Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
階段下降流時の温度は、自然換気時N3-0-0、N3-0.1-0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。

### 3.4 階段出入り口E点での階段下降流の風速分布

遮煙部である階段出入り口E点での階段下降流の風速分布は、遮煙効果に影響を与えると考えられる。

防煙たれ壁の無い場合の階段出入口E点での風速分布を図9(1)に示す。風速は、床面から高くなるにしたがい弱くなった。これは、30度の角度で傾斜している階段に沿って下降流が流れているためと考えられる。

防煙たれ壁の在る場合の階段出入口E点での風速分布を図9(2)に示す。防煙たれ壁が在るため天井下0.1m以内では風速を測定していない。風速は、防煙たれ壁の無い場合と同じように床から高くなるにしたがい弱くなる傾向を示した。

### 4. 階段下降流の臨界風速の計算

プラットホーム階D点の温度、厚みから遮煙の臨界風速を計算する。D点の熱気流の垂直温度分布（図2，3）は、天井から下方に向かって低下しているが、本計算では表1のP3-0-0.5、P3-0.1-0.3に示す高温層の熱気流平均温度を使用し、臨界風速Vcを二層ゾーンモデルの(1)式 $ ^{7} $ により計算した。

$$ V_{c}=\alpha\sqrt{\frac{2g\Delta\rho_{s}d}{\rho_{a}}}\left(1-\frac{d}{3H}\right) $$

ただし、α：流量係数、ρa：外気温密度、ρs：高温層密度、d：防煙たれ壁下の熱気流厚み、H：防煙たれ壁の床からの高さ、g：重力加速度

その結果、防煙たれ壁無し、在りのそれぞれの場合、臨界風速の計算結果は表1に示すように実験結果より約2～3割小さい値となった。これは階段下降流が階段に沿って流れているため、図9に示すように、防煙たれ壁下の垂直風速分布は一様でなく、上部になるほど弱い風

(1) 防煙たれ壁無し

速となったためである。また、プラットホーム階D点の熱気流温度は、図2、3に垂直分布で示すように、一定でなく上部になるほど高くなったためと考えられる。

### 5. まとめ

1/5縮尺の地下鉄部分模型を用いて階段下降流による遮煙実験を行った。プラットホームの階段は、二階層の水平二段天井とした。火源は、プラットホーム上にガスバーナーを設置し、発熱速度54kW（実大3MW相当）とした。地下鉄模型内の熱気流温度を基に階段下降流による遮煙効果について調べた結果、次のようなことが分かった。

1）階段内が水平二段天井の場合、天井一段目、天井二段目の2箇所の狭窄部で階段下降流により遮煙されるので遮煙効果が大きく、コンコース加圧給気の階段下降流による遮煙効果は非常に有効であった。階段下降流による遮煙効果は、階段に防煙たれ壁を設置した方がさらに有効となる。

2）プラットホーム階の熱気流は、プラットホーム天井より高い軌道部天井へ流れ込むため、プラットホーム天井下の熱気流厚みは比較的薄かった。階段下降流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。

3）防煙たれ壁下での下降流による風速分布は、一様とならず、階段に沿って流れるため、上部になるほど弱くなった。そのため、二層ゾーンモデルにより計算した臨界風速は、実験結果より小さい値となった。正確な臨界風速の計算には、風速分布、温度分布を考慮する必要がある。

今回の模型実験は、限定された発熱速度、プラットホーム上における火源の設置位置での階段下降流による上階への煙阻止効果についての結果である。今後は、種々の発熱速度および車両に設置した火源による上階への煙阻止効果について調べ、数値シミュレーション等により階段下降流の性能評価ができるようにする必要があろう。

(2) 防煙たれ壁在り

図9 プラットホーム階段E点での垂直風速分布（点火前の送風時）
## 参考文献

1）大邱広域市消防本部：大邱地下鉄火災関連資料、2003年7月

2）松島早苗、渡部勇市：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階段に設置した防煙たれ壁の場合、消防研究所報告、No.100、pp.164-170（2006）

3）渡部勇市、松島早苗、山田常圭：中型火災室模型を用いた加圧防排煙に関する実験研究(3)発熱速度から求める火災室の出入り口での臨界風速の簡易予測式、日本火災学会論文集、Vol.52,No.2,pp.27-pp.36（2002）

4) K.H.Yang: Smoke Management and Egress Design Analysis of an Underground Railway Station, J. Applied Fire Science, pp. 153-pp. 171 (1999)

5）渡部勇市：地下鉄火災における駅構内の煙流動シミュレーションに関する報告書　一韓国大邱市の中央路駅の場合一、消防研究所研究資料66号（2005）

6) J.G.Quintiere:Scaling Application in Fire Research,International Symposium on Scale Modeling in Tokyo,July (1988)

7）田中哮義：建築火災安全工学入門、日本建築センター、pp.263-pp.264（2003）
# 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

(Abstract)

Yuichi Watanabe and Sanae Matsushima

(Accepted November 14, 2005)

A series of fire tests are carried out using a 1/5 reduced partial station model having 3 floors. A gas burner was set flash on the platform, and the heat release rate was arranged to be 54kW(full scale 3MW).

