Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
# Effects of Water Vapor on Fire Suppression Efficiency of Halogenated Fire Extinguishing Agents and Inert Gases

(Abstract)

Hiroaki Kikui $ ^{*} $ , Naoshi Saito, Liao Chihong, Mamoru Nakatani $ ^{**} $

Yoshio Ogawa and Yuko Saso

(Received November 25, 1996)

Flame extinguishing concentrations of halon 1301-water vapor and halon replacement (FC-3-1-10 HFC-227ea HFC-23)-water vapor mixtures for n-heptane were measured by cup burner, for the purpose of investigating effects of mixed water on fire suppression efficiency of fire extinguishing agents.

Flame extinguishing concentration of halon 1301 mixed with 10000 ppm of water was almost the same as that of pure halon 1301. It was proved that water mixing at recovery and recycling process of halon 1301, which is below 50 ppm in specification of the agent for fire extinguisher, does not affect fire suppression efficiency.

Fire suppression efficiency of water vapor was examined by measuring flame extinguishing concentrations of nitrogen-water vapor and argon-water vapor mixtures. The results show the similar tendency to the measurements on nitrogen or argon mixture with carbon dioxide, which is also three-atomic molecule as water, indicating that water vapor acts as an inert gas under the experimental conditions in the present study. However, the fire suppression efficiency of water vapor was lower than that of carbon dioxide, because of the smaller specific heat of water compared with carbon dioxide.

Halon 1301-water vapor mixtures showed fire suppression efficiency improved through multiplier effect, at a large mole fraction of water vapor. In contrast, for halon replacement-water vapor mixtures, the results showed decrease in fire suppression efficiency caused by interaction between halon replacements and water vapor.
# トンネル火災時の換気条件下での 煙の遡上に関する実験研究

山田常圭，渡部勇市，松島早苗，

岡泰資 $ ^{*1} $ ，栗岡均 $ ^{*2} $ ，桑名秀明 $ ^{*2} $ ，

佐藤博臣 $ ^{*2} $

(平成8年12月25日受理)

地下トンネルを初めとするトンネル状空間における火災時の人命安全の確保・消防活動対策等のための合理的な火災安全設計手法に結びつく現象の定式化を目指し模型実験を実施した。本報では，主として換気条件下での煙の風上への遡上阻止条件および遡上時の到達距離に関して，発熱量と換気風速の関連を水平路と傾斜路の各々の場合について検討し，以下のことを明らかにした。

1）煙の遡上を阻止する限界の無次元換気風速（V^{*）は，無次元発熱量（Q^{*）がある値以下では，その関数として，V^{*}=aQ^{*1/3}で表され，係数（a）は角度によって異なる。またQ^{*}がある値以上では，限界換気風速は一定となり，Q^{*}には依存しない。ただし，この限界風速は，傾斜角が大きい程高くなる。

2）遡上到達距離（L/H）は，風速・発熱量等で表記される無次元パラメータΨ（＝gQ/ρaCpTaV³H）を用い，L/H∞Ψの関係で表記される。べき乗数nは傾斜角度により異なり，水平では1/3，5度，10度では1である。

### 1. はじめに

トンネル状空間，特に地下トンネルにおいては共同溝のような常時無人の特殊な施設を除き，道路・鉄道等用途によらず平常時には換気が行われており，火災時においても避難・消防活動の安全確保のため，機械換気による煙の排出が考慮されている。こうしたトンネル内部に気流がある場合の煙の挙動に関しては，過去，実大実験 $ ^{1)} $ 及び模型実験 $ ^{2)} $ が行われ有用な知見が得られてきている。しかしながら，これらの研究結果は系統だって整理されておらず，合理的なトンネル空間の火災安全設計に結びつく現象の定式化は進んでいない。このことは筆者らが過去に実施した長大トンネルの防災対策調査において，火災直後の換気手順がトンネル毎で異なり統一した対策が講じられていないことからも見て取れる $ ^{3)} $ 。

筆者らも過去に模型実験を行い換気時の火源風上方向への煙の遡上阻止風速および遡上限界について報告 $ ^{4)} $ $ ^{5)} $ してきたが，火源，換気風速等の実験条件が限られており工学的定式化には至っていない。本報では，設計手法に結びつく定式化を目指し換気条件下での煙の遡上について追加的な実験を行ったので，得られた結果を報告する。
### 2. 実験概要

今回実施した一連の実験の主たる目的は，換気風速・発熱量及びトンネルの傾きが煙の風上への遡上および火源近傍の熱環境に及ぼす影響を縮小模型により調べることにある。今回用いた模型トンネルは消防研究所の通称特殊地下空間模型（長さ約23m，断面0.3m×0.3m）であり，傾斜角が水平・5度・10度の場合の実験を行った（Fig.1）。模型本体に関しては，内部に気密性を確保するため亜鉛びき鉄板で裏打ちした以外は，既報 $ ^{4)} $ $ ^{5)} $ のものと同じであるため詳細は省略し，今回の実験に伴う主たる変更点を以下に列記する。

### 2.1 実験方法

以前の実験 $ ^{4)} $ 5)では，各実験毎に火源・換気風速を固定し各々1時間にわたり計測を行ったが，今回は，数多くの実験条件を網羅するため各火源条件毎に，予め遡上が生じない風量で送風し，点火後は3～4分毎に風量を調整弁で絞ることにより風上への煙の遡上を観測した。

