると認識しており、今後の課題としたい。

海溝型地震発生時の石油タンク等危険物施設における被害は地震動によるものばかりでなく、津波によるものもあり得ることは、2004年スマトラ島沖地震の事例が如実に示している。宮城県沖では、連動型シナリオの断層面Bの設定において、過去の地震の津波波源域が参考されていることからもわかるように、連動型シナリオの地震が発生すると大きな津波を伴う恐れがある。仙台沿岸の石油タンクサイトの地震時の被害予測では、強震動だけではなく津波によるものも考慮する必要があろう。

宮城県沖では、2005年8月16日にM7.2の地震が発生したが、推本の地震調査委員会では、この地震は地震調査委員会が想定している宮城県沖地震の震源域の一部が破壊したものと考えられるが、地震の規模が小さいこと、及び余震分布や地震波から推定された破壊領域が想定震源域全体に及んでいないことから、引き続き地震調査委員会が想定している宮城県沖地震の発生の可能性があると評価している。本稿で予測対象とした仙台の石油タンクサイトにおけるこの時の地震記録は、機器動作不良のため得ることはできなかったが、当該施設が独自に設置しているシャットダウン用の加速度センサーでは2.52m/s²の最大地動加速度が観測されたとのことである。本稿における予測最大地動加速度は、3つのシナリオともこの値を上回っているが、地盤の非線形挙動の影響を考慮したものではないため、観測値と単純に比較できない。

## 謝辞

仙台の石油タンクサイト事業所からは、地震観測、常時微動アレイ観測、各種資料のご提供に対して格別のご高配と惜しみないご協力を頂いております。関係各位に心から御礼申し上げます。本研究においては、防災科学技術研究所の強震観測網であるK-NETならびにKiK-netのデータと地震ハザードステーションJ-SHISにおける地震動予測地図データを使用させて頂きました。消防研究所の西晴樹氏、座間信作氏、山田實氏の査読意見は本稿改善に大いに役立ちました。

## 参考文献

1）文部科学省地震調査研究推進本部ホームページ，http://www.jishin.go.jp/main/

2）NHK情報ネットワーク、NHKソフトウェア編：20世紀日本大災害の記録，P.287，NHK出版(2002)

(c) Coupling Scenario

Fig. 4 Velocity response spectra with a damping factor of 0.5 % calculated from ground acceleration predicted at the oil storage tank site in Sendai. (a) Case 1; (b) Case 2; (c) Coupling scenario.
3）地震調査研究推進本部地震調査委員会，宮城県沖地震を想定した強震動評価について，平成15年6月18日

4）地震調査研究推進本部地震調査委員会，宮城県沖地震を想定した強震動評価（一部修正版）について，平成17年12月14日

5）独立行政法人防災科学技術研究所地震ハザードステーションホームページ，http://www.j-shis.bosai.go.jp/

6) Midorikawa, S., Matsuoka, M. and Sakugawa, K.: Site effects on strong-motion records observed during 1987 Chiba-ken-toho-oki, Japan earthquake, Proceedings of the Ninth Japan Earthquake Engineering Symposium, Vol. 3, pp. E085-E090(1994)

7）松岡昌志、翠川三郎: 国土数値情報を利用した地盤の平均S波速度の推定，日本建築学会構造系論文報告集，No.443, pp.65-71(1993)

8）入倉孝次郎、三宅弘恵：予測のための震源のモデル化，月刊地球号外No.37「最近の強震動予測研究－どこまで予測可能となったのか？－」，pp.62-77(2002)

9) Irikura, K.: Prediction of strong acceleration motions using empirical Green’s function, Proceedings of the Seventh Japan Earthquake Engineering Symposium, pp. 151-156(1986)

10) 畑山健, 座間信作: 経験的グリーン関数法により推定した1995年4月1日新潟県北部の地震の震源断層の破壊領域, 消防研究所報告, No. 88, pp. 38-50 (1999)

