Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
## V - 2 ファイナル・テスト

為替レート外生の場合についてみると，V-2-1表にあるように，ファイナル・テストの結果は従来のモデルに比べ一段と改善されている。また，先決変数に実績を与えたトータル・テストとの比較でも悪化の程度は小さくなっており，人為的なラグのとり方をできる限りとり除いたことの効果が表われている。また，為替レート内生の場合にも，V-2-2表のファイナル・テストの結果は良好であり，このモデルでの為替レート決定法が使用に耐えるものであることを示している。

V - 2 - 1 表 為替レート，資本勘定を外生化した場合のシミュレーションテスト結果

（昭和45年度～昭和52年度）

変数	R. M. S. E.	R. M. S. P. E.	V. N.
トータル・テスト	ファイナル・テスト	トータル・テスト	ファイナル・テスト	トータル・テスト	ファイナル・テスト
GNP	811.049	1753.586	0.898	1.973	1.936	0.376
C	564.215	1076.058	1.181	2.165	2.653	1.006
IHP	332.021	449.390	5.381	7.397	1.809	0.821
IFP	347.499	837.434	2.028	4.732	1.419	0.229
IF 2	303.953	605.868	4.146	7.931	1.579	0.374
IFN 2	206.716	405.182	2.357	4.358	1.017	0.839
IIP	489.814	611.637	1257.241	696.811	1.766	1.275
X	543.920	538.526	3.995	4.143	1.420	1.088
M	251.300	400.455	2.465	3.846	1.959	0.802
XG	516.680	507.139	4.413	4.492	1.154	0.839
MG	221.751	281.482	2.786	3.453	1.683	1.140
GNPV	1473.171	3418.141	1.212	2.731	2.022	0.425
CV	715.831	1596.082	1.143	2.132	2.152	0.390
IHPV	624.070	1108.311	6.479	11.340	1.625	0.584
IFPV	524.327	1214.517	2.384	5.412	1.550	0.260
XV	722.740	886.429	3.998	4.760	1.239	0.866
MV	487.001	711.460	3.260	4.820	1.331	0.575
XGV	667.353	768.248	4.337	4.768	1.004	0.792
MGV	420.516	572.405	3.500	4.866	1.378	0.732
PGNP	0.914	2.912	0.664	2.129	1.394	0.413
PC	0.734	1.901	0.514	1.552	1.581	0.385
PCG	4.758	6.502	2.651	3.562	2.714	1.339
PIH	2.944	16.416	2.120	10.431	1.034	0.116
PIF	1.525	2.832	1.198	2.231	0.805	0.194
PIG	1.949	3.087	1.429	2.486	1.344	0.298
变 数	R. M. S. E.	R. M. S. P. E.	V. N.
トータル・テスト	ファイナル・テスト	トータル・テスト	ファイナル・テスト	トータル・テスト	ファイナル・テスト
PIIP	1.867	2.592	1.540	2.256	1.293	0.383
PXG	1.823	2.920	1.476	2.327	1.888	0.776
O	1.915	3.913	1.766	3.561	1.438	0.319
W	26.604	50.378	1.559	2.788	2.596	0.671
LF	0.232	0.338	0.440	0.635	2.058	0.470
LW	0.191	0.236	0.543	0.662	1.113	1.057
LSE	0.297	0.489	1.770	3.035	1.641	0.586
U	0.042	0.058	5.785	7.653	1.155	0.408
UR	0.084	0.115	6.128	7.926	1.187	0.408
VA	0.191	0.276	14.102	20.329	0.345	0.155
Y	2292.204	2964.572	2.309	3.065	1.885	0.857
YW	1072.643	2142.757	1.730	3.173	2.333	0.634
YC	1315.638	1553.718	15.184	18.045	1.221	0.941
YR	493.276	466.131	4.207	4.327	0.879	0.753
YSE	962.402	1032.391	5.134	5.254	1.218	0.661
YD	1890.556	2351.113	2.260	2.653	1.934	0.901
SC	1374.603	1590.528	502.459	420.346	1.100	1.041
SP	1428.697	1384.374	8.278	7.930	1.804	1.534
NW	497.292	4015.074	0.342	2.508	1.536	0.123
TIC	329.837	413.615	4.042	4.998	1.438	1.081
TIM	32.649	36.553	5.895	6.472	1.714	1.299
TYP	498.076	686.726	8.013	11.196	1.268	0.661
TYC	415.354	482.878	7.746	9.350	1.349	1.117
RC	0.410	0.565	5.842	8.622	1.874	0.745
RBRA	0.424	0.695	5.636	7.581	1.723	0.726
RLB	0.115	0.125	1.486	1.583	1.456	1.327
RSEC	0.460	0.823	5.782	10.451	0.988	0.402
CURP	173.186	391.059	2.310	4.794	1.424	0.321
DD	765.520	1837.867	2.593	5.590	1.006	0.301
DT	763.671	2528.299	1.349	3.717	1.601	0.369
SEC	130.304	237.684	1.554	3.028	1.118	0.474
M 1	891.130	2197.373	2.377	5.302	1.080	0.292
M 2	1351.148	4123.642	1.476	3.557	1.311	0.286
FNW	434.727	1414.059	2.977	11.035	1.598	0.172
V - 2 - 1 図 為替レート，資本勘定を外生化した場合の推計値と実績値の比較

(2) 名目国民総生産 (GNPV)
V - 2 - 1 図 為替レート，資本勘定を外生化した場合の推計値と実績値の比較 - つづき -

(3) 民間最終消費支出 (C)

