Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
Fig.5 Variations of (a) integrated CO production rate, (b) $ EI_{CO} $ , and (c) $ EI^{*}_{CO} $ as a function of agent concentration added to air normalized by the computed flame-extinction concentration of each agent.

$$ E I^{*}_{co}=\frac{\Omega_{CO}}{-\Omega_{CH_{3}}-3\Omega_{C:F:H}} $$

Fig.5(c)に、 $ EI^{*}_{CO} $ をプロットした。HFC-227ea添加時のCO生成量は、 $ EI^{*}_{CO} $ で評価すると消火剤無添加時とほとんど変わらない。従って、HFC-227ea添加火炎中におけるCO生成速度の増大は、主として火炎中への炭素供給量の増大によるものであると結論できる。Fig.5(c)の結果は、消火剤の種類および濃度にかかわらず、火炎中の全炭素の約3割がCOになることを示している。

### 5. 平衡論的解析との比較

化学平衡計算は、詳細反応モデルを考慮した火炎の数値計算に比べ、必要とする計算機の速度と記憶容量が非常に小さく、また反応機構がよく知られていない系についても計算できるという利点を有する。そこで次に、前節までの数値計算の結果を化学平衡計算による結果と比較することにより、火炎中のCO生成挙動を平衡論的解析により予測できるかどうか検討する。平衡計算 $ ^{25)} $ には、対向流火炎の数値計算と等しい化学種ならびに熱化学物性値を用いた。計算条件は、定圧断熱、また対向流拡散火炎において空気-消火剤混合気と燃料が量論混合気を形成する位置に火炎が存在すると假定し、前節までの数値計算における空気-消火剤混合気の組成と、メタンおよび消火剤の酸化反応の化学量論比 $ ^{26)} $ より、反応物の量論混合気組成を算出した。

化学平衡計算で求めた、平衡混合気中のCO濃度および系中の全炭素量で標準化したCO生成量を、それぞれFig.6(a)、Fig.6(b)に示す。Fig.6(a)において、ハロン1301とHFC-227eaを添加した場合、CO生成量はわずかに増大し、窒素を添加した場合には著しく低下している。Fig.6(b)においては、単位炭素当たりのCO生成量はハロン1301により変化せず、HFC-227eaを添加した場合緩やかに低下し、窒素を添加した場合には著しく低下しており、断熱火炎温度との間によい相関が見られる。これらの結果はFig.5の結果と大きく異なることから、対向流火炎中におけるCO生成が化学反应速度ある
いは熱・物質の輸送に支配されており、平衡論的解析により予測することはできないことがわかる。さらにFig.5とFig.6の結果の隔たりは、火災時のCO生成のシナリオ次第で、CO生成挙動が大きく異なる可能性を示唆している。

平衡混合気中のCO濃度が当量比に大きく依存することは、よく知られている $ ^{27)} $ 。対向流火炎中におけるCO生成を平衡論的解析により予測できない原因のひとつとして、対向流拡散火炎中において量論混合気の仮定が成り立っていない可能性が考えられる。そこで、本研究で行った化学平衡計算における量論混合気の仮定が、対向流火炎中で成立しているかどうかを調べるため、対向流火炎の

Fig.6 Variations of (a) CO mole fraction and (b) ratio of CO fraction to total carbon fraction in equilibrium mixture, as a function of agent concentration added to air normalized by the computed flame-extinction concentration of each agent.

数値計算結果を用いて次式より当量比∮を算出した $ ^{26)} $ 。

$$ \phi=\frac{-2\Omega_{\mathrm{C H_{4}}}-\frac{3}{2}\Omega_{\mathrm{C^{3}F^{3}H}}}{-\Omega_{\mathrm{O_{2}}}} $$

結果をFig.7に示す。Fig.7のφは、量論混合気( $ \phi=1 $ )から大きく隔たっており、本研究における計算条件では、すべての火炎中で酸素消費量が化学量論比から予想されるよりも小さいことを示している。特にHFC-227eaを添加した場合、 $ \phi $ はHFC-227ea濃度の増大と共に増大しており、Fig.5(c)における $ EI^{*}_{CO} $ の若干の増大は、この $ \phi $ の変化から予想される傾向と一致する。一方窒素を添加した場合、 $ \phi $ が窒素濃度の増大と共に低下しているにもかかわらず、Fig.5(c)における $ EI^{*}_{CO} $ は消炎付近で増大しており、当量比の変化から予想されるのとは逆の傾向を示しているが、これは火炎温度が低下した場合に反応速度律速がより顕著に現れることを意味している。従って、対向流火炎中におけるCO生成を平衡論的解析により予測できない理由は、対向流火炎中で量論混合気の仮定が成立しないことによるのみでなく、その他の反