11）畑山健, 座間信作: 2000年鳥取県西部地震の際の境港市の石油タンクサイトにおける強震動の推定とタンクの応答解析, 消防研究所報告, No. 92, pp. 1-15 (2001)

12) Tsuda, K., Archuleta, R. J. and Koketsu, K.: Quantifying Spatial distribution of site response by use of the Yokohama high-density strong motion network, Bulletin of the Seismological Society of America, in print

13）独立行政法人消防研究所、中央開発株式会社：仙台市宮城野区東部地域微動アレイ探査報告書，p.21，2005年3月
# Prediction of Strong Ground Motions at Oil Storage Tank Site in Sendai for Hypothetical Off-Miyagi-Prefecture Earthquakes

(Abstract)

Ken Hatayama

(Accepted November 14, 2005)

We predicted strong ground motions in seismic waveforms that should be observed at an oil storage tank site in Sendai when hypothetical large earthquakes occur offshore of the Miyagi prefecture, Japan. Those seismic waveforms were synthesized by applying the empirical Green's function method to our own velocity seismograms observed at the tank site from small or moderate earthquakes that occurred in and around the hypothetical source regions. The peak ground velocity (PGV) of 0.27m/s was the largest of the ground velocities predicted for three scenarios of source process that are assumed by the Headquarters for Earthquake Research Promotion (HERP) in Japanese government. Our predicted ground motions on the ground surface are below those by the HERP in PGV, while our predicted PGV's at the hard ground with an S-wave velocity of around 400m/s generally agree with those by the HERP. Our prediction also conforms to the new codes based on Japanese fire laws with respect to long-period ground motion spectra designed for oil liquid sloshing that were modified in 2005.
論文

# ハロゲン系消火剤による火炎抑制に伴う発熱現象

佐宗祐子

(平成17年12月22日受理)

ハロゲン系消火剤による火炎温度維持機構を明らかにすることを目的に、メタノール液面上の対向流拡散火炎に消火剤を添加したときの発熱過程の変化を、数値計算により調べた。火炎内の各素反応による発熱速度と全素反応による総発熱速度を、消火剤濃度の関数として求めた。単位火炎面積当たりの総発熱速度は、窒素濃度の増大とともに単調に低下した。一方、ハロゲン系消火剤を添加した場合には、消火剤濃度が増大しても総発熱速度はほとんど低下せず、消炎限界における総発熱速度は、窒素とハロゲン系消火剤の間で大きく隔たった。ハロゲン化学種による顕著な発熱を伴う燃焼抑制反応が、メタノール燃焼の抑制による発熱量低下を埋め合わせることがわかった。ハロゲン系消火剤による消火時の火炎挙動を正確に把握するには、可燃物の燃焼に加え、消火剤の化学反応に伴う発熱も考慮する必要がある。

### 1 \. 緒言

消火時の火災挙動を正しく理解することは、火災による被害を最小限に抑える上で極めて重要である。オゾン層保護を目的としたハロン消火剤の生産禁止にともない、駐車場、電気関係施設、計算機室、博物館等の全域放出消火設備にハロン代替消火剤が使用されるようになった。これらの内、ハロゲン系の消火剤は火災中で分解して有毒なフッ化水素を生成することが知られており、その危険性が指摘されている $ ^{1} $ 。さらに最近、ハロン代替消火剤による消火時に火災室内圧力の異常な変化が観測され、この結果から、揮発性の高い可燃性液体の火災に対してガス系消火剤を放出すると、一時的に発熱速度が著しく増大する可能性があることが示唆された $ ^{2,3} $ 。許容範囲を越える区画内圧力の変化は、区画破壊を引き起こす危険性があるため、有毒ガスの生成挙動とあわせて、区画火災消火時の発熱挙動を明らかにすることは、消火時の二次災害防止の観点から重要である。