(4) 第二次產業設備投資 (IFM)
V - 2 - 1 図 為替レート，資本勘定を外生化した場合の推計値と実績値の比較 - つづき -
V - 2 - 1 図 為替レート，資本勘定を外生化した場合の推計値と実績値の比較 - つづき -

(9) 鉱物性燃料通関輸入 (MMFC)

(10) 加工製品通関輸入 (MMGC)
V - 2 - 1 図 為替レート，資本勘定を外生化した場合の推計値と実績値の比較 - つづき

(12) アブソープション・デフレータ（PA）
V - 2 - 1 図 為替レート，資本勘定を外生化した場合の推計値と実績値の比較 - つづき -

(17) 失業率 ( UR )

(18) コール・レート（RC）
Serial No. 70

# 消防研究所报告

通 卷 70 号

1990年9月

## 目次

東京湾岸におけるやや長周期帯域の地盤の卓越周期……座間信作……(1)

非溶融性繊維織物の高度難燃性能の評価……斎藤直，箭内英治……(9)

開発した軽量積載三連はしごの強度について……山田實，亀井浅道……(17)

所外発表論文の概要……(25)

消防厅消防研究所
# REPORT OF FIRE RESEARCH INSTITUTE OF JAPAN

Serial No. 70

September 1990

## – Contents –

Predominat Period of Long Period Ground Motion in Tokyo Bay Area
..... Shinsaku Zama ..... (1)
Classification of Flammability of Non-melting Flame Retardant Textiles
..... Naoshi Saito and Eiji Yanai ..... (9)
On the Strength of a Newly Developed Aluminum-Alloy Extension Ladder with 3 Sections
..... Minoru Yamada and Asamichi Kamei ..... (17)
Abstracts of Articles of Staff of FRI Published by Outside Organizations ..... (25)
# 東京湾岸におけるやや長周期帯域の 地盤の卓越周期

座間 信作

(平成2年5月28日受理)

東京湾岸におけるやや長周期地震動予測を行うための基礎資料を得る目的で，周期約2から10秒の帯域の地盤の卓越周期を微動測定・地震動観測・地下構造から求め比較した。その結果，微動と地震動の卓越周期は約4，8秒前後，また地下構造から得た卓越周期は4秒付近にあって互いによく一致しており，地震観測が行なわれていない地点の卓越周期は簡便な微動測定によって推定可能であることが分かった。

### 1. はじめに

東京湾岸は我国を代表する工業地帯であり，1000kl以上の特定屋外貯蔵タンク6000基以上を有している。地震による石油タンクの被害形態は多種にわたるが，概ね約1秒以下の短周期地震動によるものとやや長い周期の地震動によるものとに大別される。後者は著しい液面揺動（以下，スロッシングという）が生じることによるもので，例えば1964年新潟地震，1983年日本海中部地震ではスロッシングによりタンク火災が発生している。このような被害が当該地域で発生した場合の影響は極めて甚大であると推察される。

石油タンクのスロッシングの発生は石油タンク内の貯液と地震動の共振の度合による。スロッシングの固有周期はタンクの直径，液深によるが，ほぼ数秒から十数秒の範囲にある。従ってこの周期（以下，やや長周期という）帯域の地震動特性を把握し，これに基づいて地震動予測を行なう事が極めて重要な課題となっている。このことは石油タンクのスロッシングの問題に限らず，最近の各種ウォーターフロント計画にみられる長大構造物の増加への地震対策を考える場合にも同じことがいえる。

このような観点から，やや長周期地震動の観測，解析 $ ^{1,2)} $ やその励起に深く関わる堆積層の速度構造探査 $ ^{3)} $ が実施されてきた。本報告では東京湾岸全域にわたるこの帯域の地震動予測を行なう第一段階として，微動，地震動，地下構造から得られる卓越周期について総合的に検討した結果を述べる。

### 2. やや長周期微動の測定・解析

東京湾岸のやや長周期帯域の震動性状を知るための一助として微動の測定を行なった。このために地震計3成分，アンプ，フィルター，アナログデータレコーグ，オシロスコープ，時計から構成される軽量・可搬型の微動測定装置を作製した(Fig.1)。地震計はサーポ型速度計で，その周波数特性は70Hz～0.1Hzでフラットなものである。測定はcut-off周波数1Hzのローパスフィルターをかけることによって，短周期成分を落として行なった。アンプ，データレコーグ（再生も含む）の総合特性は約0.5Hz～0.1Hzでフラットである(Fig.2)。

東京湾岸での測定を行なう前に，消防研究所(MTK, Fig.4参照)において微動の測定を行ない，そのスペクトルの時間・季節的変化を検討した。測定は約20分間で，解析では人為的ノイズが含まれる部分を避け，サンプリング周期0.04秒，4096ポイントでAD変換(12bit)したデータを用いた。このデータにcos-taperのwindow*をかけ，DC成分，直線ドリフトを除
Fig. 1 Composition of the microtremors recording system.

処理をした。更に，4区間について各々フーリエスペクトルを求め，hanning window**を5回かけたものの平均値を最終的なスペクトルとした。

Fig.3a は1989年6月7日の13:00, 15:00, 17:00 のスペクトルの変化を, Fig.3b は1989年4月4日, 6月7日, 9月1日の13:00のスペクトルの変化をみたものであり, これらの結果からやや長周期微動の振幅

Fig. 2 Frequency characteristic of the instrument.

Fig. 3a Time variation of spectra of the microtremors at MTK with regard to hour.
Fig. 3b Time variation of spectra of the microtremors at MTK with regard to month.