Fig.7 Variation of equivalence ratio computed for the counterflow diffusion flames, as a function of agent concentration added to air normalized by the computed flame-extinction concentration of each agent.
応速度論的要因によるところも大きいと結論できる。

### 6. まとめ

空気中に消火剤を添加したメタン-空気対向流拡散火炎中におけるCO生成挙動を数値計算により調べ、以下の知見を得た。

(1) 火炎中のCO最大濃度とCO生成速度は、ハロン1301の添加によりほとんど変化がなく、HFC-227eaの添加により著しく増大し、窒素の添加により低下する。

(2) 窒素またはハロン1301添加火炎は、消火剤無添加の火炎と同様にCO生成帯がメタン酸化反応帯に一致する。HFC-227ea添加火炎では、通常のメタン酸化反応帯に加え、火炎の酸化剤側にHFC-227eaの酸化によるもうひとつのCO生成帯が存在する。

(3) 火炎中で消費される全炭素量で標準化したCO生成量は、消火剤の種類や濃度によらずほぼ一定である。

(4) 消火剤を添加した火炎中のCO生成は、反応速度律速である。

本研究は、火災時におけるハロン代替消火剤の使用によるCO毒性危険を予測することを目的に、第1段階として拡散火災中でのCO生成挙動を検討したものである。火災時のCOは、火災中で生成するものに加え天井付近の高温層中でも生成することが知られており、通常の火災によるCO生成はこちらの方が主要であるとの指摘がある $ ^{3)} $ 。消火剤使用時のCO毒性危険は、主要なCO生成のシナリオを明らかにした上で初めて予測が可能になる。このためには、反応物の種類、混合気紐成と温度、滞在時間等の多くのハラメータの影響を調べる必要があると共に、実験によるモデルの検証が不可欠である。特に、実大火災消火実験によるCO濃度の計測は最も重要であり、様々な条件下における実験データの蓄積が望まれる。さらに、酸素濃度が低下した状態 $ ^{28)} $ やフッ化水素が共存する環境下におけるCOの毒性について検討される必要があり、毒性学の方面からの知見と合わせた合理的なCO毒性危険の予測が望まれる。

## 謝 辞

本研究で使用した計算コードを提供して頂いた筑波大学の西岡牧人助教授と、解析方法について御指導項いた名古屋大学の竹野忠夫教授に謝意を表する。また、シドニー大学のR.G.Hynes氏には反応モデルに関する御助言を頂いた。消防研究所の長谷川和俊氏および尾川義雄氏との討論は、平衡論的解析ならびに拡散火炎中の当量比を考察する動機となった。ここに記して謝意を表する。

## 参考文献

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21) Saso, Y. and Saito, N.: "Effects of Temperature, Aerodynamic Straining and Suppressant Concentration on Catalytic Inhibition by CF3Br in Methane-Air Counterflow Diffusion Flames," 6th International Symposium on Fire Safety Science, submitted.

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# Modeling of CO Formation in Flames with Gaseous Fire Suppressants

(Abstract)

Yuko Saso, Takashi Tsuruda, and Naoshi Saito

(Received December 2, 1998)

To explore the potential risk of increased CO production with halon replacement in fire, numerical simulation has been performed for methane-air counterflow diffusion flames doped with gaseous fire suppressants with detailed chemistry and transport. The suppressants investigated are nitrogen and HFC-227ea, as well as Halon 1301. When Halon 1301 is doped in the air at constant oxidizer and fuel flow velocities, little change is observed in the maximum mole fraction and production rate of CO. An addition of nitrogen causes reduced CO production because of less fuel consumption, while an addition of HFC-227ea causes a significant increase in both the maximum CO mole fraction and its production rate. It is found that CO in the HFC-227ea-doped flames is formed in two different regions, the methane oxidation region and an additional region on the oxidizer side of the flame, in which CO is produced via the oxidation of the suppressant. When normalized by the total amount of carbon released in the flame, the CO production rate is almost constant with variations of suppressant and its concentration. A comparison between the numerical results and chemical equilibrium analyses demonstrates that the CO production is kinetically controlled.
# 二酸化炭素及びフッ化炭化水素消火剤を添加した液体可燃物蒸気—空気混合気の燃焼限界

尾川 義雄

(平成10年11月30日受理)

