Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
助金（萌芽研究、研究番号16651094）による研究の成果である。

## 参考文献

1）翠川三郎、松岡昌志：“国土数値情報を利用した地震ハザードの総合的評価”、物理探査、8巻第6号、pp.519-529、1995

2）座間信作、細川直史：“簡易型地震被害想定システムの開発”、消防研究所報告、第82号、pp.26-33、1996

3）内閣府：“内閣府地震被害想定支援マニュアル（2001改訂版）”、http://www.bousai.go.jp/manual/manual.html

4）若松加寿江、松岡昌志、久保純子、長谷川浩一、杉浦正美：“日本全国地形・地盤分類メッシュマップの構築、土木学会論文集、No.759/I-67、pp.213-232、2004

5）松岡昌志、若松加寿江、藤本一雄、翠川三郎：“日本全国地形・地盤分類メッシュマップを利用した地盤の平均S波速度分布の推定、土木学会論文集、No.794/I-72、pp. 239-251、2005

6）細川直史、座間信作、星仰：“ニューラルネットワークを用いた地形の教師付き分類手法と地震動推定への応用”、日本建築学会構造系論文集、第555号、pp.69-76、2002

7）座間信作、遠藤真、細川直史：“土地条件図に基づ

く地盤の増幅度の推定”、消防研究所報告、第92号、pp.16-26、2001

8）久保智弘他6人：“全国地形分類図による表層地盤特性のデータベース化、及び、面的な早期地震動推定への適用”、地震、第2輯、第56巻、pp.21-37、2003

9）鄭炳表、細川直史、畑山健、座問信作：“リモートセンシングに基づく面的基盤データの抽出と地震被害想定への適用に関する研究一その1 広域の地震増幅度の推定に向けたDEMによる地形分類”、日本地域安全学会、No13、pp.175-178、2003

10）鄭炳表、座間信作、細川直史、畑山健、尹明悟、宋哲鎬：“ソウル市の地震被害想定システムに関する研究一その1、DEMに基づく地形分類及び地盤増幅度の推定一”、消防研究所報告、消防研究所、No.98、2004.9

11）鄭炳表、座間信作、細川直史、遠藤真、尹明悟、宋哲鎬：“ソウル市の地震被害想定システムに関する研究一その2、システムの構築一”、消防研究所報告、消防研究所、No.99、2005.3

12) NASA : “Shuttle Radar Topography Mission”、http://www2.jpl.nasa.gov/srtm/

13）若松加寿江、松岡昌志：“関東地方の地形・地盤分類250mメッシュマップの構築”、“大都市圏地殻構造調査研究」第1回成果報告会一大大特。「地震動（強い揺れ）の予測」、2003.4
# A Classification of Landform using SRTM for Estimation of Site Amplification Factors

(Abstract)

Byeong-pyo Jeong, Masafumi Hosokawa and, Shinsaku Zama

(Accepted November 11, 2005)

We have proposed a method of landform classification based on Digital Elevation Model and Geographic Information System. As there is no data such as Digital Elevation Model in developing countries, we used SRTM-3(Shuttle Radar Topography Mission) which covered 80% of earth's land surfaces. This study presents a method for classification of landform based on SRTM-3 and spatial analysis using Geographic Information System. The proposed method was applied to classify the landform of Yokosuka city in Japan into hill, terrace, plain, natural levee and reclaimed land.

Since the result based on SRTM showed a good classification of landform, it is possible to easily estimate site amplification factors for vast areas that have not the basic data such as borehole data concerning soil amplifications, such as in developing countries.
技術報告

# 地下埋設の現場打ち鉄筋コンクリート製防火水槽の長期劣化に関する研究

吉原 浩

(平成17年11月11日受理)

### 1. はじめに

わが国における消防水利の箇所数は2004年4月1日現在、約212万箇所である。防火水槽は容量が20m³以上のものが約49万箇所設置されており、消火栓の約154万箇所に次いで多い $ ^{1)} $ （表1）。

水道配水管に接続されている消火栓は、地震被害の甚大な地域において、水道管路等の水道施設が損傷した場合に使用できないおそれがある。一方、防火水槽は水道施設の被害の影響を受けず、地震時の消防水利として重要である。しかし、地震による防火水槽の被害は新潟地震（1964年）²³、1983年日本海中部地震、1995年兵庫県南部地震等⁴⁵で発生しており、とくに昭和20年代（1954年）以前に設置されたものに漏水に至る被害が多く発生する傾向が認められている⁶。また、2004年新潟県中越地震においては、中山間地の傾斜地に設置された防火水槽に多くの被害が発生している⁶。

防火水槽は土地所有者の都合により撤去される場合以外は更新されることは少なく、長期間使用されている。図1に示すように、1950年代にはすでに10万箇所以上の防火水槽が設置されており、その多くは現在も使用されていると考えられる。その中には、第二次世界大戦当時に設置された、いわゆる「戦時型」と呼ばれるものが多く残されている可能性がある。

コンクリート構造物の劣化については、橋梁等の土木構造物では多くの調査例がある $ ^{7} $ 。防火水槽は50年以上使用することと考えられ、設置後長期間使用された防火水槽については、その劣化状況について把握し、適切な保守・管理を行う必要がある。しかし、防火水槽は地下埋設されることが多く、外面を調査するためには土砂を掘削する必要があること、内面の調査は、通常時は充水されおり、また、漏水防止を目的として防水モルタルや防水塗装が行われている場合が多いため、コンクリートの劣化状況を直接視認出来ない場合がほとんどである。これらの理由により、設置後長期間経過した防火水槽の劣化状況についての調査は、東京消防庁が、いわゆる「戦時型」と呼ばれるものについて行った例がある $ ^{8} $ ものの、行われた例は少ない。

表 1 我が国の消防水利の箇所数

(2004年4月1日現在)

水利の種類	箇所数(割合)
消火栓	1,553,594(72.2%)
防火水槽(20m³以上)	485,425(22.9%)
井戸	21,560(1.0%)
河川・溝等	27,832(1.3%)
海・湖	5,861(0.3%)
プール	26,614(1.3%)
濠・池等	12,458(0.6%)
下水道	322(0.0%)
その他	9,861(0.5%)
合計	2,123,507