### 2.2 火源及び風速条件

以前の実験 $ ^{4)} $ では，火源として液体燃料のプール火災を用いたが，発熱量が火源直径の制約を受け条件設定範囲が狭くなること，また燃焼速度が周囲の温度環境及び換気条件に依存し定常状態が確保されにくいため，発熱量・換気が煙の遡上に及ぼす影響を明確に把握できなかった。特に火源直径が20cm以上の場合は，天井面からの熱のフィードバックによる燃焼の暴走現象が顕著であり，高い発熱量での煙遡上と換気の関係式は得られていない。そのため，今回は発熱量の設定が容易なガスバーナ（直径24cm）を用いた。

燃料としては，プロパンガスを用い，発熱量は，フロート式の流量調整器で調整を行った。

換気と発熱量の関係について詳細なデータを得るために，換気条件を広範囲かつ細かく設定した。実施した実験パラメータと条件をTable 1に示す。なお傾斜条件下でのバーナー位置は，Fig.1に示すように傾斜路内に設けた点が水平路内に設けた過去の傾斜路実験とは大きく異なる。

### 2.3 計測項目

煙の風上への遡上を把握するため，天井面下1

(a) Horizontal

Fig.1 Outline of the tunnel model
Table 1 Experimental Conditions

Slope angle	Heat release rate range	Mean wind velocity range in tunnel
Horizontal	0.68~24.8kW	under 0.82m/sec.
5 degree	0.38~24.8kW	under 1.25m/sec.
10 degree	”	under 1.58m/sec.

1) 9 or 10 kinds of heat release rate are set in the listed range.

Heat Source is a circular propane gas burner of 24cm diameter.

2) Mean wind velocity is derived from the total ventilation volumetric rate divided by section area of the tunnel. This velocity was reduced by every 5cm/sec. from the maximum velocity listed above.

cmの位置にトンネル長手方向中心軸に沿って30cm間隔で24点（火源直近では10cm刻みで6点）K型シース熱電対（0.25mm♦，一部1mm♦）を設置し，各測定地点での温度上昇により煙の遡上状況を観測した。また，垂直温度分布測定のため火源風上に90cm間隔で5箇所各々8点の熱電対を長手方向中心軸上に設けた。その他，給気風量測定には層流型空気流量計を用い，この出力である差圧データを温度データと併せて各火源条件下，15秒間隔で実験期間中連続してデータロガーに記録した。

### 3. 実験結果および考察

今回の一連の実験では，火源風上側への煙の遡上に着目し，遡上阻止条件下での限界風速と発熱量の関係，及び遡上した場合の遡上距離と発熱量・換気風速の二つの関係について分析を行った。なお，遡上する煙の先端位置は，天井面下1 cmに配置した熱電対で計測された温度の上昇の有無で判断した。

### 3.1 水平トンネルにおける煙の遡上について

## 1 ）遡上阻止限界風速と発熱量の関係

煙の遡上阻止限界風速と発熱量の関係についての先駆的研究は，P.H.Thomas $ ^{6)} $ により行われている。その後，系統だった研究は火災分野であまり行われず遡上阻止の限界風速と発熱量の関係は，以下の直線関係にあると考えられてきた。

$$ \begin{array}{c}\mathrm{V}_{\mathrm{crit}}=\left(\mathrm{g}\mathrm{QH}/\rho_{\mathrm{a}}\mathrm{C}_{\mathrm{p}}\mathrm{T}_{\mathrm{a}}\mathrm{A}\right)^{1/3}\\ ここで ,\end{array} $$

$$ \begin{aligned}&V_{crit}: 遡上阻止限界風速 (m/s)\\&Q: 発熱量 (kW)\\&H: トンネル高さ (=0.3m)\\&\rho_{a}: 空気の比重 (=353/T_{a}kg/m^{3})\\&C_{p}: 空気の比熱 (=1.00kJ/kg\cdot K)\\&T_{a}: 雰囲気温度 (K)\\&A: トンネル断面積 (=0.09m^{2})\\&g: 重力加速度 (=9.8m/s^{2})\\ \end{aligned} $$

一方，過去の実大実験 $ ^{1,7)} $ では発熱量によらず，ほぼ2～3m/s程度で火災時の遡上が阻止できるという知見は得られていた。また，Oka $ ^{5,8)} $ の最近の研究では，発熱量が小さい場合，遡上阻止風速と発熱量の関係は(1)式と同じ直線関係があるが，ある発熱量以上では，遡上阻止風速は発熱量によらず，ほぼ一定になることが示されている。彼等は模型実験と実大実験データをもとに，発熱量及び換気風速に関するフルード数を用いて遡上阻止の相似則が満足されることを示し，水平トンネルにおける風上への限界遡上阻止条件式を以下のように与えている。

$$ \begin{array}{r l}&{\mathrm{V}^{*}=0.701\mathrm{Q}^{*1/3}\mathrm{~(Q^{*}<0.12)}\\ &{\mathrm{V}^{*}=0.35\mathrm{~(Q^{*}>0.12)}}\\ &{\mathrm{~ こ こ で ~,~\mathrm{~Q}^{*}=\mathrm{Q}/\mathrm{~\left(~\rho_{\mathrm{a}}\mathrm{C}_{\mathrm{p}}\mathrm{T}_{\mathrm{a}}\mathrm{g}^{1/2}\mathrm{H}^{5/2}\right)~}}}\\ &{\mathrm{~ 偽 ~}\mathrm{V}^{*}=\mathrm{V}_{\mathrm{c r i t}}/\mathrm{~(g H)~}^{1/2}}\end{array} $$

Fig.2は，今回の実験中，水平トンネルにおける火源風上への遡上阻止に必要な平均断面風速と発熱量の関係を示したものである。図中1 TH～N THは火源直上から火源風上方向への距離をトンネル天井高さの倍数で示したものであり，各地点で煙の
Fig.2 Correlation between dimensionless heat release rate $ Q^{*} $ vs. dimensionless critical velocity $ V^{*} $ for preventing backing layer. (in the case of Horizontal Tunnel)

cf. N TH stands for upstream longitudinal position of N times of ceiling height from the center of fire. Ploted data include different positional data of N TH, where backing layer is prevented.