液体可燃物蒸気と空気の可燃性混合気に、フッ化炭化水素消火剤（HFC系消火剤）を添加した場合に混合気が可燃性となる危険性を検討するため、溶剤等に広く用いられるエタノール、アセトンおよびトルエンについて、消火剤添加混合気の燃焼限界を管状火炎バーナーを用いて測定した。エタノール-空気およびアセトン-空気混合気にHFC系消火剤を添加した場合、燃焼下限界が広がる領域が認められたが、トルエン-空気混合気の場合には下限界の広がりは見られなかった。混合気の当量比の計算から、HFC系消火剤添加混合気のおよその燃焼下限界が推定できることが示唆された。

### 1. まえがき

成層圏オゾン層保護のためハロン消火剤の生産全廃にもない、ハロンに替わる新しい消火剤が開発され各種防火対象物に対して用いられるようになってきている $ ^{1} $ 。現在、ハロン代替の新消火剤として、フッ化炭化水素系化合物（HFC系消火剤）および不活性ガスの単体または混合物（イナート系消火剤）が使用されている。いずれの消火剤も従来のハロンに比べ消火性能が劣るため、消火にはより多くの消火剤を必要とする。また、HFC系消火剤では熱分解によりフッ化水素等の有害なガスが発生すること、イナート系消火剤では液化ガスとして貯蔵できないため広い貯蔵容器設置スペースが必要となるいった、消火剤ごとの特質も考慮して使用されなければならない。

このうちHFC系消火剤については、メタン-空気およびプロパン-空気混合気に添加することで燃焼下限界濃度が低下する領域が存在することがSaito $ ^{2)} $ により報告されている。HFC系消火剤は分子中に炭素と水素を含むが、これらが燃料的に働くことで消火剤添加時の燃焼下限界を、燃料-空気二成分混合気の下限界に比べて広げている。また、斎藤 $ ^{3)} $ は、カップバーナー拡散火炎の酸化剤側に下限界濃度以下のメタンまたはメタノール蒸気が含まれる場合、HFC系消火剤を酸化剤側に添加すると、消火剤が燃料的に作用するために酸化剤側の気体が燃えだすという現象を報告しており、可燃性蒸気の存在する区画内でHFC系消火剤を使用する際の危険性について指摘している。

新消火剤は危険物施設にも設置が認められていることから $ ^{4)} $ 燃料蒸気が存在する雰囲気での使用も想定される。HFC系消火剤を利用する場合に区画内雰囲気が可燃範囲に入るかどうか、メタノール以外の液体燃料蒸気についても検討が必要である。

本研究では、液体可燃物を蒸発させて得られる可燃性蒸気-空気混合気の燃焼下限界が、HFC系消火剤の添加により受ける影響を調べるため、エ
タノール、アセトン及びトルエンを燃料に用い、消火剤添加予混合気の燃焼範囲を管状火炎バーナーを用いて測定を行い、既に報告されている気体燃料—空気—消火剤混合気の結果とともに考察した。

### 2. 実験装置と実験方法

実験装置には管状火炎バーナー装置を用いた。これは前報で燃料ー空気ー消火剤混合気の燃焼限界測定に使用したものと同じである $ ^{2.5)} $ 。バーナーに使用した多孔質円筒は、内径30mm、長さ80mm、肉厚5mmで、平均粒径5μmの青銅製小球を焼結させたものである。測定条件は、気体燃料の結果との比較を容易にするため前報 $ ^{2.5)} $ と同じとした。すなわち、バーナーの設置方向は水平とし、多孔質円筒表面からの混合気の吹き出し速度を5cm/sとした。

液体燃料の供給には斎藤ら $ ^{3)} $ と同じ液体燃料蒸発供給装置を用いた。空気と消火剤はそれぞれドライヤー付コンプレッサーとボンベより供給され、湿式流量計で較正したマスフローコントローラを用いて流量調整を行った。使用したマスフローコントローラの流量調整精度は相対値で1%以下である。

空気と消火剤の混合気を加熱器内で加熱し、沸点以上の温度に加熱された混合気により液体燃料を気化させる。燃料を気化させた後の混合気温度は100℃以上で、25℃に調整された恒温水槽内を通して室温まで冷却した後、バーナーへ供給した。

使用した消火剤は、既存の消火剤として二酸化炭素（ $ CO_{2} $ ）、フッ化炭化水素消火剤としてHFC-23（ $ CHF_{3} $ ）、およびHFC-227ea（ $ CF_{3}CHFCF_{3} $ ）である。いずれもガスクロマトグラフィーにより、純度が99%以上であることを確認して使用した。

燃料には市販の特級試薬のエタノール、アセトンおよびトルエンを用いた。使用した燃料と消火剤の物性等をそれぞれTable 1, Table 2に示した。実験は室温、大気圧下で行った。