レベルには変化があるものの卓越周期はほぼ一定であることが分かった。

やや長周期微動の卓越周期については台風の接近等によって変化するとするものと $ ^{4)} $ ，変化しないところもある $ ^{5)} $ という報告がなされているが，今回は卓越周期に時間的変化はみられず定常的であると判断して，東京湾岸での測定を行なった。

測定地点は，Fig.4に示すように地震観測点を含む23地点である。大半は1回の測定であるが，地震観測点では2～3回，日を変えて測定を行ない定常性をチェックしている。微動のスペクトルの一例をFig.5に示す。ここで実線，破線，一点鎖線はそれぞれ東西，南北，上下方向の微動のスペクトルを表わす。この例では，周期約4秒，7～8秒にピークを見ることができる。

### 3. やや長周期地震動の観測・解析

地震観測は Fig.4 に示すように，東京湾岸沿いの 5 地点（東京電力川崎(KWS)，千葉(CHB)，姉崎(ANG)，富津(FUT) 火力発電所，東京都小名木川排水機場(ONG)）とその周辺の 2 地点（東京大学地震研究所(ERI)，消防研究所(MTK)）の計 7 地点で行なわれている。東京湾岸の 5 地点はいずれも臨海埋立地にある。

地震観測システムは KWS を除き同じ仕様になって

Fig. 4 Location of the seismic observation points (large solid circle), the measurement points of microtremors (small solid circle), and the earthquakes treated in this paper.

Fig. 5 An example of the spectra of the microtremors at ANG. The solid, broken, and dash-dotted lines indicate the spectra of the EW, NS, and UD component of the microtremors, respectively.
いる。即ち、40秒まで周期特性がフラットな村松式速度型強震計と12bitディジタルレコーダによって、遅延時間30秒、サンプリング周波数100Hz、トリガーレベル0.05kineで観測している。KWSでは、25秒までフラットな地中埋め込み式速度型強震計とアナログデータレコーダを用いている。トリガーレベルは同じく0.05kine、遅延時間は17.56秒である。各観測点ともNHK時報により、時計の自動校正を行なっているので、時間に関しては1/100秒の精度が保たれている。以上のシステムで、20kineまでの強震動が飽和することなく計測できる。

Fig.6aに1990年2月20日伊豆大島近海の地震 $ (M=6.5, H=17\mathrm{km}) $ ，Fig.6bに1989年3月6日千葉県北部の地震 $ (M=5.9, H=61\mathrm{km}) $ のANGでの記録を示す。一見してFig.6aではやや長周期成分が，Fig.6bでは短周期成分が卓越しているのが分かる。またFig.6aでは震動継続時間が長いのが特徴的である。前節と同様の方法によって求めたスペクトルを1秒から20秒までの間でみるとFig.7a,bのようになる。

Fig. 6 Examples of the seismograms at ANG.

b: The 6 $ ^{th} $ March 1989 Northern Chiba Prefecture earthquake.

Fig. 7 Examples of the spectra of the seismograms at ANG.

a: The 20 February 1990 Near Izu-Ohshima earthquake.

b: The 6 March 1989 Northern Chiba Prefecture earthquake.

The solid, broken, and dash-dotted lines indicate the spectra of the EW, NS, and UD component of the seismic ground motion, respectively.

Fig.7a では微動の卓越周期とほぼ一致した卓越周期（約4秒，8秒）が見られる。一方 Fig.7b でも不明瞭であるが，微動の卓越周期約4秒，7～8秒にピークを見いだすことができる。即ち，観測地点付近のやや
長周期の震動特性が短周期の卓越した地震記録にも多少なりとも反映されていることが分かる。

## 4 ．やや長周期帯域の卓越周期

ここでは微動，地震動及び地下構造から得られる卓越周期について総合的に検討する。

微動の卓越周期は，東西，南北方向の2つのスペクトル曲線の包絡線のピークを与える周期とする。地震動については，やや長周期成分が卓越した1990年2月20日伊豆大島近海の地震の地震記録のスペクトルから同様に求める。

地下構造を用いて理論的に卓越周期を計算する方法としては，S波重複反射を仮定するもの $ ^{6)} $ ，表面波の分散曲線から求めるもの $ ^{7)} $ がある。何れの場合にもS波速度分布が与えられていなければならないが，現状ではやや長周期地震動の励起に関与するP波速度5.5 km/s程度のいわゆる基盤までの堆積層内の分布はよく分かっていない。そこでPS変換波から求めた平均的な堆積層のS波速度 $ ^{8)} $ を用いることとする。この場合地下構造は2層構造となるが，この時の卓越周期は2つの方法のどちらかを用いても等しく求められるので，ここでは簡単なS波重複反射を仮定した方法を使う。

堆積層のS波速度，厚さをそれぞれ $ V_{s} $ ，Hとすると，n次モードの卓越周期(Tn)はS波垂直入射の場合，次式で与えられる。

$$ T n=4H/(2n-1)V s\qquad n=1,\infty $$

ここで, H については人工地震実験から得られた首都圏の基盤等深線図 $ ^{8)} $ を読みとった値を用いる。

Fig.8 上段はこのようにして求めた卓越周期を東京湾岸に沿った微動測定点に対し示したものである。但し，地震動及び理論から得られた卓越周期は地震観測地点に対してのみ与えである。また測定点間距離は無視して，等間隔に並べてあり，参考として MTK，ERI での値も示してある。図中大きな黒丸は微動スペクトルの顕著なピークから得た周期，小さな黒丸はやや不明暫なピークの周期である。縦線は地震動の卓越周期の範囲，☐印は(1)式で n=2 とした時の卓越周期を示している。この n の値は理論値が微動の卓越周期の範囲（約3～9秒）に入るように選んでいる。