As the result, smoke spread to the upper floor through a stair was well prevented by downward flow very effectively. If the soffit was installed at the exit of stair on platform level, further effect of the prevention will be expected.
技術報告

# RDF(ゴミ固形化燃料)の熱分解特性に関する一資料

鈴木健

(平成17年11月16日受理)

三重ゴミ固形燃料発電所のRDF貯蔵槽で平成15年に事故が発生した後、消防研究所ではRDFについて調査を行った。調査の一部として、RDFの物性と熱分解特性に関する分析を行った。今後の研究の資料とするために、分析結果について報告する。さらに、過去の研究と簡単な比較を行った。

### 1. まえがき

三重ゴミ固形燃料発電所のRDF貯蔵槽で平成15年8月14日に作業員4名が負傷する事故が発生した。8月19日には貯蔵槽が爆発する事故が発生し、消防隊員2名が死亡、作業員1名が負傷した $ ^{1)} $ 。この事故の後、関係した機関によりRDFについて調査が行われてきた。消防研究所でも調査を行い、その結果の一部として、RDFの加熱実験 $ ^{2)} $ 、RDFの消火実験 $ ^{3)} $ 、熱発火の理論計算 $ ^{46)} $ についてすでに報告した。実験、計算を行うだけでなく、RDFの物性と熱分解特性に関する分析を行った。今後の研究の資料とするために、分析結果について報告する。

RDFはもともと燃料として使用されることが想定されており、ガス化溶融炉内で熱分解させ、ガスのかたちで燃焼させることも考えられていた $ ^{7-10} $ 。そのため、事故発生以前からも熱分解については調べられていた $ ^{7-10} $ 。その結果も併せて紹介する。

### 2. 消防研究所でおこなわれた分析

### 2.1 試料

三重県内で製造されたRDFを試料として使用した。試料の一覧を表1に示す。試料Aは、事故の発生した貯蔵槽から取り出したものであるので、製造された場所は不明である。その他の試料は製造された場所で2003年から2005年に

表 1 试料

Sample	Origin
A	Taken from the silo
B	Manufactured in Minamimuro
C	Manufactured in Isenagashima
D	Manufactured in Kuwana
E	Manufactured in Ueno
F	Manufactured in Ueno

採取されたものである。

### 2.2 分析項目

分析項目および測定法を表2.1に示す。項目1から15については、過去の文献を参考にしながら燃料の分析項目として一般的なものを選んだ。熱発火に関する解析を行うために必要となるので、項目16から18の分析を行った。熱分析の結果を基に、小沢法 $ ^{[11]} $ により活性化工ネルギーを求めた。平成15年9月に福岡県大牟田リサイクル発電所で火災が発生した際にはRDF貯蔵サイロに窒素を注入した。平成15年10月に石川県石川北部RDFセンターのRDF貯蔵サイロで異常な温度上昇が確認された際には、温度上昇を止めるために窒素が注入された $ ^{[1]} $ 。低酸素濃度下での燃焼抑制、熱発火について検討するための資料とするために、試料Dについては、酸素濃度が5％と10％の場合の活性化工ネルギーも求めた。RDFがいわゆる「くすぶり」状態になった際に

図 1 TG曲線(昇溫速度：10℃/min)
どのような気体が発生するかを考えるための情報を得るために、熱分解時に発生する気体の分析を熱分解ガスクロマトグラフ/質量分析装置で行った。分析の条件を表2.2に示す。試料6mgをパイロライザーに設置し、発生気体分析(EGA)法 $ ^{12} $ により、試料の昇温時における発生ガス量の変化を確認した。その結果から、試料の加熱温度を所定の温度（385℃、550℃）に設定した。試料0.4から0.6mgをパイロライザーに設置し、加熱した。発生したガスをガスクロマトグラフ/質量分析装置に導入し、分析した。熱分解時に発生する気体の分析は、試料A、試料B、試料Cについて行った。

なお、分析は(株)東レテクノに依頼した。

### 2.3 主要な分析結果

項目1から16の結果を表3.1に示す。TG曲線の代表例として、温度上昇速度10℃/minにおける試料BのTG曲線を図1に示す。TGの結果を見ると、各試料ともほぼ4段階

表2.1 分析项目

Properties	Method
1. Size	Measured by vernier calipers
Proximate analysis	2. Water	JIS M 8812
3. Ash	JIS M 8812
4. Volatile matter	JIS M 8812
5. Fixed carbon	JIS M 8812
6. Fuel ratio	Ratio of fixed carbon to volatile matter
7. Higher heating value	JIS Z 7302.2
8. Lower heating value	JIS Z 7302.2
Ultimate analysis	9. C	CHN coder method
10. H	CHN coder method
11. N	CHN coder method
12. S	JIS M 8813
13. Cl	JIS Z 7302.6
14. Ca	JIS K0102 ICP emission spectrometry
15. Ignition temperature	Beginning of temperature rise by DTA Beginning of temperature rise by DSC
16. Thermal analysis	TG
17. Thermal conductivity	Needle probe method
Laser flash method
18. Specific heat	Needle probe method
Laser flash method
19. Gas emitted in pyrolysis	Py-GC/MS

表2.2 熱分解ガスクロマトグラフ/質量分析の条件

Gas chromatograph	6890 Series (Hewlett Packard)
Column	Equity-5 (Col: 18766-02A)
30 m x 0.32 mm, F.T. 0.25 $ \mu $ m
Pyrolyzer	Double-shot pyrolyzer PY-2020D (Frontier Lab)
Pyrolyzer temp.	385, 550 $ {}^{\circ} $ C
Atmosphere	Nitrogen
Injection	Port A
Injection temp. 300 $ {}^{\circ} $ C
Column oven temp.	-10 $ {}^{\circ} $ C (5 min) $ \rightarrow $ 320 $ {}^{\circ} $ C (10 min) / 10 $ {}^{\circ} $ C/min
Mass spectrometer	JMS-AMSUN200 (JEOL)
Ionization/polarity	EI+
Ionization voltage	70 eV
Ion source temp.	220 $ {}^{\circ} $ C
Interface temp.	240 $ {}^{\circ} $ C
Applied voltage	10 kV
Scan range	m/z 10-400
Cycle time	200 ms
表3.1 分析结果