Table 1 List of liquid fuels used in this study

Ethanol	Acetone	Toluene
Molecular formula	C2H5OH	CH3COCH3	C6H5CH3
Molecular weight	46.1	58.1	92.1
Specific weight	0.79	0.79	0.87
Boiling point(℃)	78	56	111
Stoichiometric ratio	6.52	4.97	2.27

Table 2 List of suppressants used in this study

Carbon dioxide	HFC-23	HFC-227ea
Molecular formula	$ CO_{2} $	$ CHF_{3} $	$ CF_{3}CHFCF_{3} $
Molecular weight	44.0	70.0	170.0
Vapor pressure at 25℃ (MPa)	6.7	4.5	0.45
Boiling point(℃)	-79	-82	-16

### 3. 結果と考察

### 3.1 燃料-空気混合気の燃焼下限界

管状火炎バーナー法で測定した液体可燃物蒸気-空気混合気の下限界濃度をTable 3に示す。下限界濃度は、エタノール3.5%、アセトン2.8%、トルエン1.2%で、測定誤差はいずれの燃料に対しても絶対値で0.1%以下であった。同様の方法で廖らが報告したエタノール-空気混合気の下限界濃度は3.6%で、今回の結果が廖らずータを再現していることが分かる。また、Table 3には米国鉱山局の爆発ビュレット法による下限界濃度 $ ^{①} $ をあわせて示した。本実験の結果と比べてエタノール混合気およびアセトン混合気で絶対値で0.2%広い。爆発ビュレット法の測定誤差範囲は不明であるが、三つの燃料の下限界濃度の関係は本実験結果と矛盾ない。

Table 3 Fuel vapor concentration at lower flammability limits (%)

Ethanol	Acetone	Toluene
This work	3.5	2.8	1.2
Liao et al. $ ^{5)} $	3.6	—	—
Zabetakis $ ^{6)} $	3.3	2.6	1.2
### 3.2 消火剤を添加した液体燃料-空気混合気の燃焼限界

3 種類の液体燃料に二酸化炭素、HFC-23およびHFC-227eaを添加した三成分混合気の燃焼限界をFigs.1-3に示す。横軸は添加した消火剤濃度、縦軸は燃料濃度を表している。

Fig.1より、燃料がエタノールの場合に消火剤として二酸化炭素を添加すると、添加濃度が増加するに従って燃焼下限界における燃料濃度は増加し燃焼範囲は狭まることがみてとれる。さらに二酸化炭素濃度を増加させると37.5%を超えたところで、いかなるエタノール濃度でも混合気が不燃となるピーク濃度（不活性化濃度）が現われた。エタノール-空気混合気にHFC-23を添加した場合、HFC-23濃度が0%から20%の間では、下限界濃度は消火剤を添加しない場合の3.5%に比べ低くなった。消火剤濃度20%以上では、下限界濃度は3.5%を上回り、22.4%でHFC-23のピーク濃度となった。HFC-227eaの場合も添加濃度が0%-10%の間で、下限界濃度が低下する傾向を示した。

Figs.2-3からアセトンー空気およびトルエンー空気混合気にそれぞれ二酸化炭素を添加した場合は、消火剤濃度の増加とともに消炎時の燃料濃度は増加し燃焼範囲は狭くなることが分かる。二酸化炭素のピーク濃度はそれぞれ34.4%、34.0%であり、Table 4にまとめて示した。アセトン混合気にHFC-23およびHFC-227eaを添加した場合には、燃焼下限界が広がる領域はそれぞれ0-14%、0-6%であった。Fig.3よりトルエン混合気では下限界の広がりは認められなかったが、二酸化炭素添加時の下限界をわずかに下回る部分が消火剤濃度10%以下にあり、HFC消火剤の燃料的作用の影響と考えられる。

Table 4 Peak concentration of fire suppressant for fuel vapor (%)

Ethanol	Acetone	Toluene
CO2	37.5	34.4	34.0
HFC-23	22.4	—	—

Fig.1 Flammability limits of ethanol vapor-air mixture with added fire suppressant

Fig.2 Flammability limits of acetone vapor-air mixture with added fire suppressant

Fig.3 Flammability limits of acetone vapor-air mixture with added fire suppressant
混合気にHFC系消火剤を添加することで燃焼下限界が広がる現象は、メタン、プロハンおよびメタノール-空気-混合気についても確認されているが $ ^{2-3} $ 、燃料の種類により燃焼下限界の広がりの大小が異なり、起こらないことがあることが示された。