遡上が阻止される発熱量と風速の関係を示している。今回の実験では，比較的発熱量が小さい場合においても0.4m/sの風速が火源直近位置での遡上阻止に必要であった。また，一般的に遡上阻止の観測場所によらず遡上阻止限界風速は，8kW程度（Q*で0.14程度）まで発熱量の増大とともに増加する傾向にあり，それ以降は，0.4m/sから0.7m/s（V*で0.23～0.4）の間で一定になる。この上限値は，ほぼ同じ長さ・発熱量のスケールで行ったOka $ ^{8)} $ らの実験結果と比べて多少高めであるが，この違いは，彼等の実験模型の断面形状が馬蹄型であること，また火源周囲を冷却しており煙層温度が今回の実験より低くなっている点等の実験条件の差に起因していると推察される。また，今回の実験でのV*とQ*の関係は，遡上阻止される地点で多少異なるが，Okaらの式と類似した以下の関係式でほぼ表される。

$ V^{*}=0.71Q^{*1/3} $ （ただし3THの場所における）(3)

なお，Q*のべき乗数は遡上阻止地点が火源風上5TH（1.5m）の場合ほぼ1/3，火源近くで遡上阻止される場合には小さくなる傾向がみられ，またデータのばらつきも大きくなる。この領域での遡上距離に及ぼす風速の影響は非常に大きく，僅かな測定誤差が既往の実験式と異なる原因となっていると考えられるが，この火源に近い位置での遡上阻止風速と発熱量の関係については今後の課題である。

## 2 ）遡上到達距離と発熱量・換気量の関係

遡上距離と発熱量・換気量の関係式としては，

(1)式と類似した以下の式が提唱されている⁹)。

$$ \begin{aligned}&L/H\propto\Psi^{n}\\ ただし \quad&\Psi=(gQ/\rho_{a}C_{p}T_{a}V^{3}H)\end{aligned} $$

ここで，Lは火源直上からの煙先端到達距離（m），nは実験定数で1/3である。

Fig.3は，水平トンネルにおける遡上到達距離と無次元パラメータ（Ψ）を両対数上に示したものである。図中に，過去の消防研究所のデータ $ ^{4.5)} $ 及びVantelon $ ^{9)} $ らのデータも併記した。消防研究所の既往の実験データは今回の実験結果より僅かながら高めではあるが，到達距離の測定間隔が今回の測定間隔の3倍と精度が低いことを考慮すると，測定誤差範囲内にあると考えられる。今回の
Fig.3 Correlation between dimensionless parameter( $ \Psi $ ) vs. dimensionless upstream distance(L/H) (in the case of Horizontal Tunnel)

cf. FRI: N.Saito et al. (1995)

Vantelon et al.: J.P.Vantelon et al. (1991)

結果では，L/Hが10以上の領域では，傾きがほぼで1/3で表される結果となっており，また発熱量への依存性は比較的小さい。これに対してそれ以下の領域での遡上到達距離は，この無次元パラメータの影響が大きく，かつ発熱量への依存性が高い結果となっている。

Vantelonらのデータが非常に低くなっている理由として，彼らの実験では点火源に近い小さな火源を用いまた換気風速も非常に低い範囲で行われている等筆者らの実験と条件が大きく異なっていることが大きな原因であると考えているが，Fig.3中の今回の実験結果においても，発熱量によって上下に水平移動する傾向がみられ，(4)式中の係数は発熱量等，火源条件のパラメータが含まれる可能性が高い。詳細は今後の課題である。

### 3.2 傾斜トンネルにおける煙の遡上について

## 1 ）遡上阻止限界風速と発熱量の関係

Fig.4(a), (b)に水平トンネルと同様，傾斜路での発熱量と各地点での遡上限界速度の関係を示す。火源が数kWと低い場合においても，火源風上1THの地点で遡上阻止するには，0.8～1m/秒の風速が必要となり，水平の場合の遡上阻止の倍の風速が必要とされる。発熱量が高い場合の火源近傍での遡上阻止上限値は送風機能力の制約から得られなかったが，3THの地点では，水平とほぼ同様に約10kW程以上から遡上阻止限界風速が一定になる傾向がみられた。またV*とQ*¹/³の関係は，(2)式と同様であるが，係数は，Table 2に示すよう
(a) 5 degree

Fig.4 Correlation between dimensionless heat release rate(Q*) vs. dimensionless critical velocity(V*) for preventing backing layer. (in the case of Slope Tunnel) cf. Oka et al.: Y.Oka et al (1995)
に角度が大きくなると大きくなる。

## 2 ）遡上到達距離と発熱量・換気量の関係

Fig.5(a), (b)は，傾斜トンネルにおける遡上距離と無次元パラメータ（Ψ）の関係を両対数でまとめたものである。いずれの場合においても水平の場合に比べ両者の間には明確な直線関係が認められる。その傾きは，傾斜角度によらず約1.0と，水平の場合とは明らかに異なっている。図中に過去の消防研究所のデータ $ ^{5)} $ を併記した。今回の実験結果と傾きはほぼ同じではあるが，かなり異なった位置にプロットされている。過去の実験では，火源が水平路内に設置されていたため，煙はいったん水平路（5度で1.55m，10度で2m）に流れ，その後傾斜部から遡上している。今回の実験に比

Table 2 Correlation of $ V^{*}=aQ^{*1/3} $ under different slope conditions

Horizontal	5 degree	10 degree
Coefficient(a)	0.71	1.58	1.97
$ Q^{*}<0.14 $	$ Q^{*}<0.14 $	$ Q^{*}<0.21 $

cf. Coefficient(a) is obtained by the least square regression using the data in the range of above Q * at 3 high (3TH) upstream position.