Fig. 8 Predominant periods of microtremors, seismic ground motions, and the theoretical values for S-wave underground structure (upper), and the depth to the base rock (lower). The large closed circle shows the period giving the eminent spectral peak of the microtremors. The small one shows the period giving the rather small peak. The bar indicates the range of the predominant periods of the seismic ground motions. The square is the theoretical predominant period of the second mode at the vertical incidence of S-wave on the two layers structure.
これから東京湾岸における微動と地震動の卓越周期は約4，8秒前後で，かつ地震観測地点では両者はよく一致していることが分かる。このことは地震観測データのない地点のやや長周期帯域の地震動の卓越周期の評価に簡便な微動測定が有効であることを示すものである。

一方，地下構造から求めた卓越周期は約4秒前後で，前2者と一致しているが，n=1としても8秒前後に理論周期が得られない。これは単純な2層構造としたためで，比較的良く地下構造の分かっている東京夢の島付近の構造を用いて計算すると8秒という値を得ることができる。

微動観測点に沿ったこれら卓越周期の変動の傾向はこの図の下段に示した基盤の形状と千葉県側を除けば調和していることがみてとれる。この基盤の形状は先に述べた基盤深度図から読み取ったものであるが、この図の作成のための千葉県側のデータは少なく、信頼性にやや欠けることを考慮すると、千葉県側の相違は無視できる可能性がある。そうであるならば、この地域の微動の卓越周期は基盤の深さを推定する資料にもなり得る。

### 5. おわりに

東京湾岸のやや長周期地震動の特性を知るために，微動測定，地震観測を行ない，それらの卓越周期と，基盤深度とPS変換波から求めたS波速度とから得られる卓越周期を比較した。その結果，これらの卓越周期は約4，8秒で互いによく一致しており，地震観測データのない地点については簡便な微動測定によってやや長周期帯域の地震動の卓越周期をある程度推定できることが分かった。

## 謝辞

地震観測の実施については東京電力(株)川崎，千葉，姉崎，富津火力発電所，東京大学地震研究所，東京都土木研究所の御協力を賜わった。ここに記して深甚の謝意を表する。

## 参考文献

1）瀬尾和大(代表者)：昭和63年度科研費研究成果報告書(61460175)(1989)

2）田中貞二他：地震研究所彙報，54，629(1979)

3）例之试，鳴 悦三他：地震研究所彙報，56，265(1981)

4）小林喜久二：第17回地盤震動シンポジウム，19(1989)

5）宮崎正，多賀直恒：第17回地盤震動シンポジウム1(1981)

6）例之ば，佐藤泰夫：弹性波動論，118，岩波書店(1978)

7) 例之ば, Aki, K. and P. G. Richards: “Quantitative Seismology-Theory and Methods–”, 259, Freeman (1980)

8）座間 信作：消防研究所報告，69，1(1990)

9) 東 貞成他：地震学会講演予稿集，1，188(1989)
# Predominant Periods of Long Period Ground Motion in Tokyo Bay Area

(Abstract)

Shinsaku Zama

(Received May 28, 1990)

To clarify the characteristics of the ground motions in the period from about 3 to 12 seconds in the Tokyo Bay Area, the predominant periods are examined at the beginning by the measurement of the microtremors, the observations of the seismic ground motions, and S-wave velocity structure.

The measurement of the microtremors was carried out at 23 points including the seismic observation points, after checking the stability of predominant periods obtained from the spectra of the microtremors at Mitaka city. The seismic ground motions have been observed at 7 points in and around the coast of Tokyo Bay. The analyzed seismic data are the velocity records for 2 events, that is, the 1990 Near Izu-Ohshima earthquake (M=6.5, h=17km) and the 1989 Northern Chiba Prefecture earthquake (M=5.9, h=61km).

The predominant periods are compared with regard to the microtremors, the seismic ground motions, and the theoretical values for S-wave structure. As a result, it is found that these periods almost agree on another. And, it is also found that the predominant period of the microtremors along the coast matches the depth to the base rock.
# 非溶融性繊維織物の 高度難燃性能の評価

斎藤直・箭内英治

消防法令の防災基準を満たす難燃材料・製品のランク付けされた難燃性能を高度難燃性能と定義し，この性能を評価する方法について考察した。そして，放射熱とパイロット火炎を併用する試験方法を提案し，試験装置を試作した。この試験装置を用いて，宇宙開発にもない開発された耐熱性難燃繊維織物を含む21種類の非溶融性繊維織物試料の難燃性能を測定した。その結果，これらの試料の難燃性能をランク付けして評価することができた。本研究で得られた高度難燃性能は，消防法令による防災試験結果とよい整合性が認められた。しかし，JIS法によって測定された酸素指数との相関は認められなかった。

### 1. まえがき

火災安全対策の一つとして難燃性の高分子材料の使用による方法がある。難燃高分子材料は燃えにくい高分子材料を意味し，一般には燃えないことを意味するものではない。しかし，出火原因は小火源によるものが多く，火災初期の火源は多くの場合小さいこと $ ^{1)} $ を考慮すれば，難燃（防災）材料の使用は火災の予防とその拡大防止のために重要な意義を持つといえる。

我国における防災物品の性能の評価は，消防法令に基づく試験方法で行われている $ ^{2)} $ 。この試験は，比較的小さな火源からの燃え広がりを防ぐ性能を調べることを目的としており，ミクロバーナー等で接災試験し，炭化面積などによる判定基準を満たすものは「防災物品」と認定される。それゆえ，消防法にいう防災物品には，辛うじて基準を満たす難燃性のものから不燃性のものまで含まれる。