Figs.1-3にn-ヘブタンの拡散火炎に対するHFC系消火剤の一般的な設計濃度範囲を示した。設計濃度は消火剤の対象可燃物に対する消火性能と、人体に対する毒性を考慮して決められる。HFC-23とHFC-227eaの設計濃度はそれぞれおよそ15～24%、7～9％の範囲である。Fig.1よりエタノールの場合、HFC系消火剤を混合気に加えて下限界濃度が3.5％以下となる消火剤濃度領域はHFC-23とHFC-227eaでそれぞれ0-20%、0-10%であるので設計濃度領域と、重複する部分があった。Fig.2からアセトンの場合では、設計濃度と下限界濃度が低下する消火剤濃度の領域との重複部分はないが、設計濃度のほうが上回っているため、放出時に消火剤濃度が増加する過程で、混合気組成が燃焼範囲を通過することが考えられる。

これらのことは、メタン及びメタノールの場合と同様 $ ^{3)} $ 、エタノール、アセトンについても燃焼下限界濃度以下の雰囲気中で、設計濃度の消火剤を放出した場合に区画全体の混合気が燃焼範囲に入る可能性があることを示している。

### 3.3 消火剤濃度と混合気の当量比

Figs.1-3より、燃料が違えば下限界濃度の絶対値も下限界の広がりの大きさも異なってしまう。消火剤添加が燃焼下限界に及ぼす影響を、混合気の当量比を尺度として検討してみた。当量比は混合気中の燃料と酸素の比を表すものであるが、燃料が酸素と過不足なく反応するときは燃料の種類によらず1である。燃料が少ない場合に1より小さくなり、多い場合は1を超える。

燃料、消火剤および酸素との反応で生成物が(1)式のようになると仮定し、測定された燃焼限界上の組成より消炎時の混合気の当量比∮を計算した。消火剤の燃料的作用を考慮するため、混合気組成の当量比∮は(2)式を用いて計算した。 $ C_{a}H_{b}O_{c} $ を燃料、 $ C_{d}H_{e}F_{f} $ をHFC消火剤とした場合、

$$ \mathrm{xC_{a}H_{b}O_{c}+yC_{d}H_{e}F_{f}+O_{2}\rightarrow CO_{2},~H_{2}O,~HF,~F_{2}CO} $$

$$ \phi=\{(4a+b-2c)x+(4d+e-f)y\}/4 $$

ここでC, H, OおよびFは、炭素、水素、酸素およびフッ素をそれぞれ示しており、添字は各元素の原子数である。

Fig.4は消火剤に二酸化炭素、Fig.5はHFC-23、Fig.6はHFC-227eaを用いた場合を示している。燃料はエタノール、アセトンおよびトルエンの他、既に報告されているメタンおよびプロパン混合気 $ ^{2)} $ についても合わせて示した。横軸は添加した消火剤濃度、縦軸は消炎時の混合気の当量比を表している。

Fig.4は二酸化炭素を消火剤に用いた場合であるが、消火剤濃度の増加に伴って当量比が下限界側で増加、上限界側で減少し、燃焼範囲が狭まっていく。消火剤を添加しない場合、下限界における当量比は燃料によらず0.5付近であった。また、下限界側における当量比の増加割合は燃料の種類によらずよく一致している。

Fig.5はHFC-23添加時の混合気の当量比変化を表している。燃焼下限界側に着日すると消火剤濃度0-10％付近では消火剤濃度に対する当量比の変化は直線で、燃料の種類が異なっても一致していた。Fig.6はHFC-227ea添加の場合であるが、消火剤濃度0-4％付近では同様に燃料の種類が異なっても当量比の増加割合は類似していた。

Figs.5-6における消火剤濃度に対する下限界側当量比の変化割合がほぼ一致していることから、(2)式を用いて燃料-空気-消火剤混合気のおよその燃焼下限界が推測できることが示唆された。

### 4. まとめ

液体可燃物を蒸発させて得られる可燃性蒸気-空気混合気に、HFC系消火剤を添加した場合の影響を調べるため、エタノール、アセトン及びトルエンを燃料に用い、三成分混合気の燃焼範囲の測定を行った。その結果以下のことが分かった。

・エタノール-空気およびアセトン-空気混合気にH
Fig.4 Concentration of carbon dioxide and equivalence ratio of methane, propane, ethanol, acetone, and toluene-air mixture at extinction

Fig.5 Concentration of HFC-23 and equivalence ratio of methane, propane, ethanol, acetone, and toluene-air mixture considered HFC-23 as a fuel