文献 1) より作成

図1 我が国における容量20m³以上の防火水槽設置数の推移
コンクリートの主な劣化機構は、中性化（注1）、塩害、凍害、化学的浸食、アルカリ骨材反応などの環境作用が原因なものと、疲労や過大荷重などの主に荷重条件が原因のものに大きく分類される $ ^{9} $ 。筆者は、長期間使用された現場打ち鉄筋コンクリート製防火水槽の劣化状況を把握することを目的として、平成13年度より、設置後相当年経過した防火水槽からコンクリートコアを採取し、圧縮強度及び中性化深さについて調査をおこなってきた。コンクリートの圧縮強度のばらつきが大きいこと等、結果の一部についてはすでに報告した $ ^{10,11} $ 。本報ではこれまでの調査の概要を紹介するとともに、中性化深さについての検討結果を報告する。

### 2. 調查概要

調査対象とした現場打ち鉄筋コンクリート製防火水槽は、東京都区内13箇所、大阪市内2箇所、堺市内1箇所及び長岡市内2箇所の計18箇所である。直径100mm、長さ200mmのコンクリートコアを、頂版（上床版）及び側版（側壁）から採取し、コンクリートコアの圧縮強度試験(JISA 1107)、及びコンクリートの中性化深さ試験（JISA 1152）を公的機関に委託しておこなった。コンクリートコアの採取位置は、側壁については中央付近の底版上約1.2mとし、防火水槽の内側より採取した。頂版の場合は頂版のほぼ中央付近とし、作業条件により、盛土を除去した状態で外側（上方）から採取した場合と内側から採取した場合があった。頂版及び側壁の中央付近と部材端では応力状態が異なるため、中央付近と部材端の劣化状況は異なっているおそれがあるが、ここでは中央付近から採取したサンプルで比較した。内側から行った、頂版からのコンクリートコアの採取状況を図2に示す。

なお、戦時中に設置されたと推定される防火水槽の設置年は、1943年として以下の検討を行っている。

### 3. 調査結果

### 3.1 圧縮強度の検討

側壁の圧縮強度試験の結果を図3に示す。なお、頂版は2箇所の平均値を、側壁は1箇所の値をプロットしている。圧縮強度はばらつきが認められ、とくに戦時型のものにばらつきが大きい結果となった。なお、コンクリートの厚さが200mmに満たない場合や、鉄筋の配置により採取出来た無筋のコアの長さが200mm未満の場合は、JIS A 1107に基づき、補正係数を乗じて、直径の2倍の高さをもつ供試体の強度に換算した値を用いている。

消防庁の防火水槽の補助事業におけるコンクリートの設計基準強度は、昭和28年度以降1983年以前 $ ^{12} $ は躯体の4週圧縮強度（コンクリート打設後4週間後の必要な強度）が180kg/cm²（17.64N/mm²）以上、1983年以降 $ ^{13} $ は240kg/cm²（23.52N/mm²、2001年度より24N/mm²）以上とされている。図3から、いわゆる戦時型の防火水槽にそれらの基準値を下回る場合があることが分かる。東京消防庁の調査 $ ^{8} $ では、3箇所の戦時型の防火水槽で108～274kg f/cm²（10.6～26.9N/mm²）の範囲であったことと比べると、今回の調査結果は、圧縮強度は同じくばらついているが、相対的には大きな値が得られている。また、現行の設計基準強度を下回るものが含まれていたことが分かる。1960年頃以降に設置されたものにおいては、全体的に新しいものほど圧縮強度が増加している傾向がみられる。しかし、サンプル数が少なく、さらに多くの事例について検討する必要がある。頂版の圧縮強度の調査結果を図4に示す。全体として側壁と同様な傾向を示している。

冈２ コンクリートコアの採取状況

図3 側壁の圧縮強度と設置年の関係
図４　頂版（上床版）の圧縮強度と設置年の関係

図 5 側壁の中性化速度係数と設置年の関係

図6 頂版（上床版）の中性化速度係数と設置年の関係

### 3.2 中性化深さに関する検討

雨水等によりコンクリートの中性化が進行すると鉄筋の腐食が進行し、躯体の強度が低下する。よって、コンクリートの中性化の進行状況について調べる必要がある。中性化深さは、以下の式のように中性化期間の平方根に比例することが多くの研究により確かめられている $ ^{9} $ 。

$$ \mathbf{y}=\mathbf{b}\sqrt{\mathbf{t}} $$

ここに y : 中性化深さ (mm)

t : 中性化期間（年）

## b：中性化速度係数（mm/ $ \sqrt{年} $ ）

側壁および頂版の中性化速度係数と設置年の関係を図5、6に示す。側壁の中性化速度係数と設置年との関係は

図7 土かぶり厚と頂版の中性化速度係数の関係

図8 中性化が進行した例

(白色の部分が中性化している)

とくにみられない。しかし頂版の場合は、戦時型の防火水槽の場合に中性化速度係数が大となる傾向がみられた。

頂版の中性化速度係数と土かぶり厚との関係を図7に示す。この図から、土かぶり厚が薄い場合に中性化速度係数が大である場合が認められる。この最大となった事例では、中性化深さは最大で48mmであった（図8）。これは今回の調査で、唯一車道のアスファルト舗装（厚さ約200mm）の下に直に設置された事例である。この例の場合は、交通荷重によりコンクリートが劣化していた可能性があること、また、雨水に曝されやすい環境にあったことが相まって、とくに中性化が進行しやすい条件であったものと考えられる。

鋼材の腐食は、中性化深さが鋼材位置に到達する以前に開始することが多くの研究及び実構造物の調査から知られており、中性化残りが10mm以下になると鋼材が腐食している事例が急激に増加している $ ^{9)} $ 。防火水槽の鉄筋のかぶりは、外側で5cm以上 $ ^{12)} $ とされている。図8の防火水槽の場合は、コンクリートコアの採取時において、頂版の外側に鉄筋の有無が確認出来なかった。いわゆる戦時型の防火水槽の場合は、外側の配筋がない場合や、配
筋間隔が300mmを超える場合がある。この水槽の場合、頂版の外側に鉄筋がなかったとすると頂版の強度には中性化の影響は無いといえるが、劣化は進行しており好ましいことではない。また、設置後60年程度経過した場合に、中性化が5cm程度進行する場合があることに留意する必要がある。これまでの調査では、地上に頂版が露出している半地下式防火水槽を対象としていない。今後、中性化の進行が早いと考えられる半地下式の防火水槽について検討する必要がある。

