Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
1.5mmのステンレス鋼鉱を使用した。各階の床、天井面には厚さ10mmのセラミックボードを張り、断熱性を高めた。側壁は、観測窓にするため出火階においては耐熱ガラス、その他の階はアクリル板とした。耐熱ガラス、アクリル板の取り付けには、パッキンおよびシール材を使用し密閉性を高めた。

### 3. 縮尺模型実験と実大規模火災との関係

縮尺模型実験により実大規模の煙流動を予測するためには相似則を利用する必要がある。近年、火災現象の相似則についての研究も進みつつある $ ^{9} $ 。熱気流を伴う相似則には、一般的にフルード相似則 $ ^{10,11} $ が利用されている。本研究でも、下記のフルード相似則が成り立つことを前提に模型実験を計画した。

$$ \frac{T^{^{\prime}}}{T^{^{\prime \prime}}}=\left(\frac{L^{^{\prime}}}{L^{^{\prime \prime}}}\right)^{0}=1 $$

$$ \frac{\dot{t}}{t^{\prime\prime}}=\left(\frac{L^{\prime}}{L}\right)^{0.5}=3.16 $$

$$ \frac{u^{^{\prime}}}{u^{^{\prime \prime}}}=\left(\frac{L^{^{\prime}}}{L^{^{\prime \prime}}}\right)^{0.5}=3.16 $$

$$ \frac{V^{^{\prime}}}{V^{^{\prime \prime}}}=\left(\frac{L^{^{\prime}}}{L^{^{\prime \prime}}}\right)^{2.5}=316 $$

$$ \frac{Q^{^{\prime}}}{Q^{^{\prime \prime}}}=\left(\frac{L^{^{\prime}}}{L^{^{\prime \prime}}}\right)^{2.5}=316 $$

$$ \frac{Qs^{^{\prime}}}{Qs^{^{\prime \prime}}}=\left(\frac{L^{^{\prime}}}{L^{^{\prime \prime}}}\right)^{2.5}=316 $$

$$ \frac{Cs^{^{\prime}}}{Cs^{^{\prime \prime}}}=\left(\frac{L^{^{\prime}}}{L^{^{\prime \prime}}}\right)^{0}=1 $$

ただし、L：基準長さ、T：温度、t：時間、u：風速、V：排煙量、Q：発熱速度、Qs：発煙速度、Cs：煙濃度、（）：実大規模、（）：縮尺模型

本研究において、壁面からの失熱の相似則については考慮しなかった。

### 4. 実験方法

### 4.1 火源

火源は、乗用車1台分の発熱速度を約2MWと想定した $ ^{12.13} $ 。前の3節のフルード相似則により、この発熱速度に相当する模型内での発熱速度は、6.3kWとなる。この発熱速度が得られるメタノールの燃焼容器直径は、液面降下速度1mm/minから計算すると0.17mとなる。本模型実験では、火源として直径0.17mの燃焼容器を用いた。

燃焼容器は、本模型の地下4階の中央部の駐車室に設置した。容器の液面は、床面から70mmの高さとした。火源の燃焼時間は25分間とした。

### 4.2 給気口

機械排煙のための給気口については現行基準では明確に定まっていない。給気口の配置によって流入空気の流路が変わり、煙の流れも変わると考えられるが、今回は、給気口は駐車場両端の階段、斜路とした。

### 4.3 测定方法

#### 4.3.1 発熱速度

連通管により燃焼容器の液面を一定に保ち、燃焼によるメタノールの減少量を電子天秤により測定した $ ^{14} $ 。

#### 4.3.2 排煙量

排煙量は、排煙口に接続するダクト内にオリフィスを設置し、オリフィスの差圧を微差圧計により測定した。オリフィスを通過する熱気流の温度を同時に測定し、排煙量を次式により算出した $ ^{15)} $ 。

$$ V=\alpha A\sqrt{\frac{2\triangle P}{o}} $$

ただし、V：排煙量 $ \left(\mathrm{m}^{3}/\mathrm{s}\right) $ 、A：開口部断面積 $ \left(\mathrm{m}^{2}\right) $ 、 $ \alpha $ ：流量係数、 $ \rho $ ：密度 $ \left(\mathrm{kg}/\mathrm{m}^{3}\right) $ 、 $ \Delta P $ ：差压（Pa）

#### 4.3.3 二酸化炭素濃度

Fig.1に示す車路中央Ac～Ecの6個所に二酸化炭素濃度測定用のサンプリングチューブを固定するための支柱を設置した。火源を中心に駐車場の構造が対称であるため煙の流れも対称となるものと仮定し、測定位置は火源を中心に左半分とした。非分散型赤外線式の二酸化炭素濃度計で垂直方向の濃度分布を測定した。なお、二酸化炭素濃度は、大気中に最初から含まれている約0.03%の二酸化炭素濃度分を差し引いた値とした。

#### 4.3.4 温度分布
Fig.1に示す車路中央Ac～Icの11個所に温度分布測定用支柱を設置し、熱電対で垂直温度分布を測定した。また、階段附室の中央Jc、斜路内（下部入り口から0.6m）Kcにも熱電対を設置し、竪穴空間内の温度上昇を調べた。

### 4.4 実験条件

Table 1に示すように3種類の排煙量を変えた吸引機械排煙（以後機械排煙という）実験を行った。無排煙時、現行基準および現行基準の2倍の排煙量について実験を行うため、模型での排煙量は0m³/s、0.026m³/s（現行基準500m³/minに相当）、0.052m³/sの3種類とした。

火源位置は中央の駐車室Eとした。排煙口はFig.1に示すように火源と反対側の駐車室に設置した。排煙口は、天井面と平行になるように天井下0.05mに上向きに設置した。排煙口の大きさは、0.1m×0.1mである。

排煙開始時間は、点火から1分後とした。排煙量は、常温時にオリフィスの差圧から設定した。

### 5. 测定結果

### 5.1 発熱速度および火源近傍での酸素濃度

本実験でのメタノールの質量減少速度をFig.2に示す。機械排煙時には質量減少速度は点火から7分までは上昇し、その後一定となるが、点火12分後から少し減少する傾向を示した。排煙量0.026m³/s、0.052m³/sによって質量減少速度は、ほとんど変わらなかった。