Sample A	Sample B	Sample C
1. diameter (mm) length (mm)	17.04	15.24	15.09
38.34	35.66	34.06
2. (%)	26.8	2.9	7.3
3. (%)	12.9	11.4	11.7
4. (%)	72.6	76.3	74.7
5. (%)	14.5	12.3	13.6
6. (-)	0.20	0.16	0.18
7. (J/g)	22840	22940	21440
8. (J/g)	21220	21340	19960
9. (%)	51.8	47.6	46.2
10. (%)	7.11	7.04	6.60
11. (%)	1.11	1.12	1.30
12. (%)	0.54	0.59	0.48
13. (%)	0.80	0.90	0.53
14. (%)	2.2	2.1	2.7
15. (℃)	204a)	236a)	237a)
256b)	251b)	254b)
16.	in nitrogen at 10℃/min	in nitrogen at 10℃/min	in nitrogen at 10℃/min
Temperature (℃)	Mass loss (%)	Temperature (℃)	Mass loss (%)
RT to 150	3.0	RT to 150	2.8
RT to 400	44.9	RT to 400	54.6
RT to 550	72.8	RT to 550	72.8
RT to 800	77.5	RT to 800	77.2
RT to 1000	78.9	RT to 1000	79.3
Peak temperature by DTG (℃): 82, 354, 486, 709	Peak temperature by DTG (℃): 78, 342, 485, 670	Peak temperature by DTG (℃): 79, 334, 481, 663
in air at 10℃/min	in air at 10℃/min	in air at 10℃/min
Temperature (℃)	Mass loss (%)	Temperature (℃)	Mass loss (%)
RT to 150	3.0	RT to 150	2.8
RT to 350	50.5	RT to 350	54.3
RT to 550	87.6	RT to 550	84.7
RT to 800	90.4	RT to 800	87.0
RT to 1000	90.5	RT to 1000	86.6
Peak temperature by DTG (℃): 79, 304, 419, 677	Peak temperature by DTG (℃): 78, 302, 419, 667	Peak temperature by DTG (℃): 82, 299, 483, 680
Activation energy c): in nitrogen 149.0 kJ/mol in air 101.9 kJ/mol	Activation energy c): in nitrogen 144.4 kJ/mol in air 96.6 kJ/mol	Activation energy c): in nitrogen 103.8 kJ/mol in air 109.6 kJ/mol

RT: Room temperature

a) Beginning of temperature rise measured by DTA

b) Beginning of temperature rise measured by DSC

c) Calculated from TG results in the temperature range between 150 and 400 °C.
Sample D	Sample E	Sample F
1. diameter (mm) length (mm)	15.43	16.24	16.27
37.44	32.10	33.45
2. (%)	5.7	4.2	5.2
3. (%)	11.2	11.7	11.7
4. (%)	77.0	75.4	75.6
5. (%)	11.8	12.9	12.7
6. (-)	0.15	0.17	0.17
7. (J/g)	21500	22000	22500
8. (J/g)	20000	20500	21000
9. (%)	47.4	48.1	47.6
10. (%)	6.77	7.23	7.18
11. (%)	1.35	1.04	1.29
12. (%)	0.27	0.35	0.29
13. (%)	0.41	0.86	0.79
14. (%)	2.9	2.8	2.9
15. (℃)	261b)	258b)	261b)
16.	in nitrogen at 10℃/min	in nitrogen at 10℃/min	in nitrogen at 10℃/min
Temperature (℃)	Mass loss (%)	Temperature (℃)
RT to 150	2.5	RT to 150
RT to 400	49.2	RT to 400
RT to 550	70.6	RT to 550
RT to 800	76.0	RT to 800
RT to 1000	77.0	RT to 1000
Peak temperature by DTG (℃): 75, 346, 485, 694	Peak temperature by DTG (℃): 80, 347, 486, 670	Peak temperature by DTG (℃): 81, 342, 483, 659
in air at 10℃/min	in air at 10℃/min	in air at 10℃/min
Temperature (℃)	Mass loss (%)	Temperature (℃)
RT to 150	2.4	RT to 150
RT to 400	61.4	RT to 400
RT to 550	84.4	RT to 550
RT to 800	87.7	RT to 800
RT to 1000	88.2	RT to 1000
Peak temperature by DTG (℃): 76, 313, 461, 668	Peak temperature by DTG (℃): 83, 309, 478, 659	Peak temperature by DTG (℃): 76, 302, 480, 669
in 5% O2 / 95% N2 at 10℃/min	Activation energy c): in nitrogen 153.2 kJ/mol in air 104.1 kJ/mol	Activation energy c): in nitrogen 153.5 kJ/mol in air 115.1 kJ/mol
Temperature (℃)	Mass loss (%)
RT to 150	1.1
RT to 400	54.9
RT to 550	82.9
RT to 800	87.3
RT to 1000	87.5
Peak temperature by DTG (℃): 80, 333, 393, 475, 659
表3.2 二ードルプローブ法で測定された熱物性

Sample A	Sample B	Sample C	Sample D	Sample E	Sample F
Temperature ( $ ^\circ $ C)	25	25	25	25	25	25
Bulk density (kg/m $ ^{3} $ )	421	473	483	405	384	372
17. Thermal conductivity (W/m/K)	0.0587	0.0646	0.0578	0.0753	0.0588	0.0573
18. Specific heat (J/kg/K)	1423	1411	1410	1436	1440	1449