区画火災消火時の発熱挙動を正確に把握するための端緒として、本研究では、単位火炎面積当たりの発熱速度が消火剤の添加によりどのように変化するかを調べることを目的とした。著者他は先に、現実の火災に条件が近くかつ素反応過程が比較的よくわかっている液体メタノールを用いて、可燃性液体表面上に形成させた対向流拡散火炎の各種消火剤添加に対する応答を、実験および数値計算により調べた $ ^{4} $ 。Fig.1に、酸化剤混合気の流速を一定に保ちながら酸化剤気流中に各種消火剤を添加した時の、メタノール対向流拡散火炎中の最高火炎温度と、水素原子、酸素原子、OHラジカルの濃度の和の空間積分値（活性ラジカル量）の変化を示す。図中、各曲線上の消火剤濃度が最大値を示す点が、消炎限界に相当する。

Fig.1(a)および(b)に示すように、消炎時の火炎温度は消火剤の種類により大きく異なる一方、消炎時の限界活性ラジカル量は消火剤の種類によらず一定であることがわかった。これらの結果は、ハロン1301（CF₃Br）およびハロン代替のハロゲン系消火剤であるHFC-23（CHF₃）とHFC-227ea（C₃HF₇）が、窒素等のイナート系消火剤のようにメタノール火炎の温度を有意に低下させることなく、火炎中の活性ラジカルを化学反応により除去していることを示している。ハロゲン系消火剤が、火炎抑制と同時に火炎発熱速度の維持に寄与する素反応過程を明らかにすることは、化学的燃焼抑制に関する基礎的知見を蓄積する上でも意義深い。

そこで本報では、前報と同じメタノール火炎について数値計算を行い、消火剤の添加による主要な発熱反応とその発熱速度の変化を、詳細に調べた。そして、ハロゲン系消火剤による火炎抑制時の火炎温度維持のメカニズムについて考察した。
Fig. 1 Variations of computed (a) maximum flame temperatures, and (b) total integrated amount of H, O, and OH in the flame, as a function of the suppressant concentration.

### 2 \. 計算方法

本研究で用いたメタノールおよびハロゲン系消火剤（CF₃Br、CHF₃、C₃HF₇）の化学反応モデルは、文献4と同様であり、3つのサブモデルから成り立っている。メタノールの酸化反应にはEgolfopoulosらのモデル⁵を、フッ化炭化水素（HFC）の酸化反応には米国国立標準技術研究所（NIST）のHFCモデル⁶とHynesらのモデル⁷をベースにしたWilliamsらのモデル⁸に新たな素反応速度パラメーターの報告値⁹、¹⁰を更新して使用した。また、含臭素化学種の反応にはBabushokらのモデル¹¹を用いた。化学種の総数は100（内、含フッ素化学種60、含臭素化学種¹⁰）、素反応の数は893（内、含フッ素化学種の反応633、含臭素化学種の反応89）である。熱化学物性および輸送物性の計算には、CHEMKIN II¹²,¹³を用いた。

Fig.2に、対向流拡散火炎モデルの概念図を示す。対向流火炎計算コードは、Kee $ _{54} $ のコードをベースに、燃料液面における蒸発過程を描写するため境界条件 $ ^{15-17} $ を変更した、文献4で用いたコードを使用した。メタノール液面における気液平衡を仮定し、かつ燃料液面において気相から流入する熱量は全て燃料の蒸発に使われると仮定した。メタノール液面上の対向流拡散火炎においては、火炎中で生成した水分が凝縮し液相へ溶け込むことが報告されている $ ^{18} $ が、燃料容器からの熱損失が大きい場合を除き、液面における水の凝縮が火炎構造ならびに消炎条件に与える影響は小さいこと $ ^{17} $ が確認されているため、本研究では液相への水分等の溶け込みは無視した。燃料の蒸発速度と燃料液面の温度は、いずれも固有値として数値計算の結果求められる。これらの値を十分な精度で計算するため、液面付近の格子サイズを $ 10^{3}cm $ 未満とした。Fig.1において、消火剤添加による火炎温度の挙動は消火剤の種類により大きく異なっているにもかかわらず、燃料の蒸発速度は消火剤の種類によらずほぼ一定であった $ ^{4} $ 。これは、窒素や二酸化炭素などの不活性ガス消火剤の添加により火炎温度が低下すると、火炎位置が燃料液面に近づく結果、液面における温度勾配がほぼ一定に保たれるためである。