近年，宇宙開発にともない開発された耐熱性難燃繊維の産業・民生分野への普及も相まって，難燃材料の性能に高度な要求がなされる傾向にある。高度な難燃製品を利用したいという要求は，火災安全上からも望ましいことである。その普及をはかるためには，高度の難燃材料・製品の開発が進められるとともに，高度の難燃性能を評価するための試験方法も確立されなければならない。

この報告は，消防法令の防炎基準を満たす材料・製品の難燃性能をランク付けして評価する方法について考察し，試験装置を試作し，耐熱性繊維を含む非溶融性繊維織物試料の難燃性能の評価を行った結果に関するものである。

## 2 ．高度難燃性能の評価

まえがきに述べたように，防炎物品は防炎基準を満たしている材料・製品のことであり，難燃性能の優劣を示すものではない。ここでは，高度難燃性能を「防炎基準を満たす材料・製品のランク付けされた難燃性能」であると定義することにする。

現在，諸外国も含め，繊維製品に関する各種の燃焼性試験方法がある $ ^{3)} $ 。これらの燃焼性試験によって判定される性能以上の高度な難燃性能を評価しようとする国際標準化機構(ISO)等の動向を見ると、「実際の火災を想定した強制加熱下における燃焼挙動」 $ ^{4)} $ を知ることを目的に，試料，火源の規模を大きくし，試験条件を実規模に近づけようとする傾向が認められる。実
火災の様態に見合った試験条件で各種の難燃材料・製品の燃焼性試験を行ない，その性能を評価することは実際的ではある。しかし，それに要する労力，経費，現象の複雑さ等を考慮するなら，実際的ではあるが合理的方法とはいえない。

著者の内の一人 $ ^{5)} $ は，既存の燃焼性試験方法によって判定される性能以上の難燃性能を評価する方法について考察し，1）試験用火源としては強度を変えられる火源を使用すべきである，2）火源強度が試料の燃焼に与える影響は試料への熱伝達速度の大小に置き換えられる，3）試料への熱伝達に主として放射熱を利用すれば試験規模の大小による効果を避けることができるなどの点を明らかにした。そして，高度難燃性能を，それぞれの試験火源の強度において火災の拡大に寄与しないと判定されるランク付けされた性能と定義するのが現実的であるとした。

各種材料の燃焼性試験を意識した，放射加熱下におけるプラスチックや木材の燃焼現象に関する実験的研究がなされている $ ^{6,7} $ 。これらの研究のうち，外部から与える放射熱と垂直上方への火炎の燃え広がり速度に関する研究は，各種の材料の可燃限界的な高度難燃性能を評価するというここでの問題にはなじまない。他方，Tewarsonら $ ^{7} $ は，定常に燃焼しているプラスチック表面における熱バランスで質量燃焼速度 $ m'' $ を次のように表現した。

$$ m^{\prime\prime}=\left(Q^{\prime\prime}{}_{T}+Q^{\prime\prime}{}_{E}-Q^{\prime\prime}{}_{L}\right)/L_{G} $$

ここで， $ Q^{\prime\prime}T $ は火炎から表面への熱流束， $ Q^{\prime\prime}E $ は表面に入る外部からの熱流束， $ Q^{\prime\prime}L $ は表面からの熱損失， $ L_{G} $ は気化に必要な熱量である。彼らは，24種類の市販液体燃料，プラスチック，難燃プラスチックの空気中における $ Q^{\prime\prime}T $ と $ Q^{\prime\prime}L $ を求め，通常の空気中で， $ Q^{\prime\prime}E $ なしで試料が自立的に燃焼する場合には， $ Q^{\prime\prime}T \geq Q^{\prime\prime}L $ の条件が満たされることを確かめた。

(1)式は，Glassman $ ^{8)} $ によって指摘されるまでもなく，試料が燃焼している表面におけるエネルギー保存を表現したものであるので熱的に正しい。したがって，Q $ ^{7)} $ に表面温度の上昇によるエネルギー増加分を含めるなら非定常燃焼している場合にも成り立つ。

いま，繊維織物試料の試験面全面を外部の熱源によって一様に加熱することを考える。不燃性の試料，あるいは可燃性，難燃性の試料であっても溶融，熱分解等なんらの影響も受けない熱流束下の場合には，試料表面温度は入る熱量と放熱量がバランスするまで時間とともに上昇する。このとき試料表面の到達最高温度は，試料に入る熱流束，試料自身の物性値と試料からの放熱条件によって決まる。

試料が溶融，熱分解等の影響を受ける熱流束下では，試料表面温度の上昇は複雑となり，また材料の化学的組成も時間とともに変化する。このように複雑な非定常の現象を一般的な数式として表現することはできない。しかし，試料への熱伝達条件が一定なら，加熱を受ける試料の変化は試料自身の物理的，化学的性質による固有のものとなる。それゆえ，外部からの加熱条件を試料に関わらず等しくし，パイロット火炎により試料自身に燃焼を生じさせ，燃焼継続時間あるいは燃焼伝播距離を判断の基準とするなら，(1)式の左辺の質量燃焼速度 $ m'' $ を正にできる限界の熱流束 $ Q''_{E,cr} $ が存在する。ただし，一般にこの条件下では，火炎から表面への熱流束 $ Q''_{T} $ も表面からの熱損失 $ Q''_{L} $ も独立変数とはなり得ず， $ Q''_{E} $ の関数となるので，(1)式は，

$$ m^{\prime\prime}=f\left(Q_{E}^{\prime\prime}\right)/L_{G} $$

$$ f\left(Q^{\prime\prime}_{E}\right)=Q^{\prime\prime}_{T}\left(Q^{\prime\prime}_{E}\right)+Q^{\prime\prime}_{E}-Q^{\prime\prime}_{L}\left(Q^{\prime\prime}_{E}\right) $$