Fig.2 Time history of mass loss rate of methanol in pool fire of 0.17m diameter vessel. (V: Exhaust rate)

Fig.3 Time history of oxygen concentration at fire source. (V: Exhaust rate)

Table 1 Experimental conditions

Exp. No.	Exhaust rate (m³/s)	Height of soffit (m)	Wind velocity (m/s)
Under soffit	At S3, S4 of Fig.1 in ramp	At S1, S2 of Fig.1 in vestibule
1	0	0.16(1.6)	0	0	0
2	0.026(8.3)	0.16(1.6)	0.10(0.33)	0.09(0.28)	0.10(0.31)
3	0.052(17.)	0.16(1.6)	0.20(0.66)	0.18(0.56)	0.20(0.62)

(☐): Converted to real scale by Froude model scaling law
この時の平均質量減少速度は、点火3分から25分の間で約20.1g/minであった。発熱速度は、完全燃焼したと仮定し計算すると約6.7kWであった。この値は、3.1節のフルード相似則が成り立つとすると実大では約2.1MWに相当し、当初想定した2.0MWに近い発熱速度となった。

無排煙時には、質量減少速度は点火12分までは、機械排煙時とほぼ同じような傾向を示したが、その後は、機械排煙時よりも減少した。これは、次に述べるように駐車場内の酸素濃度が低下したためである。

火源近傍での酸素濃度の経時変化をFig.3に示す。深層地下駐車場の給気口として地上と通じる階段、斜路を開放したが、無排煙時には酸素濃度は点火25分後では約17.4%まで低下した。無排煙時には、後の7節で述べるように斜路、階段内の上昇温度はそれぞれ13K、6Kと低く、竪穴を上昇する浮力効果が小さかった。そのため、階段、斜路からの流入空気は少なく、酸素濃度が低下した。

機械排煙時には、給気口から空気が流入するので、酸素濃度はほとんど低下しなかった。

### 5.2 排煙量およびダクト内の温度

機械排煙時のダクト内の体積流量、質量流量、上昇温度の経時変化をFig.4に示す。排煙量は、実験開始前に常温で設定したため、排煙量0.052m³/sの場合、実験中に体積流量は約4％増加し、質量

Fig.4 Time history of exhaust rate and temperature rise in smoke duct 1m apart from the entrance. (V: Exhaust rate)

流量は約10%減少した。排煙量0.026m³/sの場合も同様の傾向を示した。

体積流量の増加は、竪ダクト内の温度上昇により浮力効果が増大したために少し上昇した。また、質量流量の減少は、気流温度の上昇によって体積膨張したために質量流量は逆に減少した。

(1) $ V=0m^{3}/s $

(2) V=0.026m^{3}/s

(3) $ V=0.052m^{3}/s $

Fig.5 Time history of $ CO_{2} $ concentration and deductive optical density at 15mm low from ceiling at Ec, Dc points and Cc, Bc, Ac points in the smoke compartment. (V: Exaust rate)
排煙口から1m離れたダクト内温度は、時間経過とともに上昇し、排煙量0.052m³/sの場合、燃焼時間25分後で60K、排煙量0.026m³/sの場合、95Kの温度上昇になった。排煙量の少ない方が、ダクト内の温度上昇は高くなった。

### 5.3 駐車場内の二酸化炭素濃度

煙濃度を推定するために二酸化炭素濃度を測定した。経時変化と垂直濃度分布の測定結果を次に示す。

#### 5.3.1 天井部での二酸化炭素濃度の経時変化

駐車場内のAc、Bc、Cc、Dc、Ec地点での天井部（天井下15mm）での二酸化炭素濃度変化の測定結果を排煙量別にFig.5(1)、(2)、(3)に示す。二酸化炭素濃度を左側の縦軸に示す。

#### 5.3.2 垂直二酸化炭素濃度分布

駐車場内のAc、Bc、Cc、Dc、Ec地点での点火24分後の二酸化炭素垂直濃度分布を排煙量別にFig.6(1)、(2)、(3)に示す。二酸化炭素濃度を下側の横軸に示す。

これらの測定結果を基に次の6節で天井部の煙濃度の経時変化、垂直煙濃度分布を推定し、煙流動、煙濃度について説明する。

### 6. 煙濃度の推定および熱気流温度の測定結果

### 6.1 煙濃度の推定方法

火源から発生する二酸化炭素を煙の流れと見なし煙濃度を推定した。空気が十分（酸素21%）にあれば、次の(9)式により煙濃度を推定できることが得られている $ ^{16,17} $ 。

$$ Cs=\frac{Rs}{Rc}\cdot\frac{fc}{100} $$

ただし、Cs：煙濃度の推定値（1/m）、Rs：実大規模の煙発生速度（1/m·m³/s）、Rc：模型内の二酸化炭素発生速度（m³/s）、fc：駐車場内の二酸化炭素濃度（体積濃度%）

(9)式が成立する前提条件として煙および二酸化炭素は、火災現象では対流による移流拡散が大きいので、濃度差による拡散は無視している。また、比重が若干異なり流れが少し違うが、同じであるとしている。これらの違いによる誤差については、今後の検討課題である。

本実験では、燃料としてメタノールを使用した

(1) $ V=0m^{3}/s $

(2) $ V=0.026m^{3}/s $

(3) $ V=0.052m^{3}/s $

Fig.6 Vertical distribution of $ CO_{2} $ concentration and deductive optical density at Ec, Dc points and Cc, Bc, Ac points in the smoke compartment at 24 minutes after ignition. (V: Exhaust rate)
火源からの二酸化炭素の体積発生速度は、質量減少速度から完全燃焼したと仮定し、化学反应式から計算すると標準状態で0.000235（ $ m^{3}/s $ ）であった。乗用車1台から発生する煙の発煙速度は文献 $ ^{[12]} $ から標準状態で約25（ $ 1/m \cdot m^{3}/s $ ）とした。本実験では、相似則により模型の発煙速度を25/316とし、 $ Rs/Rc $ を340として(9)式により模型内の減光係数Csの推定を行った。