表3.3 レーザーフラッシュ法で測定された熱物性

Sample A	Sample B	Sample C	Sample D	Sample E	Sample F
Temperature ( $ ^{\circ} $ C)	25	25	25	25	25	25
Bulk density (kg/m $ ^{3} $ )	988	947	948	1050	1010	1020
17. Thermal conductivity (W/m/K)	0.170	0.149	0.122	0.153	0.165	0.139
18. Specific heat (J/kg/K)	1420	1410	1410	1440	1440	1450

(100℃付近、300℃付近、400～500℃、660℃付近)の加熱減量が認められた。このうち、第1段目の減量は脱水によるもの、第2から第4段目の減量は試料の熱分解によるものと考えられる。減量率が最も大きな第2段目の加熱減量に着目して小沢法による熱分解時の活性化工ネルギーの算出を行った。試料Dについては、酸素濃度を変化させながら熱分析を行った。酸素濃度が高いほど主分解である第2段目の減量率は大きく、DTGピーク温度は低くなり、熱酸化分解は速く進行した。異なった方法で測定した熱伝導率と比熱を表3.2と表3.3に示す。活性化工ネルギー、比熱、熱伝導率の測定結果は熱発火の計算に利用された4.5)。

熱分解時に発生する気体の分析結果を表3.4に示す。試料Bのクロマトグラムを図2.1、図2.2に示す。385℃で加熱した結果を見ると、いずれの試料からも脂肪酸、含酸素脂環化合物、含OCH化合物を主体とする有機化合物が顕著に検出された。保持時間10から25分の間にある小さなピークの大部分は含酸素化合物であった。これらの合計も表3.4に示した。試料Aにおける含酸素化合物は、試料Bと試料Cに比べやや多かったが、組成上大差はなかった。550℃で加熱した結果を見ると、スチレンダイマー、スチレントリマー、及び、規則的な不飽和炭化水素のピークが見られることから、試料中にポリスチレン及びポリエチレンが含まれていることがわかる。このように、多様な化合物が熱分解時に発生した気体から検出された。

### 2.4 古積らによる研究

古積らは、四日市市内の倉庫に一時貯蔵されていたRDFを採取し実験を行った $ ^{13,14} $ 。分析項目は、熱分析試験(TG-DTA)、自然発火試験(SIT)、自己発熱性試験（ワイヤーバスケット試験）、熱量計による熱量測定（C80、MS80、TAM）、蓄熱貯蔵試験（1リットル球形Dewar瓶）である。古積らは以下のことを明らかにした。①RDFは大量貯蔵等の条件によっては酸化発熱を起こす可能性がある。②RDFは水を添加すると同時に温度上昇が見られたことから、大量貯蔵中に、水が存在した場合には、発熱によって温度が上昇して発熱発火の引き金になる可能性がある。③発熱は、発酵と化学反応の両者が寄与している可能性がある。
図2.1 試料Bのクロマトグラム（分解温度：385℃）

図2.2 試料Bのクロマトグラム（分解温度：550℃）
表3.4 発生気体中の化学種の質量分率

385℃	550℃
Chemical species	RT (min:s)	Sample A	Sample B	Sample C	Sample A	Sample B	Sample C
(1) C6H12	4:05	0.00	0.00	0.00	406.53	788.18	1193.42
(2) Aliphatic cyclic compounds containing oxygen	10:45	652.42	1061.82	708.82	0.00	0.00	0.00
(3) Toluene	10:20	35.08	38.90	37.85	1086.93	645.90	1330.42
(4) C9H18	12:05	42.78	47.00	40.09	1212.53	2542.14	840.01
(5) Styrene	12:50	1622.68	604.58	1099.55	13477.12	2641.42	4448.66
(6) C10H20	14:45	0.00	0.00	0.00	304.50	610.14	918.74
(7) Compounds containing -OCH	15:00	1791.85	3139.07	3031.08	0.00	0.00	0.00
(8) C11H22	16:24	0.00	0.00	0.00	231.73	455.74	694.16
(9) CH compounds	17:15	2256.64	1097.11	1109.91	0.00	0.00	0.00
(10) Aliphatic cyclic compounds containing oxygen	17:45	522.37	688.88	619.09	0.00	0.00	0.00
(11) C6H6O3	18:10	1037.52	947.65	436.75	0.00	0.00	0.00
(12) ε-caprolactam	18:35	1798.90	644.56	542.34	269.34	0.00	0.00
(13) Compounds containing -OCH	19:20	505.88	1011.81	331.78	0.00	0.00	0.00
(14) C9H10O2	19:30	246.33	216.27	428.78	0.00	0.00	0.00
(15) Aliphatic acid	22:45	12704.72	11826.40	4866.72	0.00	0.00	0.00
(16) Compounds containing -OCH	23:35	1844.23	346.03	639.95	0.00	0.00	0.00
(17) Styrene dimer	24:40	819.27	272.05	722.13	692.81	130.62	224.28
(18) Palmitic acid	27:10	2332.67	975.11	2772.78	0.00	0.00	0.00
(19) CH compounds (mw:264)	28:45	3182.52	1322.99	2957.22	0.00	0.00	0.00
(20) Stearic acid	29:00	1004.72	298.14	895.97	0.00	0.00	0.00
(21) Styrene trimer	31:25	3609.12	1336.37	2570.92	2404.21	458.11	790.57
(22) Phthalic ester	32:10	816.76	1130.98	1702.38	0.00	0.00	0.00
Compounds containing oxygen specified from (1) to (22)	25258.36	22286.72	16976.43
others	10:00-25:00	54513.07	43217.47	36836.04
total	79771.43	65504.20	53812.47