流れ場の条件は、実験条件に一致する様、プラグ流すなわちノズル出口における流速分布を一様として計算を行った。液面-ノズル間距離は1.0cm、格子点の総数は150～230、酸化剤（空気十消火剤）気流の流速と初期温度は各々59.0cm/s、298K、圧力は1atmとした。消火剤添加時の消炎限界の計算には、文献3と同様、酸化剤混合気中の消火剤の質量分率を従属変数としたFlame-Controlling連続法 $ ^{19)} $ を用いた。本研究で用いた数値モデルが、窒素およびハロゲン系消火剤の消炎濃度と伸張率の関係を精度よく予測できることが、前報で確認されている $ ^{4)} $ 。

対向流火炎計算コードは、計算領域の各点における温度、化学種濃度等の値をCHEMKINライブラリ中のサブ

Fig. 2 Schematic representation of the theoretical model of the counterflow diffusion flame stabilized over a methanol pool.
Fig. 3 Heat release rate profiles in the uninhibited counterflow diffusion flame stabilized over a methanol pool.

ルーチンに引き渡し、火炎計算に必要な元素や化学種の物性、各素反応の速度等の情報を、繰り返し計算の都度CHEMKINライブラリから入手して計算を実行する。計算終了後、同様に計算結果をCHEMKINライブラリに与え、反応モデル中の各素反応（ $ R_{i} $ ）毎の火炎内の各点における単位体積当たりの発熱速度 $ q_{R_{i}} $ を求めた。そして、 $ q_{R_{i}} $ の軸方向分布ならびに総発熱速度 $ q_{total} $ の分布を求め、これらを火炎の厚さ方向に積分することにより、単位火炎面積当たりの各素反応による発熱速度 $ Q_{R_{i}} $ および全反応による発熱速度 $ Q_{total} $ を求めた。即ち、

$$ q_{\mathrm{t o t a l}}=\sum_{i}q_{\mathrm{R}_{i}} $$

$$ Q_{\mathbb{R}_{i}}=\int q_{\mathbb{R}_{i}}\mathrm{d}x $$

$$ Q_{\mathrm{t o t a l}}=\int q_{\mathrm{t o t a l}}\mathrm{d}x $$

### 3. 結果と考察

### 3.1 メタノールの酸化反応に伴う発熱挙動

Fig.3に、消火剤無添加のメタノール／空気対向流拡散火炎中における、主要な発熱反応と吸熱反応の発熱速度 $ q_{R_{i}} $ の軸方向分布を示す。メタノールを含む一般的な炭化水素系燃料の燃焼速度を支配する最も重要な素反応は、以下の連鎖分岐反応（R1）である。

$$ \mathrm{H}+\mathrm{O}_{2}\rightarrow\mathrm{O}+\mathrm{OH} $$

反応（R1）は吸熱過程であるが、後続の、あるいは（R1）と競合する以下の反応（R2）～（R8）が、消火剤を添加しないときのメタノール／空気対向流拡散火炎中の主要な発熱過程であった。ここで、反応式中のMは、衝突第三体を表す。

$$ \mathrm{H}+\mathrm{OH}+\mathrm{M}\rightarrow\mathrm{H}_{2}\mathrm{O}+\mathrm{M} $$

Fig. 4 Variations of the heat release rate of each elementary reaction $ (Q_{\mathrm{R}_{i}}) $ and the total heat release rate $ (Q_{\mathrm{total}}) $ as a function of the concentration of $ N_{2} $ added to air normalized by the computed flame-extinguishing concentration.