(a) 5 degree

Fig.5 Correlation between dimensionless parameter( $ \Psi $ ) vs. dimensionless upstream distance(L/H) (in the case of Slope Tunnel)

cf. FRI: N.Saito et al. (1995)
(b) 10 degree

Fig.5 Correlation between dimensionless parameter( $ \Psi $ ) vs. dimensionless upstream distance(L/H) (in the case of Slope Tunnel)

cf. FRI: N.Saito et al. (1995)

べ遡上到達距離が短くなっているのは，この火源位置の違いによって，火源と遡上先端までの垂直方向の高さが小さくなっていることによることが最も大きな要因と考えられる。このことは，斜路の場合の煙の遡上が，火源の位置及び空間形態によって大きな影響を受けることを示唆している。水平トンネルの場合は，天井の高さによって浮力が制約されるのに対し，傾斜トンネルの場合は，煙遡上距離に比例して浮力が作用するため，物理的には異なった現象になると考えられるが詳細な検討は今後の課題として残されている。

### 4. まとめ

水平及び傾斜路トンネル内での換気条件下での煙の遡上に関する実験を行い，以下のことが明らかになった。

(1) 煙の遡上を阻止する限界の無次元換気風速は，無次元発熱量Q*がある値以下では，その関数として， $ V^{*}=aQ^{*1/3} $ で表され，係数は角度によって異なる。また，Q*がある値以上では，限界換気風速は一定となり，Q*には依存しない。ただし，この限界風速は，傾斜角が大きい程高くなる。

(2) 遡上到達距離は，風速・発熱量等で表記される無次元パラメータΨを用いL/H∞Ψの関係が得られる。nは，傾斜角度により異なり，水平では1/3，5度，10度では各々ほぼ1であった。

なお，今回の火源位置は，風下開放端より高い位置にあるため，その高さ分の静水力学的圧力が，遡上阻止限界風速および遡上到達距離に少なからぬ影響を及ぼしている可能性がある。このことは，
地下トンネル空間等，開口が火源位置より上方部に位置する場合においては，煙を阻止する上で，逆に有利に作用することを示唆しており，排気口端部と火源位置の煙遡上に及ぼす影響については，防煙対策上，今後の研究課題として残されている。

## 参考文献

1）例えば，土木研究所：「トンネル内火災実験報告書一縦流換気における火災実験一」土研資料第1876号（1981.10）及び第1960号(1982.3)

2）例えば，トンネル防火設備実験委員会：「名神高速道路トンネル内の防火設備に関する実験報告」，（社）日本科学防火協会，（1960.7）

3）山田，斎藤，渡部，関沢，箭内，宮崎：「長大トンネルの消防防災対策の調査報告」，消研輯報第46号（1992）

4）斎藤，渡部，山田，宮崎，関沢，箭内他：「地下空間模型を用いた火災性状に関する実験的研究 その1～その8」，日本火災学会研究発表会概要集，（平成4年～平成6年）

5) N.Saito et al.: "Experimental Study on Fire Behavior in a Wind Tunnel with a Reduced Scale Model", Proc. of the 2nd Intl. Conference of Safety in Road and Rail Tunnels, p.303-310, Granada (1995)

6) P.H.Thomas: "The Movement of Smoke in Horizontal Passages against an Air Flow", Fire Research Note. No.723, (1968)

7）例えば水谷：「トンネル内自動車火災実験」，トンネルと地下，13，2，47，（1982）

8) Y.Oka, G.T.Atkinson: "Control of Smoke Flow in Tunnel Fires", Fire Safety Journal. 25, pp.305-322 (1995)

9) J.P.Vantelon et al.: "Investigation of Fire Induced Smoke Movement in Tunnels and Sations: An Application to the Paris Metro", Proc. of the 3rd Internl. Symposium, IAFSS, pp.907-918 (1991)
# Ventilation Criteria for Preventing Backing Layer of Smoke in Case of Tunnel Fire

(Abstract)

Tokiyoshi Yamada, Yuichi Watanabe, Sanae Matsushima, Yasushi Oka $ ^{*1} $ , Hitoshi Kurioka $ ^{*2} $ , Hideaki Kuwana $ ^{*2} $ , Hiroomi Satoh $ ^{*2} $

(Received December 25, 1996)

A series of experiments have been carried out with a reduced scale model to develop fire safety design methodology in tunnel space including underground tunnel. One of the major issues is ventilation criteria for preventing upstream backing layer of smoke under ventilation condition in each of horizontal and slope tunnel.

As the results, the followings were found.

1) The critical velocity to prevent upstream backing layer can be characterized by the Froude Number $ \left(\mathrm{V}^{*}\right) $ vs. heat release rate $ \left(\mathrm{Q}^{*}\right) $ , and the correlation can be expressed by $ V^{*}=a Q^{*1/3} $ under certain value of $ Q^{*} $ , and $ V^{*} $ saturates over the value: where $ V^{*}=V_{\mathrm{crit}}/\left(\mathrm{gH}\right)^{1/2} $ and $ Q^{*}=g Q/\rho $ $ a C_{p}T_{a}g^{1/2}H^{5/2} $ .