次に、出火防煙区画と垂れ壁によって区切られた隣接防煙区画により煙濃度、上昇温度が異なる傾向を示したので、防煙区画別に説明する。

### 6.2 出火防煙区畫內

#### 6.2.1 天井部での煙濃度の経時変化

出火防煙区画内のDc、Ec地点での天井部（天井下15mm）での煙濃度変化の推定結果をFig.5(1)、(2)、(3)に示す。二酸化炭素濃度から換算した煙濃度を右側の縦軸に示す。

無排煙時の場合は、天井部の煙濃度はFig.5(1)のDc、Ecに示すように同一区画内で同じように上昇し続け、点火25分後では、天井部の煙濃度は11(Cs:1/m、Ec地点)と推定され濃い煙濃度になった。煙排出口として深層地下駐車場には、地上と通じる階段、斜路がある。前の5.1節で述べたように斜路、階段内の上昇温度は低く、竪穴を上昇する浮力効果は小さかった。そのため外部への煙の排出量が少なく、煙は駐車場内に充満し濃い濃度になった。

排煙時（排煙量0.026m³/s）の場合、天井部の煙濃度はFig.5(2)のDc、Ecに示すように点火から排煙開始前の1分間は無排煙時と同様に急激に上昇したが点火から1分後の排煙開始以後は無排煙時に比べ緩やかに上昇し、点火25分後では4.7（Cs：1/m、Ec地点）と推定された。天井部での煙濃度は無排煙時に比べ57%薄くなった。機械排煙により給気口からの流入空気による希釈効果と排煙ダクトからの排出効果により薄くなったものである。排煙時（排煙量0.052m³/s）の場合、天井部の煙濃度はFig.5(3)のDc、Ecに示すように、排煙量0.026m³/sの時と同様の傾向を示したが、煙濃度はさらに薄くなり点火25分後では3.7（Cs：1/m、Ec地点）と推定された。天井部での煙濃度は無排煙時に比べ66%薄くなった。

#### 6.2.2 垂直烟濃度分布

出火防煙区画内のDc、Ec地点での点火24分後の垂直煙濃度分布の推定結果を排煙量別にFig.6(1)、(2)、(3)に実線で示す。二酸化炭素濃度から換算した煙濃度を上側の横軸に示す。

無排煙時の場合、垂直煙濃度分布はFig.6(1)のDc、Ecに示すように位置によって異なる傾向を示した。火源近くのEc地点での煙層の厚みは約0.10mであるが、垂れ壁近くのDc地点では約0.20mとなり、Dc地点の方が厚い。これは、火源近傍では厚み約0.10mの熱気流が天井に沿って広がるが、Dc地点で高さ0.16mの垂れ壁に到達し熱気流がせき止められるため煙層が厚くなったものである。厚くなった煙は垂れ壁下を通過し隣の防煙区画へ拡大し、対流により駐車場内を循環した。そのため出火防煙区画内の床から高さ0.12m（Ec地点）での下層部での煙濃度は6.4（Cs：1/m）と推定され濃い煙濃度となった。

消防活動の限界煙濃度0.1¹⁸~²⁰（Cs：1/m）よりもかなり濃くなり、消防活動は困難であると推察される。

排煙時（排煙量0.026m³/s）の場合、垂直煙濃度分布はFig.6(2)のDc、Ecに示すように無排煙時に比べ大きく異なる煙濃度分布を示した。火源近くのEc地点では煙層の厚みは約0.10mであるが、垂れ壁近くのDc地点では約0.17mであった。これは、無排煙時と同様に垂れ壁による影響の他、流入空気が、垂れ壁下から徐々に天井にある排煙口に向かって流れているためである。このため、排煙口に近づくにしたがい煙層の厚みは薄くなった。

排煙量0.026m³/sでは、後の6.3.2節で述べるように煙は高さ0.16mの垂れ壁下を通過し、隣の防煙区画へ拡大した。拡大した煙は、垂れ壁下の流入空気による巻き込みによって出火防煙区画内の下層部に逆流した。そのため、床から高さ0.12mでの下層部での煙濃度は0.9（Cs：1/m、Ec地点）と推定され濃い煙濃度になった。この時の垂れ壁下での流入空気による平均風速は0.10m/sであった。
無排煙時に比べ煙濃度は著しく希釈されたが、下層部は消防活動の限界煙濃度0.1 $ ^{18\sim20} $ （Cs：1/m）よりもかなり濃く、消防活動は困難であると推察される。

排煙時（排煙量0.052m³/s）の場合、垂直煙濃度分布はFig.6(3)にDc、Ecに示すように排煙量0.026m³/sと同様に火源近くのEc地点よりも垂れ壁近くのDc地点の方が煙層は厚くなる傾向を示した。火源近くのEc地点では煙層の厚みは約0.10mであるが、垂れ壁近くのDc地点では約0.14mであった。排煙量0.052m³/sでは、垂れ壁近くDc地点での煙層の厚みは垂れ壁高さよりも薄くなり、煙は垂れ壁下を通過し隣の区画へ拡大することはなかった。排煙量を2倍に増加させることにより垂れ壁下の流入空気による遮煙効果と排煙ダクトによる煙排出効果が作用し、煙を出火防煙区画内の上部に留めることができた。出火防煙区画内の床から高さ0.12mの下層部での煙濃度は0.2（Cs：1/m）と推定された。この時の垂れ壁下の平均風速は0.20m/sであった。

排煙量を2倍の0.052m³/sに増加させることにより出火防煙区画内の下層部の煙濃度は薄くなったが、消防活動は困難と推察された。

#### 6.2.3 天井部での気流温度の経時変化

出火防煙区画内のDc、Ec地点での天井部（天井下15mm）での気流温度変化の測定結果を排煙量別にFig.7(1)、(2)、(3)に示す。

各排煙時において天井部の煙濃度は、出火防煙区画内Ec、Dc地点で同じように上昇したが、気流温度はDcに比べEcの方が高く上昇し異なった。これらは、火源から離れるにしたがいDc地点では壁面からの失熱のために低下した。