防火水槽の躯体に外側から亀裂があり、亀裂の近傍の中性化が進行した例を図9に示す。この事例の場合は、コンクリートコアの採取位置に亀裂があったため、このような事例がたまたま確認出来た。しかし、このような亀裂に伴う中性化の進行は、今回のようなコンクリートコアのサンプリングによる調査から把握することは困難である。どのように調査を行うべきか、今後の検討課題である。

なお、これまでの調査において、コンクリートコアの強度は現行基準以上であるが、植物の根がコンクリートのひび割れを通って水槽内まで伸びている例（図10）や、水槽内を水道管が貫通している例など、管理上好ましくない事

図9 中性化が亀裂に沿って進行した事例

図10 頂版からの植物根の進入例

例があった。防火水槽を健全に長期間使用するためには、周囲の植生の状況により設置時に防根シートを敷設すること、配管を水槽内に通さないことなどについて留意する必要がある。今後、半地下式防火水槽など、設置状況の異なる防火水槽について、さらに調査を実施したい。

### 4. おわりに

設置後長期間経過した現場打ち鉄筋コンクリート製防火水槽の劣化状況を調べることを目的として、躯体よりコンクリートコアを採取し、圧縮強度及び中性化深さを調べ、次の結果を得た。

(1) 圧縮強度は大きなばらつきがあり、現行の設計強度の基準である4週圧縮強度24N/mm²を下回るものがある。

(2) 中性化の進行は少なく、問題となる事例は少なかった。ただし、亀裂の近傍部分が中性化した例や、頂版が道路舗装直下にあり、中性化が進行した事例がみられた。

本調査にあたり、防火水槽からのコンクリートコア採取において、東京消防庁、大阪市消防局、堺市高石市消防本部及び長岡市消防本部より多大の協力をいただいた。ここに記して感謝の意を表します。

## 引用文献

1）総務省消防庁：消防年報、No.54（2004）

2）消防庁：新潟地震火災に関する研究（1965）

3）細野義純：新潟地震災害調査報告 第Ⅱ部 消防用施設の被害調査、火災、V.15、No.3、pp18-26（1965）

4）吉原 浩：防火水槽・井戸の被害、消研輯報、No.49、pp31-34（1995）

5）吉原浩：防火水槽の地震被害、消研輯報、No.55(2002)

6）吉原 浩：新潟県中越地震による防火水槽の被害、消防研究所報告、No.99、pp26-34（2005）

7）例えば、石橋忠良、古屋時春、浜崎直行、鈴木博人：高架橋等からのコンクリート片剥落に関する調査研究、土木学会論文集、No.711／V56、125-134（2002）

8）東京消防庁：戦時型防火水槽構造調査報告書（1990）

9）土木学会：コンクリート標準示方書 [維持管理編] (2001)

10) 吉原 浩：地下埋設のRC製防火水槽の長期劣化に関する研究（第1報）、平成16年度日本火災学会研究発表会概要集（2004）

11）吉原 浩：地下埋設のRC製防火水槽の長期劣化に関する研究（第2報）、平成17年度日本火災学会研究発表会概要集（2005）

12）自治省消防庁：「防火水槽等技術指針の作成」に関する報告書（1983）

13）消防財政研究会：市町村消防施設・設備整備費補助事務必携（2001）
# Study on Long-term Deterioration of Cast-in-place Reinforced Concrete Used in Underground Fire Cisterns

(Abstract)

Hiroshi Yoshihara

(Accepted November 11, 2005)

Fire cistern is important as a water supply in the earthquake because it does not receive the effect of the damage of water utility. However, the damage of fire cistern by the earthquake is often reported. Especially, fire cisterns installed before 1955 tend to receive the damage of water leakage.

In This study, I carried out an analysis on the relationship between installation year, compressive strength and carbonation of concrete taken from cast-in-place reinforced concrete fire cisterns.

As the result of the study, the following was learned:

(1) There is large dispersion in the compressive strength of the concrete, and some samples fall below the standard value of the strength of fire cistern (24N/mm²).

(2) The progress of the carbonation of the concrete was small. However, in a small number of example, neutralization progressed along the crack or generally progressed from the surface.
技術報告

# 地下鉄火災における駅構内の上階への煙阻止に関する実験研究 その１　階段に防煙たれ壁を設置した場合

松島 早苗、渡部 勇市

(平成17年11月14日受理)

### 1. はじめに

平成15年2月に韓国大邱市で12両の車両火災による地下駅舎火災が発生し、192名が亡くなった。そのうち約1/4の乗客は、避難時に地下駅舎内で逃げ遅れて死亡している $ ^{1} $ 。煙はプラットホームの階段へ進入し、数分で階段を上昇し上階コンコースへ拡散したことが逃げ遅れの主な要因と考えられる。乗客の安全な避難のために、プラットホームの階段から上階に煙を上昇させないことが重要である。

地下鉄駅構内の上階への煙の上昇を防ぐためには、一般建築構造物と同様に階別に防煙区画を形成することが必要である。国内においては地下3層以上の深いプラットホームの階段での防煙区画は、乗客の避難を考慮し、高さ0.5mの防煙たれ壁ならびに階段下降流等が使用されている。しかし、プラットホームの階段におけるこれらの上階への煙阻止効果が明確になっていない $ ^{2)} $ 。

本研究では、地下駅舎火災時の防煙たれ壁の上階への煙阻止効果を調べるため、地下3階層の1/5縮尺駅構内部分模型を製作し、地下3階のプラットホーム階を出火階とした防煙たれ壁による上階への煙阻止実験を行った。今回の模型実験は限定された発熱速度、火源の設置位置ではあるが、上階への煙阻止効果について幾つかの知見が得られたので報告する。

### 2 \. 実験方法

### 2.1 実験模型

#### 2.1.1 本体

地下駅構内模型の概要図を図1に示す。地下駅構内模型は、駅構内の両端部を短くしたプラットホーム階、コンコース階、階段部を含む3階層にわたる部分模型である。階段部は、図1に示すように水平二段天井である。模型の外壁部は、1.2mmの亜鉛鋼板とした。プラットホーム階の天井には、厚さ10mmの断熱材を張った。それ以外