RT: Retention time

Unit: mg/kg

mw:molecular weight

表4.1 分析結果 $ ^{15)} $

sample	powder produced by grinding RDF made from MSW higher heating value: 16.45 MJ/kg proximate analysis [wt%] moisture:8.2, ash:20.2, volatile matter:66.9, fixed carbon:4.6
method	TG, DTA
main results	in nitrogen, 10℃/min
mass loss [wt%]	temperature [℃]
1	27 to 227
24	27 to 327
40	27 to 427
47	27 to 527
55	27 to 627
in air, 10℃/min
mass loss [wt%]	temperature [℃]
4	27 to 227
38	27 to 327
49	27 to 427
60	27 to 527
64	27 to 627
peak temperature by DTA: 314℃, 457℃ initiation temperature of heat release by DTA: 231℃
Reaction	1st stage 2nd stage
E [kJ/mol]	79 239
A [1/s]	7.7 x 104 8.1 x 1014
### 3. 事故の発生以前に調べられた熱分解特性

RDFはもともと燃料として使用されることを想定されており、ガス化溶融炉内で熱分解させ、ガスのかたちで燃焼させることも考えられていた。そのため、事故発生以前からも熱分解については調べられていた。その中から、熱分析装置を使用した研究、小規模な装置により発生ガスを測定した研究の結果の一部を紹介し、簡単な比較を行った。

### 3.1 热分析

成川ら $ ^{15)} $ の測定条件と結果の概要を表4.1に示す。成川らによると、590Kと730KにDTAのピークが現れ、それによる急激な重量減少も見られる。このことから、RDFは低温域で燃焼する成分と高温域で燃焼する成分からなると述べた。RDFの熱分析を行ったとしても、組成も測定条件も同じではないので、単純な比較はできない。消防研究所の結果と、成川らの結果の間には極端な違いはない。

### 3.2 熱分解ガス

Yangら $ ^{16} $ は管状の炉の中にRDFのペレットを設置し、窒素雰囲気で加熱した。発生した気体をタール分などを除去した後、ガスクロマトグラフで分析した。測定条件と結果の概要を表4.2に示す。Yangらによると、発生した気体の重量の揮発分の重量に対する割合は、温度が上昇するにつれて、大きくなった。発生した気体の組成は温度によって変化した。主な炭化水素はメタンとエチレンであったが、温度が上昇すると、水素とメタンの割合が増加した。発生した気体の発熱量のRDFの発熱量に対する割合は、温度が上昇するにつれて、大きくなった。

宮腰ら $ ^{17} $ は、キルン方式を想定した管状炉の中に、粉砕したRDFを設置し、窒素雰囲気で加熱した。発生した気体をタール分などを除去した後、ガスクロマトグラフで分析した。測定条件と結果の概要を表4.3に示す。宮腰らによると、熱分解温度を高くするほど、熱分解ガスの発生量が増え、その発熱量も大きくなった。熱分解温度が高いほど、生成した残渣の燃料比が大きくなり、着火温度も高くなった。

Yangら及び宮腰らによる分析と、2節で示した分析では、方法が異なった。RDFは廃棄物が原料であるので、化学組成や元素組成は安定しない。このことがそのまま結果の違いとなって現れた。

表4.2 分析結果16

sample	pellet made from MSW diameter: 14 mm, length: 10 to 25 mm high heating value: 20.64 MJ/kg proximate analysis [wt%] moisture: 2.7, ash: 11.4, volatile matter: 75.3, fixed carbon: 10.6
furnace	electric heating reactor (50 mm in diameter and 2,000 mm in height) temperature range: 773 to 1173 K
method	Pellets were placed in reactor and temperature was increased rapidly to each set temperature. Nitrogen gas was supplied. Released gas composition and accumulative gas volume in a pyrolysis process were measured. Tar, moisture, and other condensable products are filtered before concentration analysis.
main results	yield of released gas
temperature[℃]	α	β
500	12	12
600	29	27
700	47	32
800	53	34
900	51	36
α: ratio of heating value of released gas to heating value of RDF
β: ratio of released gas weight to volatile matter weight
composition of released gas
temperature[℃]
CO2	30	24	16	12
CO	20	20	18	17
H2	9	14	13	18
CH4	21	21	29	32
C2H6	5.5	6	5.5	2
C2H4	8	9	13	16
C3H6	6.5	6	5.5	3
表4.3 分析結果 $ ^{17)} $

sample	pieces (7 mm in size) made by breaking RDF using hand lower heating value: 19 MJ/kg proximate analysis [wt%] moisture:3.6, ash:10.2, volatile matter:76.7, fixed carbon:9.6
furnace	tubular pyrolysis furnace (φ 75OD x φ 68ID x 1,000 mm) temperature 300 - 600℃
method	Furnace was heated to set temperature. Sample (10 g) was placed in furnace in set temperature and for set time. Nitrogen gas was supplied. Gas, tar, residue formed by pyrolysis were collected and analysed.
main results	Ratio of generation product and amount of accumulation gas pyrolysis temperature [℃]	pyrolysis time [min]	ratio of generation product [wt%(dry-base)] char tar gas loss	amount of accumulation gas [ml/g-dry-sample] H₁ CO CH₄ CO₂ C₃H₄ C₂H₆
350	60	39	26	7	28
400	45	35	22	10	33
60	36	21	7	36	3	15	7	25	0.5
90	34	31	7	28	4	16	9	26	0.5
450	30	32	28	11	29
500	45	31	17	21	31
60	27	29	12	32	24	25	20	33	5
90	31	25	13	31	28	26	21	34	5
600	45	28	15	23	34
60	27	24	24	25	69	75	69	42	27
90	25	14	31	30	78	78	69	45	30
Heating value of char and gas, fuel ratio and ignition temperature of char pyrolysis temperature [℃]	pyrolysis time [min]	ratio of lower heating value of char to that of RDF [-]	ratio of lower heating value of pyrolysis gas to that of RDF [-]	fuel ratio of cahr [-]	ignition temperature of char [℃]
350	60	0.29	0.022	1.1	236
400	45	0.24	0.033	1.5	238
60	0.24	0.037	1.6	243
90	0.22	0.044	1.9	261
450	30	0.2	0.064	2.2	289
500	45	0.19	0.10	2.6	308
60	0.17	0.11	3.1	319
90	0.18	0.12	3.2	319
600	45	0.16	0.27	5.5	334
60	0.16	0.38	7.5	336
90	0.14	0.4	7.2	334