Ec地点の天井部の気流温度は、点火25分後では排煙量0 $ m^{3}/s $ 、0.026 $ m^{3}/s $ 、0.052 $ m^{3}/s $ でそれぞれ235K、191K、176Kに達した。温度上昇は、排煙量が増加するにしたがい低下する傾向を示した。機械排煙を作動させることにより、排煙口から熱エネルギーを外部に排出するため出火防煙区画内の温度上昇が抑制され、機械排煙による冷却効果が認められた。

(1) $ V=0m^{3}/s $

(2) $ V=0.026m^{3}/s $

(3) $ V=0.052m^{3}/s $

Fig.7 Time history of temperature rise at 15mm low from ceiling at Ec,Dc points and Cc,Bc,Ac points in the smoke compartment. (V: Exhaust rate)
#### 6.2.4 垂直温度分布

出火防煙区画内のDc、Ec地点での点火24分後の垂直温度分布の測定結果をFig.8(1)、(2)、(3)に実線で示す。

各排煙時において垂直温度分布は、煙濃度分布と比較すると傾向的にはおおよそ同じような分布を示した。しかし、煙濃度分布では、煙層の厚みが把握できたが、温度分布では上層部、下層部の境界が煙濃度分布よりも緩やかに低下しており、明確にすることが出来なかった。Ec地点での出火防煙区画内の床から高さ0.12mでの下層部での温度上昇は排煙量0 $ (\mathrm{m}^{3}/\mathrm{s}) $ 、0.026 $ (\mathrm{m}^{3}/\mathrm{s}) $ 、0.052 $ (\mathrm{m}^{3}/\mathrm{s}) $ でそれぞれ67K、32K、24Kに達した。

消防活動の限界の温度は60℃であるとすると $ ^{18} $ .

$ ^{21)} $ 、熱環境的には排煙量0.026（m $ ^{3} $ /s）で消防活動は可能であると推察される。ただし、前の6.2.2節の煙濃度から消防活動は困難と推察された。

### 6.3 出火防煙区画の隣区画への煙拡大状況

#### 6.3.1 天井部での煙濃度の経時変化

出火防煙区画の隣区画内Ac、Bc、Cc地点での天井部（天井下15mm）の煙濃度変化の推定結果を排煙量別にFig.5(1)、(2)、(3)に示す。(9)式により二酸化炭素濃度から換算した煙濃度を右側の縦軸に示す。

無排煙時の場合、天井部での煙濃度はFig.5(1)のAc、Bc、Ccに示すように出火防煙区画内のEc、Dcよりも薄いが、出火防煙区画と同様に上昇した。点火25分後のCc地点での天井部の煙濃度は約8.6（Cs：1/m）と推定され濃い煙濃度になった。出火防煙区画のEc地点と比較しCc地点では22％薄くなった。

排煙時（排煙量0.026m³/s）の場合、天井部での煙濃度はFig.5(2)のAc、Bc、Ccに示すように出火防煙区画Ec、Dcよりも薄いが出火防煙区画と同様に上昇した。点火25分後のCc地点での天井部の煙濃度は約2.6（Cs：1/m）と推定された。出火防煙区画のEc地点と比較しCc地点では45％薄くなった。天井部の煙濃度は時間経過とともに垂れ壁からの距離に応じて順次上昇した。これは、初めは区画間の垂れ壁下の流入空気により遮煙効果が作用したが、遮煙に必要な風速以下であったため、煙は徐々に隣区画へ拡大した。

(1) $ V=0m^{3}/s $

(2) $ V=0.026m^{3}/s $

(3) $ V=0.052m^{3}/s $

Fig.8 Vertical distribution of temperature rise at Ec, Dc points and Cc, Bc, Ac points in the smoke compartment at 24 minutes after ignition. Unit: K (V: Exhaust rate)
排煙時（排煙量0.052m³/s）の場合、天井部での煙濃度はFig.5(3)のAc、Bc、Ccに示すようにほとんど上昇しなかった。点火25分後のCc地点での天井部の煙濃度は約0.1(Cs:1/m)と推定された。これは、前の6.2.2節で述べたように出火防煙区画内の煙層の厚みが垂れ壁高さよりも薄くなったためである。

#### 6.3.2 垂直烟濃度分布

出火防煙区画の隣区画内のAc、Bc、Cc地点での点火24分後の垂直煙濃度分布の推定結果を排煙量別にFig.6(1)、(2)、(3)に点線で示す。二酸化炭素濃度から換算した煙濃度を上側の横軸に示す。

無排煙時の場合、煙濃度垂直分布はFig.6(1)のAc、Bc、Ccに示すように出火防煙区画から垂れ壁下を通り隣の防煙区画へ煙が拡大したため濃い煙濃度分布になった。点火24分後では垂直煙濃度分布は隣区画内Ac、Bc、Ccの位置によって変わらずほとんど同じ分布になった。上部の煙層の厚みは垂れ壁とほぼ同じ厚みになった。下層部の煙濃度は、出火防煙区画内よりも少し薄いが、床から高さ0.12m（Cc地点）での煙濃度は5.8（Cs：1/m）になった。

無排煙時には、下層部の煙濃度から隣接防煙区画内でも消防活動は困難と推察される。

排煙時（排煙量0.026m³/s）の場合、垂直煙濃度分布はFig.6(2)のAc、Bc、Ccに示すように排煙時に比べ、希釈効果により薄い分布になった。隣接防煙区画内の位置によって煙濃度は少し異なる分布を示した。給気口に近いAc地点が最も煙濃度は薄く、垂れ壁に近いCc地点が濃くなった。これは給気口からの新鮮な流入空気によるものである。下層部の煙濃度は、床から高さ0.12m（Cc地点）での煙濃度は0.7（Cs：1/m）と推定された。