図１　１／５縮尺の地下駅構内模型の概要図及び測定位置
の外壁部は、特別に断熱は行わなかった。

図1に示すようにプラットホーム階の両端に斜線で示した開口部OP1、OP2の2箇所を設けた。またコンコース階の片側の側面に、斜線で示した開口部OP3を設けた。自然換気時および機械排煙時の実験は、開口部OP1～OP3の全てを開放して行った。本実験では、火災初期の熱気流性状を想定し、煙が滞留しないで天井に沿ってプラットホーム階に拡散する状況となるように、プラットホーム階の両端にある開口部OP1、OP2を開放して行った。

#### 2.1.2 排煙設備および防煙たれ壁

プラットホーム階の排煙設備として、図1に示すように、プラットホーム階の天井部に0.05m×0.16mの大きさの排煙口を8箇所設けた。

ここで排煙量は、「地下鉄道の排煙対策の基準」 $ ^{3)} $ をもとに実大で算出し、以下の値から24.7m $ ^{3} $ /sとした。

V : 火点ブロック容積 712m³

Ao：線路直角方向断面積 43.2m

Av : 車両断面積 7.63m²

Va ：火点ブロック設定断面でホーム有効部分の全容積 6270m³

Vm : Va内の煙の拡散しない容積 350m³

L : プラットホームの有効長さ 137m、

换気回数：15回

必要排煙量Q( $ m^{3}/時 $ ): Q= $ (V_{m}-V_{a})\times15 $

1/5縮尺での排煙量は、フルード相似則 $ ^{4)} $ が成り立つとして0.442m $ ^{3} $ /sと想定した。なお、実大のプラットホーム階長さを137mと想定したが、模型のプラットホーム階の長さは短いため、想定したプラットホーム階長さと模型の比0.196から、プラットホーム階天井の排煙量を0.0865m $ ^{3} $ /sに設定した。機械排煙量は、排煙ダクト内のオリフィスにより測定し、設定排煙量になるように排煙機とインバータで調整した。

プラットホームの階段出入り口E点には、高さ0.1m、0.2m（実際のスケールでは0.5m、1.0mに相当）の防煙たれ壁を設置できるようにした。

#### 2.1.3 火源

プラットホーム階の床中央に直径0.35m、高さ0.05mのガスバーナーを図1に示すように設置した。燃料として都市ガス13Aを使用した。本来は、車両火災を想定して実験を行うべきであるが、第一段階として、今回は車両火災の火源をガスバーナー火源に置き換えて実験を行った。初期避難を考慮して、発熱速度は1車両が燃焼したことを想定して実大では3MWとした。本模型ではフルード相似則が成り立つとして54kWと設定した。

発熱速度は、都市ガスの消費量を積算流量計で計測し、都市ガスが完全燃焼するものとして算定し表1に示した。発熱速度は一定とし、燃焼時間は16分間とした。

### 2.2 熱気流温度の測定

熱気流温度の測定位置を図1に示す。プラットホーム階の温度はD点、E点にシース型の熱電対（K型、シース径0.5mm）を鉛直方向に10点設置し、測定した。その他の箇所には、ガラス被覆の熱電対（K型、素線径0.3mm）を用いて温度測定を以下のとおり行った。

階段部の温度は、R点に鉛直方向に10点、階段内の天井部では、階段内部の一段目の天井面の10mm下側のH点に取り付け、測定した。また水平天井の右端から15mm離れたF点、J点において、天井面へ上昇する熱気流温度を測定した。

コンコース階の温度は、N点、O点に、鉛直方向に熱電対（K型、シース径0.5mm）を10点設置し、測定した。

### 2.3 熱気流風速分布の観察

プラットホーム階の階段出入り口の天井付近は、高温になることが予想されたため風速計を設置しなかった。プラットホーム階から階段内への熱気流の状況は、点火後16分から階段出入り口において発煙機により煙を発生させ、目視観測により行った。

### 2.4 実験条件

防煙たれ壁による煙阻止効果を把握するための一連の実験条件を表1に示す。実験パラメータとして自然換気時、機械排煙時の2種類および防煙たれ壁なしと防煙たれ壁高さ0.1m、0.2mの3種類、計6種類の実験を行った。

表 1 防煙たれ壁による煙阻止の実験条件および熱気流阻止判定

[点火後15分、（）内は実大換算値]

実験記号	換気条件
排煙量
(m³/s)	発熱速度
(kW)	防煙たれ壁高さ
(m)	熱気流到達時間(sec)	熱気流阻止の可否	外気温度
(℃)
H点	R点	N点	O点
N3-0.0	自然換気
0.0
(0.0)	53.9(3010)	0.0(なし)	8	11	17	26	×	13
N3-0.1	52.5(2930)	0.1(0.5)	13	17	56	76	×	15
N3-0.2	54.0(3020)	0.2(1.0)	455	464	524	547	×	14
M3-0.0	機械排煙
0.085
(4.75)	53.5(2990)	0.0(なし)	7	8	14	21	×	13
M3-0.1	53.9(3010)	0.1(0.5)	14	19	55	78	×	16
M3-0.2	54.1(3020)	0.2(1.0)	>900	>900	>900	>900	○	11
### 3. 実験結果と考察

### 3.1 プラットホーム階の熱気流温度

#### 3.1.1 自然换気時

自然換気時のプラットホーム階D点の天井下0.02mの熱気流温度の経時変化を図2(1)に示す。D点の温度は、点火と同時に急激に上昇し、点火後5～15分の平均で約130～150K上昇した。防煙たれ壁の高さによる天井下の温度の違いはほとんど見られなかった。

自然換気時のプラットホーム階D点における点火後15分の垂直温度分布を実線で図3(1)に示す。温度分布から、D点の熱気流の厚みは約0.1～0.2mであった。熱気流の厚みは、防煙たれ壁高さが高くなるにしたがい厚くなった。D点で床から0.2mまでの平均温度は、点火後15分で約12K上昇した。これは、火源近傍で暖められた熱気流が階段の出入り口に向かって流れたためである。