This experimental result indicates that the coefficient (a) is sensitive to the slope angle, and then critical velocity for preventing back layer in 10 degree inclined tunnel is almost twice as much higher as that in horizontal tunnel.

2) The length(L) of the backing layer of smoke are examined by dimensionless parameter $ \Psi\left(=\mathrm{gQ}/\rho_{a}\mathrm{C}_{\mathrm{p}}\mathrm{T}_{\mathrm{a}}\mathrm{V}^{3}\mathrm{H}\right) $ , and the correlation can be expressed by $ L/H\propto\Psi^{n} $ . The values of the power(n) are 1/3 for horizontal tunnel and unit for slope tunnel respectively. Other distinctive differences of the correlation are not found between 5 and 10 degree slope tunnel.
# 消火設備配管用フレキシブル管の管路抵抗

平賀俊哉，金田節夫，大庭康雄 $ ^{*} $

(平成8年12月27日受理)

消火用スプリンクラーヘッド直近に種々の波形状を持つコルゲート系のフレキシブル管が実用化されるようになった。これらの管について，配管設計上，最も重要な管路抵抗特性に関しての研究は皆無に近いのが現状である。そこで，現在，スプリンクラー消火設備に使用されているこれらフレキシブル管の管路抵抗に関する実験を行った。

その結果、次のことがわかった。

(1) 波断面形状が異なっていても管路抵抗値からは，その影響は見受けられない。

(2) 管全域にわたって波状面を有するフレキシブル管の管路抵抗は

$$ \Delta\mathrm{h}=0.36\times10^{-4}\times(1/\kappa)\mathrm{L Q}^{2.1} $$

で表すことができる。

ここで，$\Delta h$ は長さ $L$ （m）のフレキシブル管の管路抵抗（$\mathrm{kgf/cm^{2}}$），Q は流量（$\ell/\mathrm{min}$），$\kappa$ は管径 $\mathrm{d}(\mathrm{mm})$ とするとき $\kappa = (\mathrm{d}/22)^{5}$ で表される管内径補正係数である。

### 1. はじめに

管内を水が流れるとき，管壁近傍の水内部で生じる管路抵抗に関する研究は，これまで滑らかな管や管内面粗さのある管を用いて古くから多くの人々によって行われてきた $ ^{1)} $ 。

一方，近年，管内壁に波状面をもつコルゲート系の管が開発され，その特徴に柔軟性があることから，フレキシブル管と呼ばれてスプリンクラー消火設備のヘッド直近の配管に種々の波形状のものが実用化されるようになった $ ^{2)} $ 。しかし，これらを含むコルゲート系管の管路抵抗については，これをある程度統一的に扱うような公式はなく $ ^{3)} $ ，個々の場合についての実験も皆無 $ ^{4)} $ に近いのが現状である $ ^{5)} $ 。

そこで，現在，スプリンクラー消火設備に使用されている各種フレキシブル管の管路抵抗を調べるため，代表的なものを選び $ ^{6)} $ ，これを用いて実験を行った。ここでは，管内径・管長・流量と管路抵抗の関係について述べている。

### 2. 実験装置及び実験方法

実験装置は，Fig.1に示すようにバイパスバルブV1，流量計Q，上流助走区間Lin，測定区間Lmsr，下流助走区間Lout，流量調整用バルブV2，差圧計ΔHdのほか，図には示していないが水槽，モーター駆動ポンプ，ペンレコーダ等から構成されている。Lin及びLoutのパイプ径は同一である。

流量計Qは，電磁タイプのもので，流量域が0～80ｌ/minと，0～300ｌ/min，精度が共に±
0.5%の2種類のものを流量に応じて取り替えて使用した。

差压計 ΔHdは，最大差压が，0.1kgf/cm²，0.5kgf/cm²，2.0kgf/cm²の3種類のなかから差压値に応じて適時選択した。差压計の精度はいずれも±0.3%で，形式は静電容量タイプのセンサーである。これらのセンサー類は，実験の前後に較正を行った。

実験では，測定部に試料を挿入し，V1及びV2を操作して測定部が所定の送水流量になったことを確認した後，Fig.1に示す（Lin+Lmsr+Lout）の間の差圧△h_{ttl}を計測した。△h_{ttl}には（Lin+Lout）の圧力損失が含まれているので，前もって，（Lin+Lout）の間の流量Qと圧力損失△h_{sprt}の関係を調べておき，△h=△h_{ttl}-△h_{sprt}を試料の管路抵抗値とした。

消火設備用のフレキシブル管の管径は，呼称25Aが主であることから，実験では，試験試料を呼称25Aの管径のもののなかから選んだ。なお，これらの試験試料は，他の機関によって性能評定試験がなされた後の管を入手したものである。

Fig.2に実験に用いたフレキシブル管の概要を示す。

Fig.2(A)のフレキシブル管は，管のほぼ全長にわたってその内壁に波状面が存在するもので，多種類のものがあり，使用実績も多い。

Fig.2(B)は，直管部に部分的にコルゲート部を有するフレキシブル管である。このFig.2(B)のものは，Fig.2(A)のものに比べ，製品化されたのが最近のこともあり，現在のところ種類が少ない。しかし，波形状部分の加工長さが短いためコスト面で有利となることから，今後，Fig.2(B)類似のものが各社から生産されることが予測されるので，Fig.2(B)の管路抵抗も調べてみた。以後，Fig.2(B)の形状のものを特にセミーフレキシブル管と呼ぶことにする。