$$ OH+H_{2}\rightarrow H_{2}O+H $$

$$ \mathrm{H}+\mathrm{O}_{2}+\mathrm{M}\rightarrow\mathrm{HO}_{2}+\mathrm{M} $$

$$ \mathrm{CH_{3}+H~(+M)\rightarrow CH_{4}~(+M)} $$

$$ \mathrm{CH_{2}O+H\rightarrow HCO+H_{2}} $$

$$ \mathrm{CO}+\mathrm{OH}\rightarrow\mathrm{CO}_{2}+\mathrm{H} $$

$$ \mathrm{H}+\mathrm{HO_{2}}\rightarrow\mathrm{2OH} $$

酸化剤流速を59.0cm/sに固定したまま、空気流中に窒素を添加していったときの、主要な発熱過程の変化および火炎全体の発熱速度 $ Q_{total} $ の変化を、Fig.4に示す。Fig.4の横軸は、酸化剤混合気中の消火剤濃度を数値計算で求めた消炎濃度（消炎限界における消火剤濃度）で割って標準化した、無次元消火剤濃度である。Fig.4より、窒素濃度の増大とともに、反応（R2）～（R7）による発熱速度はすべて単調に減少しているのがわかる。特に、消火剤を添加しない場合最も発熱速度が大きかった反応（R2）の寄与の低下は著しい。反応（R8）による発熱速度のみ、窒素濃度の増大とともにわずかに増大しているが、これは火炎温度低下に伴う $ HO_{2} $ ラジカル濃度の増大を反映している。全反応による発熱速度 $ Q_{total} $ （右軸）は、Fig.1の火炎温度と同様、窒素濃度の増大とともに直線的に低下している。

空気／消火剤混合気の流速を59.0cm/sに固定したまま、混合気中に添加したハロゲン系消火剤CF₃Br、CHF₃またはC₃HF₇の濃度を増大させたときの、主要な発熱過程の変化および火炎全体の発熱速度Q_{total}の変化を、各々Fig.5～Fig.7に示す。窒素を添加した場合と同様に、反応（R2）の寄与は、Fig.5～Fig.7に示したCF₃Br、CHF₃、C₃HF₇の3種類のハロゲン系消火剤のいずれによっても著しく低
Fig. 5 Variations of the heat release rate of each elementary reaction $ (Q_{\mathrm{Rj}}) $ and the total heat release rate $ (Q_{\mathrm{total}}) $ as a function of the concentration of $ CF_{3}Br $ added to air normalized by the computed flame-extinguishing concentration.

Fig. 6 Variations of the heat release rate of each elementary reaction $ (Q_{\mathrm{R}_{j}}) $ and the total heat release rate $ (Q_{\mathrm{total}}) $ as a function of the concentration of $ CHF_{3} $ added to air normalized by the computed flame-extinguishing concentration.

下しているのがわかる。この結果は、Fig.1に示した活性ラジカル量の著しい減少を反映しており、反応（R2）による発熱速度の低下が火炎抑制効果の普遍的な指標となり得ることを示唆している。Fig.5～Fig.7には示していないが、反応（R3）～（R6）と（R8）による発熱速度も、3種類のハロゲン系消火剤の濃度の増大とともに単調に低下した。一方、反応（R7）による発熱速度は、ハロゲン系消火剤の添加により若干増大した。特にFig.7において

Fig. 7 Variations of the heat release rate of each elementary reaction $ (Q_{\mathrm{R}_{i}}) $ and the total heat release rate $ (Q_{\mathrm{total}}) $ as a function of the concentration of $ C_{3}HF_{7} $ added to air normalized by the computed flame-extinguishing concentration.