### 4. あとがき

RDFの原料は廃棄物であり、その内容物、組成は地域、季節により異なる。熱分解特性もそれに応じて変化することもあり得る。ここで紹介した分析結果は、あくまで、分析に供した試料の分析結果である。

## 参考文献

1）総務省消防庁：ゴミ固形化燃料等関係施設の安全対策調査検討報告書（2003）

2）鈴木健、鶴田俊、廖赤虹、尾川義雄、佐宗祐子、高黎静：RDFの加熱実験について,消防研究所報告,98,91(2004)

3）鈴木健、鶴田俊、尾川義雄、高黎静：RDFの消火に関する実験的研究－水噴霧による消火－，平成17年度日本火災学会研究発表会概要集，52（2005）

4）高黎静，鹤田俊：RDFの性状が自然発火に及ぼす影響，平成16年度日本火災学会研究発表会概要集，90（2004）

5）高黎静、鈴木健、鶴田俊、平野敏右：RDFの火災危険性に関する一解析、第42回燃焼シンポジウム講演論文集、429(2004)

6）鶴田俊：RDF蓄熱発火挙動の数値模擬計算，第42回燃焼シンポジウム予稿集，431（2004）

7）佐藤健二：RDFの燃焼Ⅰ.発電用燃料としてのRDFの適合性, 燃焼研究，104, 29（1996）

8）森滋勝：RDFの燃焼，燃焼研究，105，17（1996）

9）中島健：RDFの燃焼，燃焼研究，106，27（1996）

10）池田英人：RDFの燃焼，燃焼研究，107,23（1997）

11）小澤丈夫，吉田博久：最新熱分析，p.88，講談社（2005）

12) 小澤丈夫，吉田博久：最新熱分析，p.32，講談社(2005)

13）鈴木康弘、傳智敏、出井渉、古積博：ゴミ固化燃料（RDF）の熱的特性，火薬学会2004年度年会講演要旨集，47（2004）

14) Zhi-Min Fu, Xin-Rui Li, Hiroshi Koseki: Heat Generation of Refuse Derived Fuel with Water, Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 18, 27(2005)

15）成川公史，後藤秀徳，陳勇，山崎量平，森滋勝：RDFの燃焼特性に関する研究，化学工学論文集，22，560（1996）

16) Xuemin Yang, Yoshinori Itaya, Shigenobu Hatano, Ryohei Yamazaki, Shigekatsu Mori: Pyrolysis Behavior of Refuse Derived Fuel, J. Chem. Eng. Japan, 34, 91(2001)

17）宮腰和忠，三浦崇，小松俊哉，姫野修司，桃井清至：一般廃棄物のガス化溶融処理における熱分解条件の評価，廃棄物学会論文誌，13，161（2002）
# Pyrolysis Behaviour of Refuse Derived Fuel(RDF)

(Abstract)

Takeshi Suzuki

(Accepted 16 November, 2005)

After the explosion of the silo storing RDF in Mie Prefecture in 2003, fire behaviour of RDF has been investigated. In connection with the investigation physical properties and pyrolysis behaviour were analysed. In this report results of those analyses are shown.
技術報告

# n-ヘプタンプール火災に対する泡消火剤の消火性能と泡供給率の関係

内藤 浩由、竹元 昭夫、冲山 博通、松原 美之

(平成17年11月25日受理)

石油類を貯蔵するタンクに火災が生じた時、有効な消火方法の一つとして、泡による消火方法が存在する。

しかしながら、泡消火剤、発泡機構、泡性状、そして放射方法などを含めた複合的消火戦術は、未だ確立されていない。今回は、実大規模石油タンク火災の消火戦術を確立するための前段階として、石油タンク火災に有効な泡消火剤の選定のため、泡供給率をパラメータ一とり泡消火実験を行ってきた。その結果、n-ヘプタンの火災に対しては、泡供給率を増加しても、合成界面活性剤泡では消火困難であること、そしてたん白泡は、展開性が悪く、低い泡供給率では、極めて消火性能が悪化することがわかった。火炎抑制時間、消火性能、再燃特性、そして規模効果を考慮した場合、消火性能の高い泡消火剤は、フッ素たん白泡、粘性付与水成膜泡、水成膜泡の順になることが分かった。

### 1. はじめに

2003年9月26日4時50分頃に発生した、十勝沖地震後、北海道苫小牧市の出光興産(株北海道製油所で、石油タンクの火災が2件起こった。原油タンクのリング火災が地震発生直後に起き、消火に約7時間を要し、更に2日後に発生した、ナフサタンクの全面火災では、約44時間にわたって火災が継続した。日本では新潟地震以後、地震による大規模石油タンクの全面火災は生じておらず $ ^{1} $ 、今回の大規模石油タンク火災の社会的衝撃は非常に大きい。