自然換気時のプラットホーム階E点における点火後15分の垂直温度分布を実線で図3(2)に示す。温度分布から、E点の熱気流の厚みは約0.15～0.25mとなり、D点より少し厚くなった。これは、D点において熱気流が防煙たれ壁点火後16分にE点の熱気流の状況を発煙機により観察した結果、上部、下部層ともに煙がほぼ同じ速度で階段内に流れ、コンコース階の開口部から外へ流出していることが確認された。

によってせき止められるためである。E点での下部の温度もD点と同じ様に上昇した。E点の床から0.2 mまでの平均温度は点火後15分で防煙たれ壁なし、高さ0.1mで約12K、高さ0.2mで約8K上昇した。

(1) 自然换気時

#### 3.1.2 機械排煙時

機械排煙時のプラットホーム階D点の天井下0.2mの熱気流温度の経時変化を図2(2)に示す。D点の温度は、点火と同時に急激に上昇し、点火後5～15分の平均で約115～135K上昇した。機械排煙時の温度は、自然排煙時に比べて平均で約15K低かった。これは、プラットホーム階天井の排煙口から熱気流を排気したためである。

機械排煙時のD点における点火後15分の垂直温度分布を点線で図3(1)に示す。温度分布から、熱気流の厚みは約0.10～0.15mで、たれ壁高さ0.2mでは熱気流の排気により約0.05m薄くなったが、全体に自然換気時と比較し大きな差はなかった。これは、プラットホーム階天井下の熱気流

(2) 機械排煙時

図２ プラットホーム階D点天井下の熱気流温度の経時変化

(1) D 点

(2) E 点

図3 プラットホーム階の点火後15分の垂直温度分布
(1) 自然換気時 防煙たれ壁なし

(4) 機械排煙時 防煙たれ壁なし

(2) 自然換気時 防煙たれ壁高さ 0.1m

(5) 機械排煙時 防煙たれ壁高さ 0.1m

(3) 自然換気時 防煙たれ壁高さ 0.2m

(6) 機械排煙時 防煙たれ壁高さ 0.2m

図４ 階段およびコンコース階の天井下熱気流温度の経時変化
の厚みが薄いために、下部の空気をも吸い込んでしまい、効率よく熱気流を排気できなかったためと考えられる。

機械排煙時のE点における点火後15分の垂直温度分布を点線で図3(2)に示す。温度分布から、熱気流の厚みは約0.1～0.2mで自然換気時に比べ約0.05m薄くなった。

E点で床から0.2mまでの平均温度は、防煙たれ壁なし、高さ0.1mで約8K、高さ0.2mで約5K上昇した。

点火後16分にE点での熱気流の状況を発煙機により観察したところ、防煙たれ壁なし、高さ0.1mでは自然換気時と同様に階段内に煙が流入し、コンコース階の開口部から外へ流出した。防煙たれ壁高さ0.2mでは、階段内に煙が流入していないことが観察された。

### 3.2 防煙たれ壁による上階への熱気流阻止の可否

#### 3.2.1 自然换気時

防煙たれ壁なしの場合の熱気流温度の経時変化を図4(1)に示す。R点、N点、O点の温度は、天井下0.02mの位置の温度である。点火後からH点、R点、N点、O点の順で温度が上昇した。H点の温度は点火後8秒から、O点の温度は点火後26秒から上昇した。

各点で熱気流温度が上昇する点火後の時間は、熱気流が到達するまでの時間を示し、5秒間に0.5K以上の温度上昇の開始時間から求めた。

防煙たれ壁高さ0.1mの場合の熱気流温度の経時変化を

図 5 階段内R点の点火後15分の垂直温度分布

図6 コンコース階N点の点火後15分の垂直温度分布

図4(2)に示す。H点の温度は、点火後13秒から上昇した。O点の温度は、点火後76秒から上昇し、防煙たれ壁なしと比べて50秒遅かった。

防煙たれ壁高さ0.2mの場合の熱気流温度の経時変化を図4(3)に示す。H点の熱気流温度は点火後455秒から、O点の温度は点火後547秒から上昇した。O点への熱気流到達時間は、防煙たれ壁高さ0.1mの時より471秒遅かった。

H点の温度は、点火後455秒で熱気流が到達していないのに約3K上昇している。これは、プラットホームの階段内の天井部の空気がプラットホーム階の天井、防煙たれ壁等からの熱伝導、火炎からの放射熱によって加熱されたためと考えられる。

点火後15分の点火0点の温度は、防煙たれ壁なし、高さ0.1m、高さ0.2m、でそれぞれ約18K、約14K、約7Kとなり、防煙たれ壁が高くなるに従い温度は低くなった。これは、防煙たれ壁が高くなるほどその下側を通って階段内への流入量が少なくなるためと考えられる。

#### 3.2.2 機械排煙時

防煙たれ壁なしの場合の熱気流温度の経時変化を図4(4)に示す。H点の温度は点火後7秒から、O点の温度は点火後21秒から上昇した。

防煙たれ壁高さ0.1mの場合の熱気流温度の経時変化を図4(5)に示す。H点の温度は、点火後14秒から上昇した。O点の温度は、点火後78秒から上昇した。O点への到達時間は、防煙たれ壁なしと比べて57秒遅かった。

防煙たれ壁なし、高さ0.1mの場合は、機械排煙を行っても自然換気時と比べ上階への熱気流の到達時間が約2秒遅れるだけで大きな違いはなかった。むしろ、防煙たれ壁の有無による違いの方が大きかった。

図4(6)に示した防煙たれ壁高さ0.2mの場合の温度の経時変化では、熱気流が点火後15分で、H点、O点に到達しなかった。

自然換気時、機械排煙時で防煙たれ壁の高さを変えた時の点火後15分におけるプラットホーム階から階段内への熱気流阻止の可否を○×印で表1に示した。またH点、R点、N点、O点への熱気流の到達時間もあわせて表1に示した。

### 3.3 プラットホーム階より上階の垂直温度分布

#### 3.3.1 階段内R点の垂直温度分布

自然換気時の階段内R点の点火後15分での垂直温度分布を実線で図5に示す。防煙たれ壁なし、高さ0.1mでは、垂直温度分布はほぼ2層の温度分布となった。熱気流の温度変化が大きくなる上部・下部の境を床上0.1mの高さとした。上部熱気流の厚みは約0.4mとなり、下部の温度は約12～15K上昇した。これは、プラットホーム階E点下部で約12K上昇した熱気流が上階にまで流入したことによると考えられる。