排煙時（排煙量0.026m³/s）では、無排煙時に比べ煙濃度は著しく希釈されたが、下層部の煙濃度から隣接防煙区画でも消防活動は困難と推祭される。

排煙時（排煙量0.052m³/s）の場合、垂直煙濃度分布はFig.6(3)のAc、Bc、Ccに示すように下層部の煙濃度は上昇せず、煙は出火防煙区画から隣接防煙区画へ拡大しなかった。床から高さ0.12m（Cc地点）での煙濃度は0.0（Cs：1/m）と推定された。

排煙時（排煙量0.052m³/s）では、下層部の煙濃度から隣接防煙区画では消防活動が可能と推察される。

#### 6.3.3 天井部での気流温度の経時変化

出火防煙区画の隣区画内のAc、Bc、Cc地点での天井部（天井下15mm）での気流温度変化の測定結果を排煙量別にFig.7(1)、(2)、(3)に示す。

各排煙時において天井部の気流温度は出火防煙区画内Dc、Ecでは高いが、隣接防煙区画Ac、Bc、Ccでは非常に低くなった。これは壁面からの失熱が顕著に表れた結果である。

Cc地点の天井部の気流温度は、点火25分後で排煙量0 $ m^{3}/s $ 、0.026 $ m^{3}/s $ 、0.052 $ m^{3}/s $ でそれぞれ49K、17K、13Kに達した。温度上昇は、排煙量が増加するにしたがい低下する傾向を示した。排煙量が増加するに従い温度上昇は低くなり排煙による冷却効果が認められた。

排煙時（排煙量0.052m³/s）の隣接防煙区画の天井部の煙濃度はほとんど上昇しなかったが、気流温度は13Kに上昇している。この温度上昇は、壁面からの熱伝導、放射熱によるものである。

#### 6.3.4 垂直温度分布

出火防煙区画内の隣区画Ac、Bc、Cc地点での点火24分後の垂直温度分布の測定結果を排煙量別にFig.8(1)、(2)、(3)に点線で示す。

出火防煙区画の隣接防煙区画内の温度上昇は、無排煙時でも床からの高さ0.12m（Cc地点）での下層部での温度上昇は14.7Kであった。排煙時には、冷却効果が作用し更に低下し温度上昇は10K以下であり、低い温度上昇であった。

出火防煙区画の隣区画では熱環境的には消防活動は可能であると推察される $ ^{18,21} $ 。

### 7. 斜路、階段内の温度上昇

斜路、階段内については気流の温度上昇から煙の流動状況を推察した。斜路内における天井部（天井下15mm、斜路開口部から距離0.6m）での温
Fig.9 Time history of temperature rise at 15mm low from the ceiling in the ramp 0.6m apart from the entrance. (V: Exhaust rate)

度上昇の経時変化をFig.9に示す。

無排煙時には、斜路の天井部の温度は時間経過とともに上昇し、点火25分後には13Kになった。上昇温度が低く、浮力による上階への排煙量は少なかったが、熱気流は斜路を通り上階へ拡大した。

しかし、排煙時（排煙量0.026m³/s、0.052m³/s）の場合、点火25分後で温度はほとんど上昇しなかった。これは上階からの流入空気によって遮煙効果が作用し、駐車場内の熱気流が斜路内に侵入しなかったためである。少し温度上昇しているのは、出火階から天井を通じて熱伝導により暖められた上階の空気が流入したためと考えられる。この時の斜路開口部での流入空気の平均風速はそれぞれ0.09m/s、0.18m/sであった。

階段内の附室における天井部（天井下15mm）での温度上昇の経時変化をFig.10に示す。無排煙時には、附室内の天井部の温度は時間経過とともに上昇し、点火25分後には6Kになった。

しかし、排煙時（排煙量0.026m³/s、0.052m³/s）の場合、附室の天井部の温度はほとんど上昇しなかった。少し温度上昇しているのは、地上階の排煙機の吹き出し口からの熱気流が地上階の給気口へ回り込んだためと考えられる。駐車場内の熱気流は遮煙効果により附室内に侵入しなかったと考

Fig.10 Time history of temperature rise at 15mm low from ceiling in the vestibule of the stairwell. (V: Exhaust rate)

えられる。階段開口部での流入空気の平均風速は排煙量0.026m³/sの場合に0.10m/s、排煙量0.052m³/sの場合に0.20m/sであった。

### 8. まとめ

天井高に対して、平面積が比較的広い空間を有する1/10縮尺の地下4階層駐車場模型を用いて建築基準法施行令 $ ^{4} $ の排煙量をもとに吸引機械排煙実験を行った。火源は地下4階の中央部とし、乗用車1台を想定した。給気口として両端の階段、斜路を利用した。火源から発生する二酸化炭素を煙の流れとみなし地下駐車場内の排煙効果について調べた。その結果、次のようなことが判った。

### (1) 出火防煙区画內の煙層は、排煙量0.026m $ ^{3} $ /s

(実大500m³/min相当)では垂れ壁高さ0.16mより厚くなり、煙は垂れ壁下を通り隣の防煙区画へ拡大した。拡大した煙は、垂れ壁下の流入空気の巻き込みによって出火防煙区画内の下層部に逆流し、煙濃度は濃くなった。

(2) 排煙量を2倍にすることにより防煙区画間の垂れ壁下の流入空気による遮煙効果と排煙口による煙排出効果が強く作用した。煙は隣の防煙区画へ拡大せず、出火防煙区画内の上部に留めることが可能になった。
(3) 階段、斜路を給気経路とした場合、無排煙時には階段、斜路を通じて上階へ煙が拡大したが、機械排煙時には遮煙効果が作用し煙は上階へ拡大しなかった。

(4) 吸引機械排煙を作動させることにより駐車場内の温度上昇が抑制され、排煙効果以外に冷却効果が作用した。

(5) 排煙量を2倍にすることにより出火防煙区画の隣接防煙区画内での消防活動は可能であると推察された。消防活動する上で垂れ壁下での遮煙効果は隣接防煙区画をクリアーゾーンとして確保できる点で有利である。