と表現されなければならない。

さらに，定常の下方伝播を利用した燃焼性試験である酸素指数法から，難燃高分子にも燃焼を維持する最低の熱的条件があるといえること，また，燃焼性試験の火源規模を大きくすることは試料に対する熱伝達速度を大きくすることに等しいことを考慮するなら $ ^{5)} $ ，(2)式によって高度難燃性能を評価することが可能となる。すなわち，試料の $ Q^{\prime\prime}_{E,\sigma} $ が求まるなら，この値の大小は高度難燃性能の指標とすることができる。ここで， $ Q^{\prime\prime}_{E} $ を放射熱のみで与えるなら，試験条件をより簡便に変化させることが可能である $ ^{5)} $ 。

### 3. 実験装置と実験方法

前節での検討結果と，消防法令の防炎試験との関連を明らかにする立場から高度難燃性能を試験するための装置を新たに作製した。

高度難燃性能の試験は，火災が成長した時期以降においても燃焼し難く火災の拡大に関与しない性能を試験しようとするものである。したがって，放射加熱炉のほか試料の熱分解ガスあるいは炭化残渣に着火し，発炎燃焼または無炎燃焼を開始させるためのパイロット火炎が必要となる。

放射加熱炉には ISO 着火性試験装置 $ ^{9)} $ に付属している電気炉を用いた。また、パイロットバーナーには、
Fig. 1 Schematic diagram of highly effective flame retardant ability test apparatus.

ISO のエアミックスバーナー $ ^{10} $ に類似したバーナーを使用した。このバーナーは水平または上向きの配置で安定な火炎が得られること，また，加熱される試料面に接炎する等の理由により，電気炉と試料支持台を45°に傾け平行に配置した。試料支持台は，縦，横220mm，厚さ3.8mmの中央に直径150mmの穴のあるステンレス板である。炉の端面と支持台表面間の距離は70mmとした。試作した試験装置の構成図をFig.1に，支持台とバーナーとの位置関係をFig.2にそれぞれ示す。また，Fig.3に燃焼実験中の装置の写真を示す。なお，試料を支持台上に装着する方法として，直径150mmの穴の開いたステンレス製押え板を用い，試料を支持台との間に挟み込む方法を採用した。

バーナーの燃料にはブタンガスを用いた。Fig. 2の配置でパイロット火炎を形成させ，最も試料の加熱に

Fig. 3 Photograph of test part of apparatus.

Fig. 2 Location of pilot flame and sample holder (in mm).

都合の良いと判断される火炎を与える火炎長を決めた。決定された火炎長は55mmであった。放射熱を与えない状態で，火炎による試料の加熱時間を変化させ，炭化面積と炭化部分の状態を観察した結果，パイロット火炎での加熱時間は30秒で充分であると判断された。

2節で述べたように，高度難燃性能を評価するためには試料が持続的に燃焼する限界の熱流束 $ Q^{\prime\prime}_{E,cr} $ を求めるのが望ましい。しかし，使用した電気炉の入力電力を変更すると出力が安定するまで約30分間かかる。このため，それぞれの試料の $ Q^{\prime\prime}_{E,cr} $ を求めることは，電気炉出力の調整上の問題と入手した試料の量による制約から無理であるので，試料に与える放射熱流束を0W/cm²から0.5W/cm²づつ段階的に上昇させ試験することにした。このようにして求めた試料の燃焼が持続する最低の放射熱流束は $ Q^{\prime\prime}_{E,cr} $ と異なるため，以後 $ Q_{Emin} $ で表わすことにする。

試料が発炎燃焼を開始する時期は，実験開始後10秒以内のことが多い。しかし，無炎燃焼する場合には，パイロット火炎撤去後も長時間無炎燃焼が継続する。高熱流束下における長時間の加熱は，試料の焼損状況を激しくする。以上の事情を総合的に考慮して，電気炉による試料の加熱時間を1分間とした。

実験に使用した試料は，難燃綿布6種，同レーヨン布1種，同毛織物2種，アラミド繊維織物6種，ノボロイド繊維織物2種および炭素繊維織物4種の計21試料である。それぞれの試料の単位面積当りの重量，厚さをTable 1に示す。なお，Table 1の試料番号は，研究を進める上での試料の識別番号であり，特別な意味はない。
Table 1 List of non-melting textile samples.

Material	Sample No.	Area density (g/m^{3})	Thickness (mm)
FR Cotton	1	220	0.4
4	250	0.6
10	215	0.4
11	165	0.2
22	230	0.4
23	140	0.25
FR Rayon	5	365	0.9
FR Wool	24	285	0.6
25	280	0.6
Aramid	16	265	0.7
12	200	0.45
17	265	0.5
6	245	0.4
13	100	0.3
18	290	0.55
Novoloid	14	185	0.55
19	555	1.15
Carbonized fiber	9	240	0.45
20	395	0.8
15	180	0.4
21	380	1.0

FR:Flame retarded.