防煙たれ壁高さ0.2mの垂直温度分布は、上下部でほぼ
一様な温度分布を示した。これは、プラットホーム階から防煙たれ壁の下側を通って上昇する熱気流の温度が防煙たれ壁なし、高さ0.1mの場合より低く、また上階への流入量も少ないためと考えられる。

機械排煙時のR点の点火後15分での垂直温度分布を点線で図5に示す。防煙たれ壁なし、高さ0.1mでは、上下部の温度は、機械排煙により自然換気時と比較して約2～8K低くなった。防煙たれ壁高さ0.2mでは、上下部で温度は、ほとんど上昇しなかった。

#### 3.3.2 コンコース階N点の垂直温度分布

自然換気時のコンコース階N点の点火後15分での垂直温度分布を図6に実線で示す。防煙たれ壁なし、高さ0.1mのN点の垂直温度分布は、R点と同じような傾向を示したが、N点では下部の温度が少し上昇しより一様な分布に近くなった。防煙たれ壁高さ0.2mではほぼ一様な温度分布になった。

機械排煙時のコンコース階N点の点火後15分での垂直温度分布を、図6に点線で示す。防煙たれ壁なし、高さ0.1mでは、機械排煙により自然換気時と比べて上下部の熱気流温度は約4～6K低くなった。防煙たれ壁高さ0.2mでは、上下部で熱気流温度はほとんど上昇しなかった。

### 4. まとめ

階段の防煙たれ壁による上階への煙阻止に関して、1/5縮尺の地下駅構内模型を用いて、発熱速度54KW(実大3MW相当)で防煙たれ壁高さを変えて火災実験を行い、次のことがわかった。

（1）自然換気時のプラットホーム階天井下の熱気流の厚みは、0.1～0.25m（実大0.5～1.25m相当）となり、防煙たれ壁高さ0.1m、0.2m（実大0.5m、1.0m）では、階段内への煙の流れを阻止できなかった。

（２）機械排煙時のプラットホーム階天井下の熱気流の厚みは、0.1～0.2m（実大0.5～1.0m相当）となり、自然換気時と比べ若干薄くなった。防煙たれ壁高さ0.1m（実大0.5m）では、階段内への煙の流れを阻止できなかったが、高さ0.2m（実大1.0m）では阻止できた。

今回の実験結果から、発熱速度が小さく、火災の初期の段階では、高さ0.5mの防煙たれ壁は上階への煙阻止に関して有効と考えられる。しかし、発熱速度が3MW以上の場合、防煙たれ壁の高さが0.5mでは上階への煙の阻止はできない。そのため防煙たれ壁高さ0.5mでは、煙阻止効果がある発熱速度の限界を把握することが重要であり、今後、発熱速度と必要な防煙たれ壁高さの関係について検討する必要がある。

## 参考文献

1）大邱広域市消防本部：大邱地下鉄関連資料，2003年7月

2）小川修平、松下敬幸、松本衛：廊下の垂れ壁の防煙効果に関する研究 — 模型実験 —、日本建築学会大会学術講演梗概集，3080, pp.159-160, (1995.8)

3）地下鉄道の火災対策の基準の取り扱いについて(昭和50年2月14日付け鉄士第9号)

4 ) J.G.Quintiere: “Scaling Applications in Fire Research”, International Symposium on Scale Modeling in Tokyo, July, 1988
# Experimental Study on Prevention of Upward Smoke through Stairs in case of Underground Station Fire Part 1 Effect of Soffit Installed to the Stair

(Abstract)

Sanae Matsushima and Yuichi Watanabe

(Accepted November 14, 2005)

Using a 1/5 scale model of underground island type station with three stories, smoke movement and exhaust experiments were carried out. The fire floor was the platform floor of the third basement. The effect to prevent ascending smoke by the soffit which was installed to the stair of the platform floor was examined and followings were found.

(1) The thickness of the thermal air current under the ceiling of platform floor in natural ventilation became 0.1~0.25m (in the full scale corresponds to 0.5~1.25m). In the soffit height of 0.1m and 0.2m, the inflow of the smoke to the stair was not prevented.

(2) The thickness of the thermal air current under the ceiling of platform floor under the condition of mechanical ventilation was 0.1~0.2m (in the full scale corresponds to 0.5~1m). In comparison with the natural ventilation case, it thinned a little. In the soffit height of 0.1m (in the full scale corresponds to 0.5m), the soffit did not stop the inflow of the smoke to the stair. However the soffit height of 0.2m (in the full scale corresponds to 1m) stopped the inflow to the stair.
技術報告

# 地下鉄火災における駅構内の上階への煙阻止に関する実験研究 その２　階段下降流による遮煙効果

渡部 勇市、松島 早苗

(平成17年11月14日受理)

### 1. はじめに

韓国大邱市の地下鉄中央路駅火災事例 $ ^{1)} $ のように、地下駅構内の火災規模が大きくなった場合の安全な避難および消防活動のための煙制御方法は、まだ十分に確立されていない。そのため、地下駅構内では、階段から煙を上階に上昇させず、容易に避難が可能な防煙区画を形成する煙制御の研究が必要である。

前報 $ ^{2)} $ では、プラットホーム階段出入口に設置した防煙たれ壁による上階への煙阻止効果について報告した。その結果、発熱速度によっては高さ0.5mの防煙たれ壁では、上階への煙阻止効果が十分発揮できない場合もあることが分かった。しかし、0.5mより高い防煙たれ壁を設置することは防煙たれ壁下端の高さが床面より2m以下となり避難の障害となる恐れがある。

避難の障害とならない上階への煙の上昇阻止として防煙たれ壁以外に階段下降流による遮煙の方法がある。本研究では、階段下降流による上階への遮煙について調べたものである。一般建物の加圧防排煙による遮煙効果については、従来、多く研究されているが $ ^{3)} $ 、地下鉄駅構内のような深く、特殊な天井での階段下降流による上階への遮煙効果についての研究は少ない $ ^{4,5)} $ 。

プラットホームの階段下降流の発生方法は、コンコース階からの加圧給気、トンネル中間換気所からの排煙による方法がある。また、これらにプラットホーム階の機械排煙を組み合わせることもある。本研究では、階段下降流による遮煙効果について調べるため、地下3階の1/5縮尺の地下駅構内部分模型を用いてコンコース加圧給気により階段下降流を発生させ、プラットホームを出火階とした場合の階段の遮煙実験を行った。今回の模型実験