Fig.6 Concentration of HFC-227ea and equivalence ratio of methane, propane, ethanol, acetone, and toluene-air mixture considered HFC-227ea as a fuel

F C系消火剤を添加した場合、燃焼下限界が広がる領域が認められたが、トルエン-空気混合気の場合には下限界の広がりは見られなかった。

・エタノール－空気－HFC系消火剤混合気では燃焼下限界が広がる消火剤濃度の範囲は、拡散火炎の消火に対して用いる濃度範囲と重複する部分があった。

・燃焼限界における消火剤添加混合気の組成より当量比を計算した。燃料の種類によらず、下限界側で消火剤濃度増加に対する当量比の変化は類似しており、他の燃料混合気のおよその燃焼下限界が類推できることが示唆された。

## 参考文献

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4）「危険物施設に係るガス系消火設備等の取り扱いについて（通知）」消防予第265号・消防危第169号(1996.12.25)

⑤）廖、斎藤、佐宗、尾川、管状火炎バーナーによる液体燃料-消火剤-空気混合気の燃焼限界の測定、消防研究所報告82, p.1(1996)

6) Zabetakis, M. G., Flammability Characteristics of Combustible Gases and Vapors, US Bureau of Mines Bulletin 627(1965)

7) Saito, N., Private communication
# Flammability Limits of Liquid fuel vapor-Air Mixtures with added Carbon dioxide and Fluorinated Hydrocarbons

(Abstract)

Yoshio Ogawa

(Received November 30, 1998)

To investigate flammability limits of liquid fuel vapor-air mixture with added fire suppressant including fluorine atom namely HFC-23 and HFC-227ea as halon alternative, the flammability limits of ternary mixture were measured by tubular flame burner system. Ethanol, acetone and toluene were vaporized and used as fuel.

In the cases of ethanol-air and acetone-air mixture, the lower flammability limits expanded to the region of lower fuel concentration when the HFC suppressant was added to the mixture. However, the expansion of lower limits was not observed in toluene-air mixture.

The range of HFC suppressant concentration in which the lower flammability limits were expanded, was overlapped with the design concentration of HFC suppressant to suppress a common diffusion flame. The overlapping region appeared in some fuel mixtures, therefore it is important to give attention to usage of HFC suppressant in the atmosphere containing fuel vapor.
# 空中消火活動時における落水の地上衝撃力

平賀 俊哉、金田 節夫

(平成10年12月9日受理)

空中消火時における落水の地上での衝撃力に関する実験を行った結果、次のことがわかった。

(1) 水のうから放出された水は、①：放水直後の連続した棒状の水の流れから、周期性をもつカルマン渦を伴った流れへと変る。この渦を伴った落水の流れは、周辺空気を巻き込んで、②：水滴群の流れとなり、更に崩壊分裂を繰り返し、③：降雨状の流れとなって地上に降り注いでいる。放水高さが高くなると地上付近での降雨状の流れは、顕著となる。落水の地上衝突時には、②、③の流れが周期性をもちつつ断続的に着地している。また、③の始点は、水のうの放水部分の口金から20m程度下方に位置している。

(2) 位置エネルギーが増せば衝撃力も増加するのが基本であるが、これが成立しているのは、①放出された水が塊状で落下している放水高さ（ $ h_{d} $ ）約20mまでである。この間で衝撃力（ $ I_{p} $ ）が最も大きいのは、 $ h_{d}=20m $ の時、 $ I_{p}=180kgf/m^{2} $ であった。

(3) $ h_{d}>20~m $ では、 $ h_{d} $ が増したのにも関わらず①の $ h_{d}=20~m $ の値より $ I_{p} $ が小さくなって 120～150kgf/m² の間にある。 $ h_{d}>20~m $ の衝撃力 $ I_{p} $ について、放水量を 70l、700l、1200l と変化させても $ I_{p} $ に大きな差は観られなかった。

### 1. はじめに

空中消火は、今日まで林野火災を対象に盛んに行われている。空中消火活動の場では、同時に多くの消防隊員が地上での消火活動を行っている。この際、地上の消防隊員は、上空にヘリコプターの飛来あるいは飛来が予測される時、欧米で行われている危険回避方法と同様 $ ^{1} $ 、落水による衝撃力回避のため、落水予定地域から待避させられている。しかし、その一方で、空中消火時の衝撃力は問題ないとして活動続けている隊もあると聞いている。

これまで、空中消火に関する研究は、航空機、使用機材など主にハード面に向けられており、我々が調査した限りでは、落水時の衝撃に関する検討は、国内外共に行われていない。このこともあり、関係者のなかでも、衝撃力の回避に関しては、その当否について意見が分かれている。