Fig.2(C)は，管の波断面形状で，各社とも，管路抵抗を考慮しつつ，管のフレキシブル性を高めるため，Fig.2(C)に示す波ピッチp，波高さh，管内波間隔C1，管外波間隔C2，h/2付近の膨らみ等に開発努力が払われている。

管径dは，Fig.2(C)に示すように流路断面の最小箇所とした。

フレキシブル管及びセミーフレキシブル管のサイズをTable 1に示す。Table 1のなかで，試料番号No.1～5には，管継手として，管端に90°エルボが，試料番号No.6～10には，同じく，管端にレジューサーが取り付けられている。これらのエルボ，レジューサーは総て縮小管である。

Fig.1 Diagrammatic sketch of experimental set-up
### 3. 管路抵抗の基礎式

gを重力の加速度，λを管摩擦係数とすると，内径dの管内を平均速度vで水が流れるとき，長さLの間の管路抵抗Δhは次に示すDarcy・Weisbachの式で表すことができる。

Table 1 Sample size

Sample number	Nominal size of L	Actual length (mm)	Diameter (mm)	Pipe end	Manufacturer
No.1	1400	1200	21.5	Elbow	A
No.2	1500	1340	19.0	Elbow	B
No.3	2000	1800	19.0	Elbow	B
No.4	3500	3340	22.0	Elbow	C
No.5	5000	4800	22.0	Elbow	C
No.6	800	760	20.2	Reducer	D
No.7	1000	880	20.2	Reducer	D
No.8	1200	1130	20.2	Reducer	D
No.9	1500	1380	20.2	Reducer	D
No.10	1800	1740	20.2	Reducer	D

### Fig.2 Corrugated flexible pipes

(A): The corrugated pipe extended waves for full length

(B): The corrugated pipe inserted between straight pipes

(C): The detail drawing of (A)

D: Diameter

h: Height

P: Pitch

C1: The clearance of inside

C2: The clearance of outside
$$ \Delta\mathbf{h}=\lambda\frac{\mathbf{L}}{\mathbf{d}}\quad\frac{\mathbf{v}^{2}}{2\mathbf{g}} $$

(1)式において，平均流速vをQとdに変換すると次式となる。

$$ \begin{aligned}&\Delta\mathrm{h}=\lambda\frac{\mathrm{L}}{2\mathrm{gd}}\quad\left(\frac{\mathrm{Q}}{\pi\mathrm{d}^{2}/4}\right)^{2}\\ &=\mathrm{C}\left(\mathrm{L},\mathrm{d}\right)\mathrm{Q}^{2}\\ & ここで ,\\ \end{aligned} $$

$$ \mathrm{~C~}\left(\mathrm{~L~,~d~}\right)=\frac{8\lambda}{\pi^{2}\mathrm{g d}^{5}}\mathrm{~L~} $$

である。

λは，レイノルズ数Re，及び，管内あらさ度ε/d（ε：管内壁のあらさ）の関数として種々の式（実験式）が示されている $ ^{1)} $ が，滑らかな管や管内面粗さのある管についてのこれらの式の大半は，対数関数や指数関数からなる複雑な無理式で，λの算出は容易でない。そこで，ここでは，Δhの計算精度より計算の容易さに重きをおいて，λを長さL，管径dのみの関数としたC（L，d）で表し，このC（L，d）を「みかけ上の管摩擦係数」と呼ぶことにする。

### 4. 実験結果と考察

### 4.1 縮小管継手を含んだ市販の消火設備用フレキシブル管の管路抵抗

Fig.3は縮小管継手を含んだ市販の消火設備用フレキシブル管の流量一管路抵抗曲線である。各管の長さ（呼称）はTable1に示すように各々異なっている。また，Fig.3の管路抵抗のなかには，図中右下に示す差圧測定のための助走区間（Lin+L out）の管路抵抗は含まれていない。

Table2は，Fig.3の実験式の一覧である。Table2から，管長Lに比例する「みかけ上の管摩

Fig.3 Water-flow resistance of flexible pipes (Sample numbers are from No.1 to No.10.)
Table 2 Empirical formula of resistance for water passage on commercialized flexible pipes with pipe fittings

Sample number	Empirical formula	Pipe length(L):mm	Manufacturer
No.1	$ \Delta h(Q)=1.27\times10^{-4}Q^{2.01} $	1400	A
No.2	$ \Delta h(Q)=1.91\times10^{-4}Q^{2.02} $	1500	B
No.3	$ \Delta h(Q)=2.10\times10^{-4}Q^{2.05} $	2000	B
No.4	$ \Delta h(Q)=2.20\times10^{-4}Q^{2.03} $	3500	C
No.5	$ \Delta h(Q)=2.41\times10^{-4}Q^{2.08} $	5000	C
No.6	$ \Delta h(Q)=1.07\times10^{-4}Q^{1.97} $	800	D
No.7	$ \Delta h(Q)=1.11\times10^{-4}Q^{1.97} $	1000	D
No.8	$ \Delta h(Q)=1.16\times10^{-4}Q^{1.97} $	1200	D
No.9	$ \Delta h(Q)=1.40\times10^{-4}Q^{1.95} $	1500	D
No.10	$ \Delta h(Q)=1.48\times10^{-4}Q^{1.94} $	1800	D

The unit of $ \Delta h $ is $ (\mathrm{kgf/cm}^{2}) $ , Q is $ (\ell/\mathrm{min}) $

Table 3 Empirical formula of resistance for water passage on rectilineal corrugated pipes