図１　１／５縮尺の地下駅構内模型の概要図及び測定位置
は限定された発熱速度、火源の設置位置であるが、階段下降流による上階への遮煙効果について幾つかの知見が得られたので報告する。

### 2. 実験方法

### 2.1 実験模型

#### 2.1.1 本体

階段下降流による上階への遮煙効果の実験は、前報1 $ ^{1)} $ に示す地下駅構内模型を使用した。地下駅構内模型の概要図を図1に示す。地下駅構内模型は、駅構内の両端部を短くしたプラットホーム階、コンコース階、階段部を含む3階層にわたる部分模型である。階段部は、図1に示すように水平二段天井であり、都営地下駅構内に多く採用されている形式である。地下鉄駅構内階段には、管状のものもあるが、今回は水平二段天井の階段について実験を行った。

模型の外壁部は、1.2mmの亜鉛鋼板とした。プラットホーム階の天井には、厚さ10mmの断熱材を貼った。それ以外の外壁部は、特別に断熱は行わなかった。

図1に示すようにプラットホーム階の両端に斜線で示した開口部OP1、OP2の2箇所を設けた。またコンコース階の片側の側面に、開口部OP3を設けた。階段下降流の実験は、開口部OP1、OP2を開放して行った。

#### 2.1.2 コンコース加圧給気による階段下降流

コンコース階の図1に示す②から給気し階段下降流を発生させた。②の給気量の全てが下降流となるようコンコース階のOP3を閉鎖し実験を行った。給気ダクトに設置したオリフィスにより下降流の流量を測定した。以後この加圧防排煙をコンコース加圧給気と表記する。

#### 2.1.3 防煙たれ壁

プラットホームの階段出入り口E点には、高さ0.1m（実際のスケールでは0.5mに相当）の防煙たれ壁を設置できるようにした。

#### 2.1.4 火源

プラットホーム階の床中央に直径0.35m、高さ0.05mのガスバーナーを図1に示すように設置した。燃料として都市ガス13Aを使用した。本実験では、車両火災の火源をガスバーナー火源に置き換えて実験を行った。発熱速度は、初期避難を想定し、1車両が燃焼したことにした。1車両の燃焼速度は、実大スケールで3MW相当（フルー

表 1 階段下降流の実験条件および熱気流阻止の判定

[点火後15分、（）は実大換算値]

実験記号	E点での階段下降流の平均風速m/s	発熱速度kW	E点のたれ壁の高さm	F点での熱気流阻止の可否	J点での熱気流阻止の可否	D点でのたれ壁下の高温層の平均上昇温度K	D点でのたれ壁下の高温層厚みm	臨界風速の(1)式による計算値m/s	外気温度℃
N3-0-0	0(0)	53.9(3010)	×	×	13
P3-0-0.4	0.40(0.89)	54.5(3050)	無し	×	○	8
P3-0-0.5	0.50(1.12)	54.4(3040)	0.0(0.0)	○	○	46	0.10(0.50)	0.34(0.76)	9
P3-0-0.6	0.60(1.34)	54.4(3040)	○	○	11
N3-0.1-0	0(0)	52.5(2930)	×	×	15
P3-0.1-0.2	0.20(0.45)	53.8(3010)	在り	×	○	14
P3-0.1-0.3	0.30(0.67)	53.9(3010)	0.1(0.5)	×	○	28	0.07(0.35)	0.23(0.51)	15
P3-0.1-0.4	0.40(0.89)	54.2(3030)	○	○	11

(1) D 点

(2) E 点

図2 プラットホーム階の防煙たれ壁無しの垂直温度分布（点火後15分）
ド相似則 $ ^{6)} $ が成り立つとして54 kWに設定した。

発熱速度は、都市ガスの消費量を積算流量計で計測し、都市ガスが完全燃焼するものとして算定し表1に示した。発熱速度は一定とし、燃焼時間は16分間とした。

### 2.2 熱気流温度の測定

熱気流温度の測定位置を図1に示す。プラットホーム階の温度はD点、E点にシース型の熱電対（K型、シース径0.5mm）を鉛直方向に10点設置し、測定した。その他の箇所には、ガラス被覆の熱電対（K型、素線径0.3mm）を用いて温度測定を以下のとおり行った。

階段部の温度は、R点に鉛直方向に10点設置し、測定した。また、水平天井の右端から15mm離れたF点、J点の温度を測定し、上階への熱気流阻止の判定を行った。

コンコース階の温度は、N点、O点に、鉛直方向に熱電対（K型、シース径0.5mm）を10点設置し、測定した。

### 2.3 プラットホーム階段での風速分布測定

風速の測定位置を図1に示す。プラットホームの階段出入り口E点に熱線風速計のセンサー（無指向性、直径2.5mm球形タイプ）を鉛直方向に8点設置し、測定した。

### 2.4 実験条件

実験条件を表1に示す。コンコース加圧給気の場合には、プラットホーム階の機械排煙を停止した状態で遮煙実験を行った。プラットホームの階段出入口に高さ0.1m（実大0.5m相当）の防煙たれ壁が在る場合と無い場合の2種類の実験を行った。プラットホームの階段出入口における下降流の平均風速（総風量/出入口断面積）が表1に示すように約0.2、0.3、0.4、0.5、0.6m/sとなるよう加圧送風機を調整した。表1のカッコ内の値は、フルード相似則 $ ^{[6]} $ による実大規模での換算値である。

なお、前報1 $ ^{2)} $ で行った自然換気時の実験データを階段下降流時との比較のために各図に付加した。

(1) D 点

### 3. 実験結果と考察

### 3.1 プラットホーム階の熱気流の垂直温度分布と経時変化

#### 3.1.1 防煙たれ壁が無い場合

防煙たれ壁の無いプラットホーム階のD、E点の垂直温度分布を図2(1)、(2)に示す。D点の垂直温度分布は、階段下降流の平均風速によってほとんど変わらず、自然換気時N3-0-0ともほぼ同じであった。防煙たれ壁設置場所E点の垂直温度分布を見ると、階段下降流の平均風速が強くなるにしたがい熱気流の厚みが薄くなったことが示されている。これは、防煙たれ壁の無い場合のE点では、階段下降