### 9. 謝辞

本研究の実験を計画するに当たり大成建設技術研究所の笠原 勲、樋渡 潔の各氏から有益な助言をいただいた。ここに感謝の意を表します。

## 参考文献

1）建設省住宅局建築指導課監修：「新·排煙設備技術指針」、p.37（1991）

2) Tanaka.T, and Yamana.Y, : “Smoke Control in Large Scale Spaces”, Fire Science and Technology, Vol.5, No.1, (1985)

3）田中哮義：「建築火災安全工学入門」、日本建築センター、p.180（1993）

4）消防庁予防課監修：「消防予防小六法」、日本消防設備安全センター、p.237、p1192（1997）

5）排煙設備基準研究委員会：「消防活動上必要とする排煙設備に関する調査研究報告書」、日本消防設備安全センター、p.1（1984）

6）消防戦術専門委員会：“地下駐車場火災対応の問題点”、火災、Vol.25, No.2（1975）

7）消防厅予防果：「深層地下駐車場等防火安全対策検討委員会報告書」、p.48（1995）

8）例えば東京都渋谷区役所前駐車場、大阪市長堀地下駐車場等

9）辻本誠、矢野斉、竹之内哲次：“一部に開口のある閉空間での煙流動に関する相似則”、日本火災学会研究発表会概要集、p.49（1989）

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

11）江守一郎：「模型実験の理論と応用」、技報堂、p.210(1973)

12) J.Mangs: "Characterization of the Fire Behaviour of a Burning Passenger Car, Part 1 Car Fire Experiments", Fire Safety Journal, No.23, p.17(1994)

13）谷井篤三：“トンネル火災”、安全工学、Vol.19, No.6, p.490 (1980)

14) 渡部勇市、宮崎早苗：“トンネル内の液体燃料の燃焼性状について”、消防研究所報告、No.71, p.33 (1991)

15）原田幸夫：「流体工学」、槙書店、p.118（1965）

16）渡部勇市、松島早苗、山田常圭：“深層地下駐車場内における自然換気時の煙濃度分布推定に関する実験的研究”、日本火災学会論文集、Vol.46, No.1·2, p.33（1997）

17）渡部勇市、松島早苗、山田常圭：「地下施設における火災の特性に関する研究報告書」、消防研究所研究資料第36号（1997）

18）東京消防庁：「大規模建築物及び特異建築物の消防対策に関する調査研究報告書」、消防対策検討委員会、p.13（1998）

19）渡部勇市、名雪健一、鳥崎幸三：“煙中における消防隊員の行動性について”、消防研究所報告、No.37, p.15（1973）

20）神忠久：“煙の中での歩行速度について”、火炎、Vol.97, p.102（1975）

21）染谷茂美、正木豊、河田正：“高温・高湿度環境下における身体暴露に関する研究”、消防科学研究所報告、No.31、p.131（1994）
# Smoke Control Efficiency of Mechanical Exhaust in a Deep Underground Parking Lot

– Case Study for the Parking Lot with Supplying Air Inlets by the Both Sides –

(Abstract)

Yuichi Watanabe, Sanae Matsushima, and Tokiyoshi Yamada

(Received June 30, 1998)

In order to study smoke control efficiency of mechanical exhaust in a deep underground parking lot, experiments were carried out by using a 1/10 scale model with the four stories basement. The model has low ceiling and large-area plane spaces. The parking spaces are divided into three smoke compartments with soffits. A standard size vehicle was employed as a fire source. The inlets of the supplying air were stairways and ramps which located both ends of the model. The experiment was done under the ventilation in accordance with the present Japanese building law. For understanding the smoke movement and optical density of the smoke under mechanical exhaust, the concentration of carbon dioxide were measured at eight sampling points in the model as well as temperature measurement.

As a result, the followings were found in this experiment.

(1) In case of exhaust rate $ 0.026 \, m^{3}/s $ which corresponds to $ 500 \, m^{3}/min $ in the real scale by Froude model scaling law, the smoke has infiltrated into adjacent compartment from fire zone. This spilt smoke flowed backward to a fire zone by mixing with the supplying air, and then lower layer of this fire zone was contaminated with smoke.

(2) In case of twice exhaust rate $ 0.052 \, m^{3}/s $ of the standard which corresponds $ 1000 \, m^{3}/min $ in the real scale, the smoke has not infiltrated into adjacent compartment from the fire zone. Under this condition, the air velocity under the soffit is enough to prevent smoke back flow into the adjacent compartment.
# ガス系消火剤を添加した火炎中におけるCO生成のモデリング

佐宗祐子，鹤田俊，斎藤直

(平成10年12月2日受理)

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、消火剤を添加したメタン-空気対向流拡散火災中のCO生成特性を数値計算により調べた。ハロン1301を添加した場合、火災中のCO最大濃度とCO生成速度にほとんど変化は無く、HFC-227ea添加火災では消火剤濃度とともに著しく増大し、窒素添加火災では消火剤濃度の増大に伴い低下した。窒素またはハロン1301添加火災はCO生成帯がひとつであるのに対し、HFC-227ea添加火災では、通常の反応帯に加え火災の酸化剤側に消火剤の酸化によるもうひとつのCO生成帯が見られた。火災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った。これらの結果は平衡論的解析による結果とは大きく異なり、火災中のCO生成特性が速度論支配であることを示している。

### 1. まえがき

ハロン消火剤の生産が全産されてから、いくつかの代替消火剤がガス系消火設備に使用されるようになった。これらのうちハロゲン系の消火剤は、火炎中で分解して有毒なフッ化水素ガス（HF）を大量に発生することが知られており、消火剤使用時のHF毒性危険について多くの研究がなされてきた $ ^{1,2} $ 。一方、COの生成は火災による死者の原因として極めて重要であり $ ^{3} $ 、ガス系消火剤により燃焼を停止しようとすれば不完全燃焼状態を経由するため条件によってはCO毒性危険がより深刻になる可能性があるにもかかわらず、ガス系消火剤使用時のCO毒性危険に焦点を当てた研究は、これまでにほとんど報告例がない。高性能であったハロン消火剤に比べ、消火性能の劣る代替消火剤では消火に失敗する可能性も危惧され、さらに今後需要が増加すると予想される航空機等への使用 $ ^{4} $ を考えると、ガス系消火剤使用時のCO毒性危険に関する知見を蓄積していくことは重要である。