Sample number	Empirical formula	Actual length(mm)	Diameter(mm)	Manufacturer
No.1	$ \Delta h(Q)=0.44\times10^{-4}Q^{2.11} $	1200	21.5	A
No.2	$ \Delta h(Q)=0.94\times10^{-4}Q^{2.10} $	1340	19.0	B
No.3	$ \Delta h(Q)=1.10\times10^{-4}Q^{2.13} $	1800	19.0	B
No.4	$ \Delta h(Q)=1.19\times10^{-4}Q^{2.11} $	3340	22.0	C
No.5	$ \Delta h(Q)=1.55\times10^{-4}Q^{2.12} $	4800	22.0	C
No.6	$ \Delta h(Q)=0.45\times10^{-4}Q^{1.84} $	760	20.2	D
No.7	$ \Delta h(Q)=0.46\times10^{-4}Q^{1.85} $	880	20.2	D
No.8	$ \Delta h(Q)=0.51\times10^{-4}Q^{1.88} $	1130	20.2	D
No.9	$ \Delta h(Q)=0.74\times10^{-4}Q^{1.86} $	1380	20.2	D
No.10	$ \Delta h(Q)=0.82\times10^{-4}Q^{1.83} $	1740	20.2	D

擦係数」C（L，d）は，管長Lの増加に応じて大きくなっているのがわかる。

### 4.2 フレキシブル管の管路抵抗

Table2では，管端部にある縮小管継手を含んだ値であるが，Table3は，縮小管継手の管路抵抗を差し引いたフレキシブル管のみの実験式である。

Table2およびTable3の実験式は次のように示すことができる。

$$ \Delta\mathbf{h}=\mathbf{C}\quad(\mathrm{L},\mathrm{~d})\quad\times\mathbf{Q}^{\mathrm{N}} $$

Fig.4は，Table3のデータを基に管路長（実測値）Lとみかけ上の管摩擦係数C（L，d）を表した

ものである。

Fig.4から，フレキシブル管（●）では，No.2とNo.3が他のものに比べて大きく離れているようにみえる。例えば，No.2の場合，これをNo.1と比べると，Lが約10％増したのにC（L，d）が約200％の増加となっている。これは，(3)式で示したように，Δhがd⁵に反比例するが，No.1（d=21.5mm）とNo.4，5（d=22.0mm）のdの差が0.5mmに対し，No.2，3（d=19.0mm）は，No.1より2.5mm，No.2より3.0mmとdが細いことが原因と考える。

Fig.4の★は，フレキシブル管のdを同一管径d₀
Fig.4 Relation between actual length of pipe L and real pipe friction coefficient C(L,d)

Table 4 Lengths of corrugated section and straight pipe section of semi-flexible pipes

Sample number	No. 6	No. 7	No. 8	No. 9	No. 10
Overall length (mm)	760	880	1130	1380	1740
Corrugated section (mm)	300	300	400	500	500
Straight pipe section (mm)	460	580	730	880	1240
Number of corrugated sections	6	6	8	10	10

としてC（L, d）を示したものである。基準とした管径 $ d_{0} $ は，No.4，5がサンプル中最も太い管であったので，これを代表値とし， $ d_{0}=22\left(\text{mm}\right) $ とした。即ち，No.1，2，3の管径dを22mm相当として，(3)式を用いてC（L, d）を算出した。

フレキシブル管は，波断面形状の異なる3社5タイプの試験試料を用いたが，波断面形状に関係なくC（L，d）と管長とはほぼ比例しているようにFig.4からみえる。このことから，今回の実験範囲では，波断面形状が異なっていても管路抵抗はその影響をほとんど受けていないといえる。また，Fig.4では， $ d_{0}=22mm $ 相当としてC（L，d）を算出したが， $ d_{0} $ が少なくとも呼称25Aの範囲内の値であれば，C（L，d）は，Fig.4と同様，直線的傾向を示すものと考える。

セミーフレキシブル管（◆）は，総て同一管内径であるが，Fig.4をみると，C（L，d）とLとはフレキシブル管ほど直線的ではない。

Table 4にセミーフレキシブル管のコルゲート部の数，及び，コルゲート部と直管部の実測値が示されている。

このセミーフレキシブル管の場合，直管部の管径
Table 5 The value from experimental formula C(L,d) of corrugated pipe per one meter which diameter equivalent to d=22mm and the value of N

Sample number	C (L,d)	N
No.1	0.33×10-4	2.11
No.2	0.34×10-4	2.10
No.3	0.32×10-4	2.13
No.4	0.36×10-4	2.11
No.5	0.32×10-4	2.12
No.6	0.39×10-4	1.84
No.7	0.34×10-4	1.85
No.8	0.29×10-4	1.88
No.9	0.35×10-4	1.86
No.10	0.31×10-4	1.83

数がLに比例していないため，C（L，d）とLとがフレキシブル管ほど直線的にならなかったものと考えられる。また，管路抵抗の大きいコルゲート部の長さが，セミーフレキシブル管の長さLに無関係に決められていることも原因の一つと考えられる。

### 5. 同一管径換算・単位長さ当たりのフレキシブル管の管路抵抗

Table 5は， $ d_{0}=22mm $ 換算，長さ1mのフレキシブル管のみのC（L，d）とNの値である。

なお，セミーフレキシブル管に対する考えは，管長を減じればコルゲート部も直管部もそれに比例して短くなるものとしている。

Table 5から，フレキシブル管は，Nが2.10～2.13の間に，C（L，d）が（0.32～0.36）×10^{-4}

Table 6 Comparison with the value( $ \Delta $ hcl) from abbreviation of empirical formula and the value( $ \Delta $ hex) from experiment both flow rate on 80 l /min