(2) E 点

図3 プラットホーム階の防煙たれ壁在りの垂直温度分布（点火後15分）

(1) 防煙たれ壁無し

(2) 防煙たれ壁在り

図４ プラットホーム階のD点での熱気流温度の経時変化
流が熱気流の下部に沿って流れたためと考えられる。

D、E点の高温層の温度は、天井面より低くなるにしたがい低下した。プラットホーム階では、プラットホーム階の天井面より高い軌道部の天井へ熱気流が流れ込むため、プラットホーム階の天井下の熱気流厚みは、比較的薄くなったと考えられる。特に、熱気流の厚みが薄かったため階段下降流の流入により、プラットホーム階の熱気流が乱されることは少なかった。

防煙たれ壁の無いプラットホーム階D点における天井下の温度の経時変化を図4(1)に示す。天井下の温度は、点火と同時に急激に上昇し、その後、時間経過と共に徐々に上昇した。階段下降流時の天井下の温度は、自然換気（N3-0-0）に比べ低くなった。これは、階段下降流が熱気流をコンコース側に押し出しているためと考えられる。

#### 3.1.2 防煙たれ壁が在る場合

防煙たれ壁の在るプラットホーム階のD、E点の垂直温度分布を図3(1)、(2)に示す。D点の垂直温度分布は、階段下降流時の方が自然換気時に比べ天井下の熱気流が厚くなった。これは、階段下降流が、0.1mの防煙たれ壁下端の熱気流をコンコース側に流すためと考えられる。遮煙に関係するE点の防煙たれ壁下端より下方の熱気流厚みは非常に薄くなった。

E点の垂直温度分布を見ると、防煙たれ壁が在るため熱気流がせき止められ、約90K以上の高温層高さが約0.1mに保たれている。

防煙たれ壁の在るプラットホーム階D点における天井下の温度の経時変化を図4(2)に示す。階段下降流時の温度は、自然換気時（N3-0.1-0）とほぼ同じであった。これは、防煙たれ壁のため熱気流がせき止められるとともに、階段下降流の影響をほとんど受けなかったためと考えられる。

### 3.2 プラットホーム階段での遮煙効果

#### 3.2.1 防煙たれ壁無しの場合の階段内への熱気流阻止の可否

(1) 階段F点

階段の一段目天井への熱気流の遮煙効果の有無を階段狭窄部F点の温度で判定した。階段の二段目天井への熱気流の遮煙効果の有無を階段狭窄部J点の温度で判定した。

防煙たれ壁なしの階段内F点の温度の経時変化を図5(1)に示す。階段下降流の平均風速0.50、0.60m/sでは、点火後15分のF点の温度は3K以下の上昇であった。この3Kの温度上昇は、プラットホーム階から流入した熱気流によるものでなく、火炎からの放射熱およびプラットホーム階天井等から熱伝導により加熱された階段の天井による影響と考えられる。よって、この平均風速では、遮煙効果があったと判断できる。しかし、平均風速0.40m/sでは、

(2) 階段 J 点

図５ 防煙たれ壁が無い場合の階段内F、J点の熱気流温度の経時変化

(1) 階段F点

(2) 階段 J 点

図6 防煙たれ壁が在る場合の階段内F，J点の熱気流温度の経時変化
F点の温度は3K以上の上昇となり、遮煙効果はなかった。なお、自然換気時では、F点の温度は最大約60Kの温度上昇であるので、階段下降流による遮煙の効果は非常に大きいことが分かる。

階段内J点の温度の経時変化を図5(2)に示す。階段下降流の平均風速0.40、0.50、0.60m/sでは、J点の温度は2K以下の上昇であり、遮煙効果があった。

#### 3.2.2 防煙たれ壁在りの場合の階段内への熱気流阻止の可否

防煙たれ壁在りの階段内F点における温度の経時変化を図6(1)に示す。階段下降流の平均風速0.40m/sでは、3K以下の温度上昇であり、遮煙効果はあった。しかし、平均風速0.20、0.30m/sでは、F点の温度は3K以上上昇しており遮煙効果はなかった。防煙たれ壁が在る場合の方が無い場合に比べ弱い平均風速の階段下降流で遮煙できることが分かった。防煙たれ壁を付けることによって、加圧総風量は防煙たれ壁による断面積比の減少以上に少ない総風量で遮煙が可能である。なお、自然換気時では、F点の温度は最大約60Kの温度上昇であるので、階段下降流による遮煙の効果は非常に大きいことが分かる。

階段内J点の温度の経時変化を図6(2)に示す。平均風速0.20、0.30、0.40m/sでは、J点の温度は防煙たれ壁無しの場合と同様な傾向を示し、遮煙効果があった。

水平二段天井では、一段目天井に流入した熱気流の上昇過程による空気の巻き込みとコンコース階からの給気により、温度が低下し二段目天井における階段内のJ点の狭窄部で遮煙しやすくなったと考えられる。

### 3.3 プラットホーム階より上階の垂直温度分布

#### 3.3.1 階段内R点の垂直温度分布

防煙たれ壁無しの一段目天井のR点での垂直温度分布を図7(1)に示す。コンコース加圧給気での垂直温度分布は、コンコース階N地点とほぼ同じ温度であり、温度は上下部でほとんど上昇しなかった。

階段下降流時の温度は、自然換気時N3-0-0に比べ非常に低くなっておりは、遮煙の効果が大きいことが分かる。防煙たれ壁在りの一段目天井のR点での垂直温度分布を図7(2)に示す。F点で遮煙できなかった平均風速0.2m/sを除き、温度は上下部でほとんど上昇しなかった。

#### 3.3.2 コンコース階N点の垂直温度分布

コンコース階の階段出入り口N点の垂直温度分布を図8(1)、(2)に示す。防煙たれ壁無し、在り共に上下部で上昇温度は約1K以下であり、プラットホーム階の熱気流は、いずれの階段下降流の平均風速でもコンコース階に流入しなかった。

(1) 防煙たれ壁無し

(2) 防煙たれ壁在り

図 7 階段内R点での垂直温度分布（点火後15分）

(1) 防煙たれ壁無し

(2) 防煙たれ壁在り

図8 コンコース階N点での垂直温度分布（点火後15分）