一方、阪神・淡路大震災を契機として、家屋火災の空中消火に関して、各分野で盛んな討議が行われた。このなかでの主項日の一つに、落水による人体及び家屋への衝撃力を挙げることができる。しかし、ここでも、落水による衝撃力に関する的確な把握がなされていないこともあり、この件に関する議論は推定で行われた。

このような背景から、上空から放出された水の
地上での衝撃力に関しての研究を行った。ここでは、空中消火の際の放水の高さ及び放水量と、地上での衝撃力の関係について述べる。

### 2. 実験装置及び実験方法

実験装置は、空中消火用水タンク、吊り上げ装置、衝撃力センサー、データレコーダ、ハーソナルコンピュータ、ベンレコーダなどからなる。吊り上げ装置として、ホイスト、クレーン、ヘリコプターを使用した。

空中消火用の水タンクは、金属あるいは合成樹脂製のハードタイプのものと、布製のソフトタイプのものとに大別できるが、わが国では、空中消火用水タンクの大半が「水のう」と呼ばれているソフトタイプである $ ^{3)} $ $ ^{4)} $ 。

このうち、700 ヒ型が、わが国の空中消火用水タンク総数の68％を占めている $ ^{2)} $ 。このことから、本実験では、ヘリコプター実験以外は700 ヒ型に主眼をおき、700 ヒ型と、700 ヒを体積で1／10にスケールダウンした水のうモデル（700 ヒ型）とを併用した。700 ヒ型及び70 ヒ型の放水部分の口金（mouth piece）は共にベルマウス（bell mouth）形状で、水のう満水時における放水流量は、700 ヒ型：約150 ヒ/s、70 ヒ型：約15 ヒ/sである。

ヘリコプター実験で使用された水タンクは、特注品の機内設置型タンクであり、ヘリコプター下部から露出している放水口は形状が長方形で、その大きさは1090×550mmである。

今回行った実験は、屋内実験、屋外実験、ヘリコプターによる実機実験とに大別できる。

無風下で行うことができる屋内実験は、放水密度の最も高い領域（落水の中心）を衝撃力センサーの中心に容易に合わせることができる（落水の命中）という長所があるが、反面、屋内であるが故に高さの制限を受けるという短所がある。

一方、屋外実験は、高さ制限の点では有利であるが、落水が風の影響を受けると、落水の中心と衝撃力センサーとを一致させるのに困難となり、落水の命中率が低くなるという短所がある。また、実機実験は、前記屋外実験の長短所に加え、経費、場所、騒音等の点に難がある。

このようなことを踏まえた上でこの実験では、空中消火用水タンクを次の3つの方法により吊り上げた。

① 屋内設置の20m型ホイスト（屋内実験）

2 車両搭載の46m型クレーン（屋外実験）

$ ^{3} $ ヘリコブター（実機実験）

実験回数は、屋内実験が最も多く、次いで屋外実験、実機実験の順となっている。

放水高さ（ $ h_{d} $ ）は、①の屋内実験では最高20mとした。②の屋外実験では、20～35mの間を主としたが、①との対比のため、20m以下の実験も行った。③の実機実験では、30mとした。

$ h_{d}=30m $ 、空中消火の際の基準高度である

Table 1に、これらの実験条件を整理したものを

示す。

屋内実験及び屋外実験では、水のうに水を充填した後、地上近くで、水のうの放水マウスとセンサーの中心とが一致するようにしてから、水のうを所定の高さにホイストまたはクレーンで吊り上げ、放水させた。ヘリコプター実験では、地上からの指示にもとづき落水の中心域がセンサーの中

Table 1 Condition of experiments

Place of experiments	Type of tanks	Capacity of tanks	Method of slinging	Height of slinged	The number of experiments
Indoor	Water bag	70	Overhead travelling crane with hoist	1~20m	40
Outdoor	Water bag	70	Wheel crane	6~35m	12
700	Wheel crane	35m	1
Outdoor	Inner tank	1200	Helicopter	30m	1
心に当たるようパイロットが位置調整をして放水した。

衝撃力センサーは、最大衝撃荷重200kgf、100kgf、50kgfのなかから適宜選択した。屋内実験及び屋外実験で使用したセンサー（Fig.1）の受圧面の大きさは400×500mm（0.2m²）である。このセンサーを、十分に厚さのあるコンクリート面上にセットした。