て、 $ C_{3}HF_{7} $ の濃度増加に伴う反応（R7）の寄与の増大が目立っている。ハロゲン系消火剤の添加は、火炎中により多くの炭素を供給することになるため、CO生成量の増大をもたらすとの報告がある $ ^{20} $ 。Fig.7における反応（R7）の寄与の増大は、火炎中への炭素供給量の増大に起因していると考えられる。

3.2 ハロゲン系消火剤による火炎抑制反応に伴う発熱挙動

メタノール火炎中の全反応による発熱速度 $ Q_{total} $ は、Fig.4では窒素濃度の増大とともに顕著に低下しているが、Fig.5のCF₃Br添加火炎では低下の程度は小さく、Fig.6のCHF₃添加火炎では消炎限界に近づくまでほとんど低下せず、Fig.7のC₃HF₇添加火炎では消炎濃度の約半分までは濃度の増大とともに発熱速度が増大している。これらの結果は、Fig.1において、窒素または二酸化炭素を添加した場合、消炎に至るまでに火炎温度が約500Kも低下しているのに対し、ハロゲン系消火剤を添加した場合では、90～160Kしか低下していないことと一致する。

窒素と3種類のハロゲン系消火剤の間に見られる火炎温度ならびに発熱速度 $ Q_{total} $ の変化の違いは、反応（R2）に代わる発熱過程の有無に起因している。窒素を添加した場合、反応（R8）による発熱速度がわずかに増大するのを除くと、主要な発熱反応の速度は全て単調に低下しており、反応（R2）～（R8）に代わる発熱過程は出現しない。これに対して、CF_{3}Brを添加した場合には、反応（R2）～（R6）と（R8）は消炎限界まで単調に低下する一方、以下の反応（R9）～（R15）が新たな発熱過程として火炎全体の発熱速度維持に寄与している。

$$ \mathrm{H}+\mathrm{HBr}\rightarrow\mathrm{H_{2}}+\mathrm{Br} $$
$$ \mathrm{HBr}+\mathrm{OH}\rightarrow\mathrm{Br}+\mathrm{H}_{2}\mathrm{O} $$

$$ \mathrm{H}+\mathrm{Br}_{2}\rightarrow\mathrm{HBr}+\mathrm{Br} $$

$$ \mathrm{Br}+\mathrm{Br}+\mathrm{M}\rightarrow\mathrm{Br}_{2}+\mathrm{M} $$

$$ \mathrm{CF_{3}+OH\rightarrow CF_{2}O+HF} $$

$$ \mathrm{Br}+\mathrm{HCO}\rightarrow\mathrm{HBr}+\mathrm{CO} $$

$$ \mathrm{H}+\mathrm{Br}+\mathrm{M}\rightarrow\mathrm{HBr}+\mathrm{M} $$

これら含ハロゲン化学種の関与する発熱反応のほとんどは、ハロゲン系消火剤の主要な火炎抑制反応に等しい。 $ CF_{3}Br $ 添加火炎の場合、反応（R9）と（R10）は、ともに抑制化学種HBrによるラジカル捕捉反応であり、 $ CF_{3}Br $ による火炎抑制の中心的役割を担っている素反応であるが、Fig.5のとおり、これら2つの素反応が $ CF_{3}Br $ 添加火炎の主要な発熱過程となっている。また、反応（R11）、（R12）（R14）、（R15）は、いずれも抑制化学種HBrを再生し負触媒作用を発現するための重要な経路であるが、これらの反応による発熱も顕著である。

CHF_{3}およびC_{3}HF_{7}添加火炎では、Fig.6およびFig.7のとおり、含フッ素化学種が活性ラジカルを補足し、安定なフッ化カルボニル（CF_{2}O）またはフッ化水素（HF）を生成する反応（R13）ならびに以下の反応（R16）、（R17）が、大きな発熱を生じている。

$$ \mathrm{CF_{3}+H\rightarrow CF_{2}+HF} $$

$$ \mathrm{CF_{2}+OH\rightarrow CF_{2}O+H} $$

同様に、以下の反応（R18）～（R20）も、CHF_{3}およびC_{3}HF_{7}添加火炎中で、CF_{2}OまたはHFを生成する過程で顕著な発熱を示す。

$$ \mathrm{H_{2}O+F\rightarrow OH+HF} $$

$$ \mathrm{CF_{3}+O\rightarrow CF_{2}O+F} $$

$$ \mathrm{H_{2}+F\rightarrow H+HF} $$

(R2) 〜 (R20) の反応は、発熱速度が $ 2 \, W/cm^{2} $ を超えるものだけを列挙したものであり、この他にも多数の含フッ素化学種から $ CF_{2}O $ や HF を生成する発熱過程が存在することがわかった。