火災によるCOの生成過程は、多くの場合反応速度律速であると指摘されている $ ^{3)} $ が、ハロゲン系消火剤の詳細反応はよくわかっておらず、現在までに反応機構が知られている消火剤はわずかである。最近、Hynesらは、米国商務省標準技術研究所（NIST）で開発されたC1、C2フッ化炭化水素反応モデル $ ^{5)} $ にC3サブモデルを加え、ハロゲン系のハロン代替消火剤のひとつであるHFC-227ea（C₃F₇H）の燃焼反応モデルを提案した $ ^{6)} $ 。Moghtaderiらは、このモデルを用いて区画火災時のハロゲン系消火剤を含む高温層中におけるCO生成挙動を予測した $ ^{7)} $ 。結果は、Table 1に示すとおり、HFC-227eaを含む高温層中で著しくCO生成量が多いことを示唆している。一方、Mooreらは、
Table 1 Calculated CO mole fraction in an isothermal plug-flow reactor at a residence time of 20 sec, a temperature of 900 K and a global equivalence ratio of 1.5. Data are taken from Ref. $ ^{[7]} $ .

Agent	CO Mole Fraction
No Agent	0.0238
Halon 1301	0.0154
HFC-23	0.0155
HFC-227ea	0.0296

イナート系のハロン代替消火剤のひとつである窒素（ $ N_{2} $ ）について、やはり放出時にCO濃度が増大すると報告している $ ^{8} $ 。

火災時のCO生成は、火災中で生成する経路と天井付近の高温層中で生成する経路が知られており、通常の火災によるCO生成は高温層中における方が主要であるとの指摘がある。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、混合気組成と温度、滞在時間等の多くのバラメータの影響を調べる必要がある。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、第一段階として、代表的なハロン代替消火剤であるHFC-227eaおよび窒素を空気流中に添加したメタン-空気対向流拡散火災中のCO生成特性を、詳細反応モデルを含む数値計算により検討したものである。

### 2. HFC-227eaの燃焼反応モデルの検証

Hynesらにより提案されたHFC-227eaの燃焼反応モデル $ ^{6)} $ は、実験データによる検証がほとんどなされていない。そこで本研究では、CO生成特性に関する計算に先立ち、これまでに報告されているHFC-227ea添加メタン火炎の実験データを用いて反応モデルの検証を行った。

HFC-227eaを0.5%添加したメタン-空気量論混合気の層流燃焼速度を、Hynesらの反応モデル $ ^{(1)} $ 並びにそれにSasoら $ ^{(9)} $ により提案された修正 $ ^{(10)} $ を加

Fig.1 Experimental (symbols) [16] and computed (lines) mole fraction profiles of (a) CH, (b) OH, (c) $ CF_{2} $ , and (d) CF in an uninhibited 33.3% $ CH_{4} $ -66.7% $ O_{2} $ flat flame and an inhibited 32% $ CH_{4} $ -64% $ O_{2} $ -4.0% $ C_{3}F_{7}H $ flame. The experimental data are plotted in relative mole fraction, while the computed results are plotted in absolute mole fraction. The dashed lines were computed with the reaction model by Hynes et al. [6], and the solid lines with the modification by Saso et al. [9].
えたモデルの各々を用いて計算した。どちらのモデルについても、考慮した化学種は92種類、素反応の数は正逆809組である。計算には、Keeらにより開発された計算コード $ ^{11-13} $ を使用した。結果は、Hynesらのモデルでは31.7cm/s、修正モデルでは33.7cm/sであった。Takahashiらによる実験値 $ ^{14} $ は33.7±0.9cm/sであり、修正モデルによる計算値に一致する。最近Linterisらにより測定された同火炎の実験値 $ ^{15} $ は約35.5cm/sであり、やはり修正モデルによる計算値の方に近い。

層流燃焼速度が反応モデルの総括的検証に適するのに対し、より詳細な検証には低压平面火炎の化学種濃度分布が有効である。層流燃焼速度の計算と同じ反応モデルと計算コードを用い、HFC-227eaを4%添加したメタン-空気予混合低压平面火炎中の化学種濃度分布を計算した。Fig.1に、二つの反応モデルによる計算結果をL'Esperance $ ^{16)} $ による実験結果と比較した。層流燃焼速度に比べ実験と計算の隔たりは大きいが、やはり修正モデルの方が実験値に近いことから、本研究におけるCO生成特性に関する計算には修正モデルの方を用いることとした。最近、L'Esperance $ ^{17)} $ は、Saso $ ^{9)} $ による修正を採用しさらに熱分解反応の压力依存性を考慮して低压平面火炎をより精度良く予測できる反応モデルを提案しているが、本研究で扱う火炎は大気圧条件であることと、大気圧条件では両モデルが一致する $ ^{17)} $ ことから、L'Esperance $ ^{17)} $ による修正は採用していない。

### 3. 窒素、ハロン1301およびHFC-227eaを添加したメタン-空気対向流拡散火炎の構造

対向流拡散火炎の計算には、Nishiokaら $ ^{18)} $ により開発された計算コードを使用した。Fig.2に模式図で示した理論モデルの詳細および支配方程式と境界条件は、文献19に述べられている。火炎中の温度、各成分の濃度、密度が軸方向位置xのみの関数であると仮定することにより、Fig.2の円筒座標系で表される対向流火炎の支配方程式から、一次元の相似解を導出することができる $ ^{20)} $ 。各消火剤の消炎限界濃度は、Nishiokaらにより提案されたFlame-controlling連続法 $ ^{18)} $ の境界条件を変更することにより求めた $ ^{21)} $ 。計算に必要な熱力学的パラメータと輸送係数はCHEMKIN II $ ^{11)} $ とそれに付随する輸送係数計算パッケージ $ ^{13)} $ により求めた。メタン酸化反応モデルおよびハロン1301(CF₃Br)の酸化反応モデルは各々文献22、23より採用した。計算条件は、実験による検証が可能な条件を考慮し、大気圧、燃料および酸化剤の初期温度298K、ノズル間距離1.5cm、燃料および酸化剤各ノズルからの吹き出し速度40cm/sとした。