ヘリコプター実験において用いた衝撃力センサーは、落水の命中率の向上をはかるため、前記の受圧面積 $ 0.2m^{2} $ のセンサーの受圧面を $ 1000\times1000mm\ (1.0m^{2}) $ とその面積を広げ、屋内、屋外実験同様、十分に厚さのあるコンクリート面（滑走路）上にセットした。

いずれの実験に置いても、センサーからの出力は、専用アンプを経由してデータレコーダ、バーソナルコンピュータに入力される。各実験の前後に既知の荷重により計測系の較正を行った。

高所から放出された水は、自然風の影響を強く受ける。このため、屋外実験では、地上設置の風向風速計の他に、長さ1m、幅5cm、重さ約1gfのテーブを、水のうや吊り下げワイヤーに取付けた。このテーブによって上空の風の有無やその向き調べ、落水の命中率を上げるため吊り下げられた水の位置の微調整を行った。

各実験結果のうち、落水の中心部と衝撃力センサーの中心部とが一致したデータのみをここでは

Fig.1 Photograph of the impulsive force sensor center which was used in indoor and outdoor experiments

採用している。落水の中心部と衝撃力センサーの中心部とが一致したか否かの判定は、実験時における目視と、2方向から撮影したビデオ録画結果とによった。

### 3. 実験結果と考察

### 3.1 落水流の挙動

Fig.2 Photograph of the movements of dropping stream (dropping height 26m, volume of water 700 $ \ell $ )
Fig.2は、$\mathrm{h}_{\mathrm{d}}=26\mathrm{~m}$ から放出された水の流れである。Fig.2から、水のうから放出された水は、①：放水マウス直後の連続した棒状の水の流れから、周期性をもつカルマン渦を伴った流れへと変るのをみることができる。この①以降の流れを他の写真や録画でみると、この渋を伴った落水の流れは、周辺空気を巻き込んで、②：水満群の流れとなり、更に崩壊分裂を繰り返し、③：みかけ体積が大きくなった降雨状の流れとなって地上に降り注いでいるのを観ることができる。$\mathrm{h}_{\mathrm{d}}$ が更に高くなると地上付近での降雨状の流れは、Fig.3($\mathrm{h}_{\mathrm{d}}=35\mathrm{~m}$) に示すように顕著となる。

Fig.3 Photograph of the dropping water like rain fall (dropping height 36m, volume of water 700 l)

落水の地上衝突時の様子を記録したビデオで再生すると、②または③の流れが周期性をもちつつ断続的に着地している様子を観察することができた。また、写真、ビデオ記録から、③の始点は、水のうの放水マウスから20m程度下方に位置しているようによみとれた。

水のうから放出された水は、マクロ的にみれば、水のうを頂点とした円錐形の流体をなしている。このことから、この①、②、③の流体の密度で比較すると、①＞②＞③の順となっていといえる。

カルマン渦発生後における落水の流れは、円錐形の中心線上で観ると、空気渦、落水流、空気渦、落水流を繰り返していることから、周期性を持った気体・液体からなる粗密波であるといえる。

### 3.2 衝擊力

Fig.4は、衝撃力計測結果の一例である（実験条件： $ h_{d}=26m $ 、放水量70 $ \ell $ ）。Fig.4から、計測した衝撃力（ $ I_{p}\cdotme $ ）が振動しながら右下がりの傾向を示しているのがわかる。 $ I_{p}\cdotme $ 振動の原因として、 $ h_{d} $ が大きくなり降雨状の流れとなっても前述の粗密波が維持され、落水が周期性をもって地上に着水した結果によるものと考える。

Fig.4では、衝撃力の最大値やその時間の判読が困難である。Fig.5は、Fig.4のデータを移動平均（0.5s）で処理したものである。Fig.5から、衝撃

Fig.4 An example on measuring results of impulsive force
Fig.5 The moving average value of impulsive force

Fig.6 Relation between dropping height and impulsive force lp

力が最大となるのは落水がセンサー衝突直後であることがわかる。この最大値を、この実験における衝撃力（ $ I_{p} $ ）とし、この $ I_{p} $ と、その実験時の放水高さの関係を表したのがFig.6である。Fig.6中、◇（屋内）及び◆（屋外）は放水量70ℓ型、●（屋外）は放水量700ℓ型の水のう、■（屋外）はヘリコプター（放水量1200ℓ）による実験データである。

Fig.6から、次のことがわかる。

① 位置エネルギーが増せば衝撃力も増加するのが基本であるが、これが成立しているのは、放出された水が塊状で落下している放水高さ約20m以下の領域である。この領域では、 $ h_{d}=20m $ のときの衝撃力が最も大きく約180kgf/m²を示している。

② 20m以上では、放水高さhが増したのにも関