試料の大きさを縦横とも20cmとし，厚さは繊維織物試料自身の厚さとした。この試料を50℃のオーブンで24時間乾燥した後，2時間以上デシケータ中で放冷し実験に用いた。

測定手順は以下の通りである。試料支持台中央表面位置で放射熱流束0～3W/cm²の所定の値が得られるように電気炉入力を調整する。支持台上に乾燥処理した試料を取り付ける。電気炉による試料の加熱開始と同時にパイロット火炎を試料表面に接炎する。30秒後にパイロット火炎を撤去する。1分後に電気炉を撤去する。この間の試料の様子を目視観察するとともに，ビデオに記録する。なお，試料支持台中央における電気炉からの熱流束を0W/cm²として試験を開始し，熱流束が3W/cm²となるまで試験を行なった。また，試料を多く入手できたものについては，持続的な燃焼が認められた放射熱流束値の前後で繰り返し測定を行ない現象の再現性を確かめた。

さらに，この試験方法によって得られる結果と防災性および酸素指数との相関性を見るため，全试料について消防法のミクロバーナー法による防災性試験と，JISに定められた「酸素指数法による高分子材料の燃焼試験」 $ ^{11} $ も併せて行なった。

### 4. 測定結果と考察

Fig. 4 に，試料支持台表面での電気炉からの熱流束分布(a)とパイロット火炎からの熱移動による影響のおよぶ範囲(b)を測定した結果を示す。図中の●印は

Fig. 4 (a) Radiative heat flux distribution (%) from electric furnace and

(b) Convective heat flux distribution (W/100cm²) from pilot flame at surface of sample holder.

測定点で, Fig. 4a では中心および中心から外周方向にそれぞれ33.5, 67mmの位置, また, Fig. 4b では中心および中心から外周方向にそれぞれ15, 30, 45, 60, 70mmの位置である。Fig. 4b の結果は, 熱電対を表面に埋め込んだアスペスト板を用い, 電気炉からの熱流束のみとした場合と, パイロット火炎も存在する場合のアスペスト板表面温度の上昇との差から求めたもので, それぞれの数値の1/100は火炎からの熱流束(W/cm²)に相当する。なお, この差が±4以下の場合には測定誤差とみなし, 測定点に数値の表示をしなかった。また, マイナスの数値は, パイロット火炎により試料
台上方の空気の流れに変化が生じたための影響と思われる。

Fig. 4a の熱流束分布には左右の対称性はあるものの，中心から外周方向に向けて低下し，下方より上方の値が大きいという不均一性が認められる。前者の不均一性の原因は，本試験装置の電気炉と試料支持台の配置関係では，ISO の放射加熱炉の構造が適切なものといえないことを示している。また，後者の原因には，加熱された電気炉が引き起こす対流の影響もあると考えられる。一方，パイロット火炎が熱的影響を及ぼす範囲を Fig. 4b に見ると，空気の流れの変化が引き起こしたと想定される影響も 0.1W/cm² 以下と小さく，中心より上方には影響していないとみなしてよい。したがって，パイロット火炎で発火し，試料の中心から上方に燃え進む燃焼は(2)式に従って起こるといえる。

Fig. 4a の熱流束分布の相対値は電気炉の出力を大きくしても変化しない。そこで，試料支持台表面の中心における熱流束を代表値とし，試料が発炎し上端まで燃え進むか，電気炉を撤去しない限り無炎燃焼を継続する最低の放射熱流束 $ Q_{Emin} $ を求め，防災性試験の合否とともに Table 2 に示した。Table 2 から，非溶

Table 2 List of minimum flammable heat flux and result of flammable test based on Japanese Fire Service Law about each sample.

Material	Sample No.	Q Emin (W/cm²)	Type of combustion	Criteria of JFSL
FR Cotton	1	1.5	Flaming	Pass
4	1.5	Glowing	Pass
10	1.5	Flaming	Pass
11	1.0	Flaming	No
22	1.5	Flaming	Pass
23	1.0	Flaming	No
FR Rayon	5	1.5	Glowing	Pass
FR Wool	24	2.0	Flaming	Pass
25	2.0	Flaming	Pass
Aramid	16	3.0	Flaming	Pass
12	3.0	Flaming	Pass
17	2.5	Flaming	Pass
6	2.5	Flaming	Pass
13	1.0	Flaming	No
18	>3.0	Pass
Novoloid	14	>3.0	Pass
19	>3.0	Pass
Carbonized fiber	9	2.5	Flaming	Pass
20	2.5	Flaming	Pass
15	2.5	Flaming	Pass
21	2.0	Flaming	Pass

融性繊維織物の各試料の難燃性能をランク付けできる。すなわち， $ Q_{E_{min}} $ の値が大きいほど高度な難燃性能を持つと判断される。また，本試験方法で $ Q_{E_{min}}\leq1.0W/cm^{2} $ となる試料は，ミクロバーナー法による防炎基準を満たさないこともわかる。

燃焼現象の熱理論の立場から考察すると，この高度難燃性能と酸素指数の間には相関があるはずである。すなわち，酸素指数法の場合にも(1)式に類似の定常な燃焼状態における熱バランスの式をつくることができる。

$$ m^{\prime\prime}=\{Q_{\phantom{\prime}\tau}^{\prime\prime}(O_{\phantom{\prime}2})-Q_{\phantom{\prime}\mathrm{L}}^{\prime\prime}(O_{\phantom{\prime}2})\}/L_{\phantom{\prime}G} $$

(3)式は，(1)式右辺の試料表面に入る外部からの熱流束 $ Q^{\prime\prime}_{E} $ がなくなり，ひきおこされた燃焼から試料表面に入る熱流束 $ Q^{\prime\prime}_{T} $ と表面からの熱損失 $ Q^{\prime\prime}_{L} $ が酸素濃度の関数となっているに過ぎない。これは，酸素指数法には外部の熱源がなく，燃焼温度は酸素濃度の増大にともなって高温になるという事情による。したがって，もし酸素指数法による試料の燃焼条件が熱的に理想的なものであるなら，(3)式は(2)式に同様に

$$ m^{\prime\prime}=f\left(O_{2}\right)/L_{G} $$

と表現できる。

実際に両者の間にこのような関係があるかどうかを確かめるために，JIS法に基づきTable 1の非溶融性繊維織物試料全ての酸素指数を測定した。測定結果をTable 3に示す。これらの測定値は，他の文献 $ ^{[12]} $ に報告されている対応する試料の酸素指数に一致している。

Table 3 Oxygen index of non-melting textile samples.