Sample number	Value of $ \Delta $ hcl (kgf/cm $ ^{2} $ )	Value of $ \Delta $ hex (kgf/cm $ ^{2} $ )	$ \Delta $ h $ ^{*} $	Diameter/Length (mm)/(m)
No.1	0.480	0.456	1.05	21.5/1.20
No.2	1.000	0.932	1.07	19.0/1.34
No.3	1.338	1.343	1.00	19.0/1.80
No.4	1.193	1.240	0.96	22.0/3.34
No.5	1.714	1.678	1.02	22.0/4.80
No.6	0.135	0.143	0.94	20.2/0.76
No.7	0.156	0.153	1.02	20.2/0.88
No.8	0.200	0.193	1.04	20.2/1.13
No.9	0.244	0.258	0.95	20.2/1.38
No.10	0.308	0.249	1.24	20.2/1.74

d_{s}>コルゲート部の管径dとなっている。このため、コルゲート部と直管部とが接続する部分は、急拡大管又は急縮小管とみなすことができる。急拡大管又は急縮小管の管径急変部分では、管摩擦のほかに、流れの乱れによる内部摩擦によって圧力損失が増加する。管径急変部分の個数が増えれば、管路抵抗もそれに比例して大きくなることになる。今回使用したセミーフレキシブル管の場合、管径急変部分の個

$$ \Delta\mathrm{h}^{*}=\Delta\mathrm{hcl}/\Delta\mathrm{hex} $$

の範囲にあり，直管部の存在するセミーフレキシブル管は，$\mathrm{N}=1.83\sim1.88,\mathrm{C}\left(\mathrm{L},\mathrm{d}\right)=\left(0.29\sim0.39\right)\times10^{-4}$ となっている。

### 6. フレキシブル管の管路抵抗式

Table 5の値を考慮した上で，長さL，管径dのフレキシブル管のΔhの略値は次式として求めることができる。
$$ \Delta h=0.36\times10^{-4}\times(1/\kappa)LQ^{2.1} $$

なお，参考までにセミーフレキシブル管は，

$$ \Delta\mathrm{h}=0.28\times10^{-4}\times\left(1/\kappa\right)\mathrm{LQ}^{1.9} $$

である。

ここで。

Δh：長さL（m）のフレキシブル管の管路抵抗（kgf/cm²）

L：フレキシブル管の長さ（m）

Q：流量（ $ \ell $ /min）

κ：管径d（mm）とすると，κ= $ \left(\frac{d}{22}\right)^{5} $

## で表される管内径補正係数

Table 6は，管路抵抗略算式の計算結果Δhclと実験値Δhexとを，フレキシブル管を経由してスプリンクラーへッドから放出される基準流量80ℓ/minにおいて比較したもので，表中，Δh*=Δhcl/Δhexである。

Table 6から，フレキシブル管の$\Delta h^{*}$の算術平均は約1.02で，$(\Delta h\ \mathrm{cl}-\Delta h\ \mathrm{ex})/\Delta h\ \mathrm{ex}$を計算誤差とすると，計算誤差は，総て0.07以内となっている。

### 6. まとめ

今回の実験で使用したフレキシブル管について次のことがわかった。

(1) 波断面形状が異なっていても管路抵抗からは、その影響は見受けられない。

(2) 管全域にわたって波状面を有するフレキシブル管の管路抵抗は

$$ \Delta h=0.36\times10^{-4}\times(1/\kappa)LQ^{2.1} $$

で表すことができる。

なお，直管部が主で，部分的にコルゲート部のある管の管路抵抗は

$$ \Delta\mathrm{h}=0.43\times10^{-4}\times(1/\kappa)\mathrm{L Q}^{1.9} $$

で表すことができる。

ここで,

Δh：長さL（m）のフレキシブル管の管路抵抗（kgf/cm²）

L：フレキシブル管の長さ（m）

Q : 流量 ( $ \ell $ /min)

κ：管径d（mm）とするとκ=（d/22）

で表される管内径補正係数である。

この研究は，「消火設備配管の評価手法に関する研究」の一環として行ったものである。

各種のフレキシブル管が消火設備配管に使用されるさいには，関係する技術基準との等価性，整合性の観点から個々のフレキシブル管の型式について実験的手法によって性能試験が行われている6)。

使用済みのフレキシブル管を用いた今回の実験では、実験から導いた式による計算値と実測値との誤差が7％の範囲内であった。この値が関係する技術基準や配管設計上等で許される範囲内とするならば、フレキシブル管の管路抵抗については、実験式を用いた計算的手法によって性能評定も可能であると、今回の実験結果からいえる。計算的手法の確立には、今回の実験の試験試料より、更に多くの試験試料を用いた実験が必要となろう。

## 文献

1）例えば，板谷松樹，水力学，p122，日本機械学会（1960）

2）(財) 日本消防設備安全センター, 「消火設備用配管継手性能評定幹事会技術資料」(1996)

3）日本機械学会（管路・ダクトの流体抵抗出版分科会），「技術資料：管路・ダクトの流体抵抗」，日本機械学会（昭和55年）

4）小栗幸正，波状粗面管の管摩擦係数，中部大学工学部紀要，p7（1985）

5）平賀，金田，「コルゲート系管の管路抵抗に関する文献調査」報告書，（財）日本消防設備安全センター（1994）

6）（財）日本消防設備安全センター，「消火設備配管継手性能評定結果」（1996.9月）

7）（財）日本消防設備安全センター，「消火設備配管継手性能評定方法」（1996.9月）