そのため消防庁では、ただちに石油タンクと消火方法に関する検討部会を構成して、大容量泡放射システムの検討を行った結果、平成16年6月に、「石油コンビナート等災害防止法の一部を改正する法律」を公布して、タンクの全面火災に有効とされる「大容量泡放射砲」の導入を決めた。しかしながら、大容量泡放射砲の放射特性と放射時の発泡倍率、還元時間の泡性状など、未知な部分が多く残されており、大容量泡放射砲の導入にあたり、早急な調査、検討が望まれた。

そのため消防研究所では、平成16年度「石油タンクの安全確保に関する研究」の一環として、大容量泡放射砲をイメージしたアスピレート型のノズルを使用し、石油タンク火災の消火に適した泡消火剤の性能把握のため、研究を開始した。昨年から今年にかけ200回以上のn-ヘプタンのプール燃焼による泡消火試験と、石油備蓄基地の実タンクを使用した大容量泡放射砲による大規模泡放射試験を実施してきた。今回は、泡消火実験の結果より、泡消火剤の消火性能と泡供給率の関係を報告する。

### 2. 実験装置及び泡消火剤

### 2.1 実験装置

図1に示すように、今回消火実験で使用した機材は、面積2㎡、深さ30cmの円形火皿とアスピレート型ノズル（吸気発泡方式）、そして泡水溶液供給システムから構成されている。2㎡²）の火皿で、n-ヘプタン（120ℓ）をプール燃焼させ、フォースフル方式で、泡水溶液（3％濃度）を火皿中央部の油面へ放射する。予燃時間は、放射熱がほぼ

図1 実験装置概略図
定常となる1分 $ ^{2)} $ とし、また放射時間を3分間とした。今回は、泡モニターによるタンク消火をイメージしており、泡の油汚染を相対的に大きくするため、タンク中央に泡を打ち込むフォースフル方式を採用し、アスピレート型ノズルを高さ1mに設置し、水平に放射した。

また、泡性能の計測は、NFPA11-Annex C.に準拠し³)、1600mlのコンテナ（深さ20cm）とフォームコレクターにより、発泡倍率と25%還元時間を測定した。さらに、燃焼開始からの油温計測（火皿中心から10cm間隔で6箇所計測）、火皿壁面の温度計測（火皿底面から2cm間隔で9箇所計測）、そして、放射計により火炎からの放射熱を計測し、泡供給率の変化による各種泡消火剤の消火性能を把握した。

ここで今回消火性能とは、自由燃焼1分後、泡供給を3分間行った時の最大放射熱量に対し、90％放射熱量が抑制された時の時間で消火性能を評価した。

また、消火可能な試験に対しては、泡供給停止15分後に、直径12cm、深さ約6cmの金属製ポットに、n-ヘプタンをポットの上縁2cm下まで入れる。ポットは火皿中央の泡面に、泡面とポットの上縁が同レベルになるように置く。ポットに入れたn-ヘプタンに着火し、5分間放置して、泡の状況と火炎の拡大状況を記録する。

また再燃試験終了と同時に、トーチを泡に接触させる方法で、密封性試験をして、状況を記録し各泡消火剤に対する再燃性の評価を行なった。

ここで、再燃とは、自由燃焼時の最大放射熱に対し、5％以上の放射熱に達する状態と定義する。

### 2.2 泡消火剤の特性

油火災を消火する泡は、起泡性があり、また泡の保水性、泡の耐熱性、耐油性、流動性、そして泡による油面封塞性などが必要となる。

ここで泡の耐熱性とは、ある一定の発泡倍率、還元時間の泡が存在し、熱量を泡表面へ加えた時の消泡量と泡の保水性（還元時間の変化）から、泡の耐性を評価するものである。

また泡の耐油性とは、ある一定の発泡倍率、還元時間の泡が存在するとき、泡の体積流量、油温、油種などをパラメータ一にとり、消泡する速度で評価することを言う。

さらに、泡の油面展開性とは、ある一定の運動量を持った泡が、油面を流動する能力であり、泡のシェアストレス、油面と泡の界面張力に支配される。実際の石油タンク火災において油面展開性を考慮する時、耐火性、耐油性も加味され、複合的現象として考える必要がある。

今回実験で使用する泡消火剤の特性 $ ^{4)} $ を(a)-(e)に、また泡消火剤の組成と物性を、表1に示す。

## (a) たん白泡 (P)

たん白泡の主な成分は、加水分解たん白質、無機鉄塩そしてグリコール系溶剤からなる。また、表1からも、水成膜系の泡消火剤と比べ粘度が高いことが分かる。たん白泡は、泡が油に汚染されない状況では、耐熱性、シール性など高い消火性能を有するが、油面への直接放射では油汚染が増し、泡の破壊、再燃特性など、消火性能が低下すると言われている。たん白泡には、無機鉄塩を加えており、第一鉄が火炎からの熱により第二鉄に酸化し、たん白と結合し、泡膜に酸化被膜を形成し火炎に対する抵抗力が増すが、流動性の悪い「硬い泡」を生成する。従って、油面上での展開性能も悪いと言われている。(b) フッ素たん白泡 (FP)

フッ素たん白泡は、たん白泡にフッ素界面活性剤を混入して、たん白泡の展開性と油汚染を改良した泡消火剤である。耐熱性、再燃性に優れた泡消火剤と言われている。

## (c) 合成界面活性剂泡 (SD)

合成界面活性剤泡は、炭化水素系の界面活性剤とグリコールエーテル系溶剤、そしてグリコール系溶剤が主成分となる。合成界面活性剤泡の特性として、耐熱性及び耐油性に劣り、石油タンク火災には適していないと言われている。これは主にA火災（木材・繊維）用に使用され、更に、炭化水素系界面活性剤を主成分としているため、発泡性に優れ、倉庫、格納庫、LNGなどの大空間を被覆するための高発泡用の泡消火剤としても使用されている。