前報 $ ^{4} $ および本研究の結果から、ハロゲン系消火剤による火炎抑制は火炎温度の有意な低下を伴わない化学的抑制であり、抑制反応自身が火炎温度の維持に寄与していることがわかった。さらに、素反応過程を詳細に調べた結果、ハロゲン系消火剤の主要な発熱反応は、炭素化合物との反応ではなく、水素－酸素系化学種との反応であることがわかった。このことは、ハロゲン系消火剤を区画火炎に適用した場合、火炎の酸化剤側に発熱領域を拡大する可能性があることを示唆している。また、ハロゲン系消火剤添加火炎の発熱速度は、Fig.5～Fig.7のとおり、消火剤濃度の増大とともに増大する領域がある等、消火剤の種類によって複雑な挙動を示す。従って、ハロゲン系消火剤による消火時の火炎挙動を正確に把握するには、可燃物の燃焼による発熱のみでなく、消火剤の化学反応に伴う発熱も考慮する必要がある。

実際の消火の場面では、本研究の条件とは異なり、ハロゲン系消火剤は液化ガスとして放出されるため、火炎内の発熱速度の他に消火剤の蒸発過程が火炎挙動を支配する重要なパラメータ一になる $ ^{21} $ 。ハロゲン系消火剤による消火時の火炎挙動を正確に把握するため、2相流の流動・混合過程と火炎のシミュレーションを合わせた総合的な火炎挙動予測手法の開発が望まれる。

### 4. 結言

メタノール液面上の対向流拡散火炎に、窒素またはハロゲン系消火剤を添加したときの発熱過程の変化を、素反応過程を考慮した数値計算により詳細に調べた結果、以下のことが明らかとなった。

(1) メタノール火炎の単位火炎面積当たりの発熱速度は、窒素の添加により単調に低下するのに対し、ハロゲン系消火剤の添加による発熱速度の顕著な低下は見られない。

(2) ハロゲン系消火剤添加火炎では、含ハロゲン化学種による火炎抑制反応が、火炎の発熱速度維持に寄与している。

(3) ハロゲン系消火剤による消火時の火災挙動を正確に把握するには、可燃物の燃焼による発熱のみでなく、消火剤の化学反应に伴う発熱も考慮する必要がある。

## 参考文献

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21) Sheinson, R. S. et al.: Proceedings of Halon Alternatives Technical Working Conference 1993, pp. 137-148 (1993)
# Heat Release Caused by the Flame Inhibition with Halogenated Fire Suppressants

(Abstract)

Yuko Saso

(Accepted December 22, 2005)

In order to understand the flame inhibition processes of halogenated fire suppressants that are known to cause negligible decrease in the flame temperature, the heat release processes with those suppressants in a counterflow diffusion flame stabilized over a methanol pool was numerically investigated. Computations were performed using a counterflow flame model with fuel gasification at the pool surface and detailed chemistry and transport at the gas phase. The suppressants investigated are nitrogen, $ CF_{3}Br $ , $ CHF_{3} $ , and $ C_{3}HF_{7} $ ( $ CF_{3}-CHF-CF_{3} $ ). The integrated heat release rate was obtained for each elementary reaction as a function of the suppressant mole fraction in the oxidizer mixture at a constant oxidizer velocity. The total heat release rate was reduced monotonically with the addition of nitrogen, while no remarkable reduction was observed with $ CF_{3}Br $ , $ CHF_{3} $ , or $ C_{3}HF_{7} $ addition, resulting in significant difference in the total heat release rate at the extinction between the nitrogen- and halogenated suppressant-doped flames. The difference is attributed to the existence of exothermic inhibition reactions that become more significant as the halogenated suppressant mole fraction is increased and compensate the reduction in the heat release via the combustion of methanol, whereas the nitrogen-doped flames lack such inhibition reactions. The results imply that the halogenated fire-extinguishing systems may cause more significant over-pressurization of a fire compartment than the inert agent systems.
論文