Material	Sample No.	Oxygen index
This work	[12]
FR Cotton	1	32	23 - 36
4	36
10	29
11	25
22	30
23	25
FR Rayon	5	38	26 - 32
FR Wool	24	30	27 - 32
25	36
Aramid	16	34	27 - 38
12	29
17	26
6	26
13	25
18	31
Novoloid	14	30	30 - 36
19	31
Carbonized fiber	9	61	45 - 50
20	51
15	53
21	49

高度難燃性能と酸素指数の関係を見るために，各试料の燃焼持続最低熱流束 $ Q_{Emin} $ に対し酸素指数をプロットした図をFig.5に示す。ただし，Fig.5において，3W/cm²の放射熱流束下でも燃焼しない試料については，横軸の記号“＞3”（3W/cm²以上）の箇所に便宜的
Fig. 5 Relation between oxygen index and minimum flammable heat flux of samples.

にまとめて表示してある。

Fig. 5から，高度難燃性能と酸素指数の間に上で予想した関係は認められないことが分かる。すなわち，本実験に用いた炭素繊維は2～2.5W/cm²の放射熱流束下で燃焼するのに対し，それらの酸素指数は50～60と際だって高くなっており，1.5W/cm²以上で防炎基準を満たすその他の試料の酸素指数は，かなりの変動がみられるものの，30前後とほぼ一定になっている。

高度難燃性能と酸素指数間の相関性欠如の主要な原因は酸素指数法にあると考えられた。例えば，炭素繊維の場合には高度難燃性能試験を行なうと，全ての試料で発炎燃焼が認められたのに対し，酸素指数法の試験ではこのような燃焼状態は生じなかった。また，酸素指数法の燃焼限界付近でひきおこされる炭素繊維の燃焼現象は理想的な燃焼とは決していえず，小さな斑点状のおき火が上下左右に不規則に動き回るきわめて異常なものであった。これに類似する現象は，270℃程度で容易に炭素繊維に変化するノボロイドの場合にも認められた。また，羊毛に代表される炭化物の残渣を多く残す試料の場合には，生成した残渣が火炎から未燃試料への熱伝達を妨害していると考えられる現象がみられた。さらに，試料によっては酸素指数試験装置の燃焼円筒内外の空気力学的バランスがある時点で崩れ，安定した燃焼がこの原因で消炎にいたる場合も認められた。これらの現象は，酸素指数法による燃焼限界に近づくにつれて顕著になった。

以上に述べた各試料の酸素指数測定の観察結果から，JISに定められた酸素指数法から求まる非溶融性繊維織物の酸素指数は，試料の燃焼が下方に伝播し得る酸素濃度の目安としてのみ用いられるべきであり，本研究で定義した高度難燃性能を表わす指標とするには問題がある。

利用した放射加熱炉が完全なものではなく，受熱面中心の熱流束と上端付近のそれに約20％の差がある状態で測定が行なわれた。もし，試験面全面において一様な熱流束下で同様の測定をした場合， $ Q_{Emin} $ の値がここで報告した測定値より小さい方向にずれる可能性はある。しかし，各試料の $ Q_{Emin} $ の相対的大小関係には変化は生じないと予想される。ただし，同レベルの放射熱流束下にあっても，試料によっては発炎燃焼の様子が異なる点を評価基準に含めるかどうかについては，今後検討されなければならない。

### 5. まとめ

繊維製品の高度難燃性能の評価方法に関して検討し，放射熱とパイロット火炎を併用する方法を提案した。試験装置を試作し，21種類の非溶融性繊維織物の燃焼性試験を行なった。その結果，提案した方法によりこれらの試料の高度難燃性能を評価することができた。

この課題については現在も研究中であり，例えばポリエステルなどの熱溶融性試料についても同一の方法で試験し，試料の熱的性質の違いに関わらずそれらの難燃性能を相互に比較し得る装置を開発する課題が残されている。

## 参考文献

1）消防白書

2）消防法施行規則第四条の3

3) Troitzsch, J.: "International Plastics Flammability Handbook", Hanser (1983)

4）防炎ニュース，No. 9, p. 20(1988)

5）斎藤直：火災，39，No.3，9(1989)

6) Saito, K., Williams, F. A., Wichman, I. S. and Quintiere, J. G.: US National Heat Transfer Conference, PA, August, 1987

7) Tewarson, A. and Pion, R. F.: Comb. Flame, 26, 85 (1976)

8) Glassman, I.: Comb. Flame, 29, 103 (1977)

9）ISO 5657(1986)

10) ISO 6940(1984)
11) JIS K7201(1976)

12) Horrocks, A., Tunc, M. and Price, D.: "The Burning Behaviour of Textiles and its Assessment by Oxygen-index Methods", Textile Progress, 18, No. 1/2/3 (1989)
# Classification of Flammability of Non-melting Flame Retardant Textiles

(Abstract)

Naoshi Saito and Eiji Yanai

(Received May 31, 1990)

A new flammability test method of textiles has been developed for classifying their highly effective flame retardant ability. A test instrument has an irradiative source and a pilot flame. Minimum flammable heat flux of irradiation is measured for 21 commercial non-melting samples containing new textiles, e.g. aramid, novoloid, and carbon fiber textiles. The highly effective flame retardant ability is determined. Results are consistent with criteria of flame retardants of Japanese Fire Service Law. But there is no correlation between the minimum flammable heat flux and an oxygen index.