表 1 各種泡消火剤の成分と物性値

種別
(略号)	たん白泡
(P)	フッ素たん白泡
(FP)	合成界面活性剤泡
(SD)	水成膜泡
(AFFF)	粘性付与水成膜泡
(AR-AFFF)
主な成分	加水分解たんばく質
無機鉄塩
グリコール系溶剤
水	加水分解たんばく質
フッ素系界面活性剤
無機鉄塩
グリコール系溶剤
水	炭化水素系界面活性剤
グリコールエーテル系溶剤
グリコール系溶剤
水	炭化水素系界面活性剤
フッ素系界面活性剤
グリコールエーテル系溶剤
グリコール系溶剤
水	炭化水素系界面活性剤
フッ素系界面活性剤
グリコールエーテル系溶剤
グリコール系溶剤
多糖類水溶性高分子
水
物性
值	比重(20℃)	1.16	1.15	1.03	1.04	1.04
pH值(20℃)	6.8	6.8	7.9	7.8	7.8
粘度(20℃)	33mm²/sec	36mm²/sec	14mm²/sec	7mm²/sec	1,800mm²/sec
## (d) 水成膜泡 (AFFF)

水成膜泡は、合成界面活性剤泡にフッ素系界面活性剤を混入し生成される。泡の耐熱性が劣ると言われているが、油面展開性が良いため、流出油の火災に適している。

水成の膜は、フッ素系界面活性剤と炭化水素系界面活性剤を含んだ水溶液で形成される。膜構造は分子膜であり、アニオン性炭化水素系界面活性剤とフッ素界面活性剤の両者の分子配向により形成される。また水成膜の形成能力は、拡散係数S、すなわち式(1)で示す事ができる $ ^{5)} $ 。

$$ S=Y1-Y2-Y12\quad\text{……}\text{式(1)} $$

Y1：油（ヘプタン等）の表面張力

Y2：泡消火剂水溶液の表面張力

Y12：油と泡消火剤水溶液の界面張力

水成膜泡消火剤が機能するためには、S>0とならなければならず、Sの値が大きいほど膜形成能力は大きくなる。Y1は、油の固有値となるためY2及びY12を小さくする必要がある。すなわち、油の表面張力の高い軽油や重油には形成するが、ガソリンなどの極めて表面張力の低い油や、燃焼中の高温の油面には形成されず、また油汚染に対する再燃性も懸念される。

## (e) 粘性付与水成膜泡(AR-AFFF)

この泡は、水成膜泡に多糖類水溶性高分子を混入し、泡に粘性を付与したものである。水成膜泡に比べ粘性が

図２ 燃焼時の泡供給率に対する被覆時間

高く、モニターから泡が放射されたとき、飛翔中の発泡倍率と泡の分散性を抑制することができると言われている。しかし水成膜泡と同様、再燃性の問題が懸念されている。

### 3. 実験結果及び考察

泡供給率に対する発泡倍率、25%還元時間を表2に示す。各泡供給率に対する発泡倍率は類似しているが、泡供給率2.5、5.0Lpm/m²に対する25%還元時間は、1.25、1.5 Lpm/m²と比べ長く、保水性の高い泡、すなわち単位体積あたりの質量変化が低い泡性状と言える。泡の還元時間（保水性）と泡の発泡倍率（空気混入率）が同じでない条件で、泡の消火性能を評価する事は出来ないが、後述する消火までの90%コントロール時間と比べ、25%還元時間は同等もしくはそれ以上に長く、定性的議論となるが、火炎の90%コンロール時間までは、泡の性状（保水性）は保たれていると仮定し下記考察を行った。

### 3.1 各泡消火剤の油面被覆特性

図2に燃焼時の泡供給率に対する被覆時間を示す。泡供給率の増加に伴い、各泡の被覆時間は短くなる。逆に減少すると、被覆時間は急激増加傾向を示す。泡の供給率が低い場合、火炎からの暴露時間の増加に伴い、泡の破壊が進行するため、被覆時間が増加すると考えられる。特に、低い泡供給率の領域において、水成膜系の泡消火剤であるAFFF、AR-AFFFは、たん白系の泡消火剤に比べ、急激に被覆時間が増加している。これは、水成膜系泡消火剤の耐熱性が、たん白系の泡消火剤に比べ低いと予想される。またFPは、フッ素界面活性剤の効果により、Pと水成膜系泡消火剤との中間の油面展開性を有しているが、Pは水成膜系の泡消火剤に比べ、約2倍以上被覆に時間を要しており、油面展開性が悪いと言える。

本実験で行った、フォースフルアプリケーションで、展開性を議論する場合、耐熱性の他に、耐油性、泡放射時の運動量、油面と泡との界面張力、または泡性状（発

表 2 泡供給率に対する各泡消火剤の泡性能

泡供給率	AFFF	AR-AFFF	FP
発泡倍率	25%還元時間	発泡倍率	25%還元時間	発泡倍率	25%還元時間
1.25	8.97	3分08秒	8.08	7分01秒	6.78	3分42秒
1.5	8.7	2分54秒	8.08	8分09秒	6.42	3分51秒
2.5	7.86	4分19秒	7.34	10分49秒	6.78	6分46秒
5	9.31	4分18秒	8.45	11分06秒	6.45	6分04秒
泡供給率	P	SD	*泡水溶液濃度:3%
**25%還元時間は、1600mLポット使用
発泡倍率	25%還元時間	発泡倍率	25%還元時間
1.25	7.01	3分51秒	9.61	6分46秒
1.5	6.55	4分29秒	8.63	7分
2.5	6.65	8分28秒	9.91	9分29秒
5	6.74	8分29秒	11.27	11分38秒