消火剤を添加しないメタン-空気対向流拡散火炎および空気流中に窒素、ハロン1301またはHFC-227eaを消炎限界付近まで添加した同火炎の温度と主な化学種の分布をFig.3に示す。図中、横軸の左端は燃料ノズル出口、右端は酸化剤ノズル出口を表している。窒素添加火炎では、火炎温度の著しい低下と共に、CO₂、CO、H₂O濃度の低下と反応帯における未消費の酸素が見られる。ハロン1301添加火炎では、火炎温度、CO₂、CO濃度のいずれも消火剤無添加の場合とほとんど変わらない。HFC-227ea添加火炎では、火炎温度の若干の低下とCO₂、CO、HF濃度の著しい増大が見られる。

COは燃焼生成物であると同時に反応中間体でもあるため、Fig.3に示した火炎中のCO最大濃度は

Fig.2 Schematic representation of the theoretical model of the counterflow diffusion flame.
Fig.3 Computed temperature (T) and major species profiles in methane-air counterflow diffusion flames with (a) no agent, (b) 24% N₂, (c) 3.3% Halon 1301 and (d) 5.8% HFC-227ea.

Fig.4 Rate profiles of major CO generation and consumption reactions and the total CO production. The conditions are the same as those of Fig. 3.
必ずしも生成量を反映しているとは限らない。そこで、各火炎中の主なCO生成反応と消費反応の速度分布ならびに全反応によるCO生成速度分布を求めた。結果をFig.4に示す。消火剤を添加しない場合、主なCO生成反応と消費反応は、次のとおりである。

$$ HCO+M\rightarrow H+CO+M $$

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

ここで、Mは熱分解反応の衝突第三体である。反応（R1）は火炎中のメタン酸化反応帯にピークがあり、そこで生成したCOは酸化剤側へ拡散し反応（R2）により消費される。窒素添加火炎とハロン1301添加火炎では、これら主たるCO生成反応と消費反応の経路に変化はない。一方、HFC-227ea添加火炎では、CO生成速度分布曲線が特異なM型の形状を示している。COはメタン酸化反応帯で生成する他、CO酸化反応帯のさらに酸化剤側でも生成している。ここでのCO生成は、以下の反応による。

$$ \mathbf{CFO+M\rightarrow CO+F+M} $$

$$ CF_{3}CO\rightarrow CF_{3}+CO $$

すなわち、HFC-227ea添加火炎中では、燃料由来のCOと消火剤由来のCOが異なる領域で生成している。ハロン1301添加火炎では反応（R3）の寄与は小さく、メタン酸化反応帯において、ハロン1301による主たる抑制反応 $ ^{23)} $ である以下の反応の寄与が目立つ。

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

### 4. Emission IndexによるCO生成特性の評価

次に、前節の計算結果から各火炎中におけるCO生成特性の定量的評価について検討する。Takeno $ ^{24)} $ は、火炎中におけるNO $ _{χ} $ の生成挙動を定量的に評価するため、Emission Index（EI）を次式のとおり定義した。

$$ E I_{\mathrm{N O}}=\frac{\int_{O}^{L}W_{\mathrm{N O}}\dot{\omega}_{\mathrm{N O}}d x}{-\int_{O}^{L}W_{F}\dot{\omega}_{F}d x} $$

ここで、Oは燃料ノズル出口、Lは酸化剤ノズル出口であり、 $ \dot{\omega}_{NO} $ と $ \dot{\omega}_{F} $ は各々火炎中のNOと燃料のモル生成速度、 $ W_{NO} $ と $ W_{F} $ は各々NOと燃料の分子量である。Takeno $ ^{24)} $ によるEIは、消費される燃料の単位重量当たりのNO生成重量すなわちg/kgの単位で表されるが、本研究では、消費される燃料中炭素と生成するCOの収支を考察するため、単位燃料消費モル数当たりのCO生成モル数で $ EI_{CO} $ を定義することによりCO生成の定量的評価を試みた。即ち、

$$ \Omega_{k}=\int_{O}^{L}\dot{\omega}_{k}d x $$

$$ EI_{co}=\frac{\Omega_{CO}}{-\Omega_{CH_{4}}} $$

ここで、kは任意の化学種を意味する。

Fig.4に示した全CO生成速度を積分した値、$\Omega_{\mathrm{CO}}$ ならびに上式で定義した$EI_{\mathrm{CO}}$ を、消火削濃度に対してプロットした結果をそれぞれFig.5(a)、(b)に示す。図中、横軸の消火削濃度は、各々の消火削の消炎限界濃度の計算値（窒素：24.1%、ハロン1301：3.34%、HFC-227ea：5.84%）で標準化した値を用いた。Fig.5(a)のCO生成速度は、窒素濃度の増大と共に低下し、ハロン1301濃度によりほとんど変化せず、HFC-227ea濃度の増大と共に増大している。これらの傾向は、Fig.3のCO濃度の傾向と一致している。一方、Fig.5(b)の$EI_{\mathrm{CO}}$ は、窒素とハロン1301を添加した場合はほとんど変化せず約0.3の一定値をとり、HFC-227ea濃度の増大と共に著しく増大している。$EI_{\mathrm{CO}}$ が窒素濃度によらずほぼ一定であるのは、窒素添加により燃料消費速度が低下し、この低下の程度がCO生成速度の低下と釣り合っているためである。HFC-227eaを消炎限界付近まで添加したときに$EI_{\mathrm{CO}}$ が1を越えているが、これは燃料のメタンから生成するCOの他にHFC-227eaからもCOが生成しているためであり、このことからも前節の反応経路解析の結果と同様に、HFC-227eaが炭素供給源としてCO生成に寄与していることがわかる。

CO生成に対する、HFC-227eaの炭素供給源としての寄与以外の効果を評価するため、火炎中で燃料と消火剤の消費により放出される全炭素量に対するCO生成量の割合を、次式で定義する。