# 実火災条件下における防火ガラスの挙動に関する研究

佐藤 博臣 $ ^{*} $ 、鶴田 俊、尾川 義雄、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 $ ^{***} $

(平成18年1月25日受理)

防火ガラス部材は、消火活動のホース放水による水圧や、燃焼による加熱と放水による急冷却による熱的な衝撃により破壊する可能性が懸念される。このような可能性を有する防火ガラスについての消防活動上の留意点をえることならびに各ガラスの特徴に基づく適材適所の設計を行うための資料を得ることを目的に、「より実火災に近い」状態を模擬した燃焼環境を作りこの環境下での防火ガラス部材の挙動、あわせて消防用ホースからの放水に対するガラス部材の挙動を観察した。今回の実験より防火ガラスによっては、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、適材適所の設計と消防隊の安全確保の資料を得るためにはさらに系統的な実験の積み重ねが必要である。

### 1. 本研究の背景と目的

国土交通省の定める性能試験方法に合格した防火ガラス（以下、本研究ではこの性能試験に合格したものを対象とし、またこれを防火ガラスと名づけた）が、防火区画注1）の一部に特定防火設備（遮炎性）としてエスカレータ周りなど建物内部の開口部分に最近使用されている。この性能試験方法の合格条件は、防火ガラス部材（ガラスと枠材）にISO834とほぼ同程度の国土交通省告示で定める試験炉内が一様な加熱を1時間与えた場合に非加熱側に火炎が貫通しないことだけである。

しかし、消防隊が消火・救助活動を行う場合、現場到着のタイミングによって、火災進展の状況は局部的な燃焼状態から全体に発展した火災盛期までさまざまである。

どのような燃焼状況であれ、消防隊が建物内から火災空間に突入しようとする場合には、一般にこれら部材などで構成される開口部のうち扉部分をホース放水することで冷却して突入することが想定される。

このときにホース放水による水圧（物理的な衝撃）や燃焼状況に影響される加熱面の温度上昇と放水による急冷却による非加熱面の温度差など熱的な衝撃によって上記試験に合格した防火ガラスであっても破壊する可能性が懸念された。

これらに起因してガラスが破壊した場合に、予想以上広範囲に防火区画（遮災性）としての機能を維持できなくなるばかりか、ガラス破片や熱気流などが避難者や消防隊にも被害を及ぼす。

火災時のガラス破壊の機構解明に関連した研究は既に実施されているが $ ^{1)} $ 、 $ ^{2)} $ 、いずれも、ガラス面に均一な加熱が与えられた場合を対象とし、ガラス面の温度と枠材で遮蔽されたガラス部分の温度上昇との差に起因する応力がガラスの引張り応力を超えるときに破壊が開始するとし、ガラスカット時の傷によって結果が変動するとしている。しかし、扱っているガラスも防火ガラスではなく、試験体の寸法もそれほど大きくない。

本研究では、認定された防火ガラスについての消防活動上の留意点を得ることならびに各ガラスの特徴に基づく適材適所の設計を行うための資料を得ることを目的に、防火ガラスが不均一に加熱される燃焼環境を火災実験で

注1：防火区画の性能は、火災をある一定の範囲に限定することを目的に設けるもので、建築基準法では、「遮災性、遮熱性、遮煙性」などを、設置される場所などによって使い分けられている。特定防火設備は、通常は歩行などのために開口状態にある部分に設置されるもので、ここでは遮災性のみを要求される屋内の開口部分に使用が許可されるもの。