Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
なる。この場合試料のエッジ効果が問題となる。先に述べたように，難燃性試料が1.5W/cm²以上の熱流束下にある場合，最終的に試料はアルミ箔上に張り付き放熱条件が良くなるので，試料のエッジは燃焼可能とする放射熱流束を低下させるようには作用しない。事実，幅をより大きくとった試料で試験しても，測定結果の再現性は収縮過程が一定にならないために悪くなったが，燃焼する放射熱流束値は変化しなかった。

## 4 ．2 溶融性试料の高度難燃性能試験結果

溶融性試料を試験した際の燃焼状況は次のようであった。ここで試験した溶融性試料（試料のNa₇，8，34～38）は，パイロット火炎が試料に接災すると，その部分にすぐ穴が開いた。パイロット火災より上部にある試料は，やがて火災の方向に引き寄せられる。1 W/cm²以下の放射熱流束下ではパイロット火災からの熱により，また，1.5 W/cm²以上の放射熱流束下では放射加熱炉からの熱により，上部の試料は試料押え枠の中央に張られたステンレス線に巻き付く。やがて，巻き付いた試料が溶融して試料支持台のアルミホイル上を流れ下るようになる。パイロット火災は試料の溶融物に接し発火させる。試料の燃焼が継続する条件が整った場合，試料の火災より上部にある溶融可燃物が燃え尽きてしまうか，または，放射加熱による試料の加熱を中止するまで燃焼が継続する。これらの測定結果をTable 3に示す。Table 3中の○印は，試料の燃焼が加熱炉の加熱を中止するまで燃え続けるか，試料が燃え尽きてしまう場合を表す。×印はパイロット火災を取り除くとともに消災するか，パイロット火災が接災した際に穴が開き，火災付近に試料の溶融物が存在しないために，パイロット火災を撤去時に試料に火災がない場合を示す。数字はパイロット火災を取り除いた後の燃焼継続時間を表す。——は測定しなかったことを表す。Table 3中で試料37，38に関し放射熱流束1.0 W/cm²において試験しなかった理由は，プロトタイプの装置で1.0 W/cm²以下の放射熱流束下では燃えないことが確かめられているからである。

Table 3 List of result of flame retardant property test for thermal melting textile samples

Sample No.	0.0	0.5	Radiative heat flux QE(W/cm2)
1.0	1.5	2.0	2.5	3.0
7	---	---	2, ×, 3	○, 9, ○	○, 8, ○	---	---
1, 4	○, ○	○, 7
34	---	---	---	4, 4, 1	○, ○, ○	○, ○, 2	---
3, ×	○, 3	○, ○
35	---	---	---	21, 4, 6	7, 16, 11	○, ○24, ○18	---
7, 9	9, ○	○16, ○20
36	---	---	---	---	2, 2, 9	5, 1, ○	○, ○, ○
2, 2	13, 4	○26, ○
37	---	---	---	○, 15, 2	4, ○, ○	○, ○29, ○	---
1, 2	○, 6	○, ○
38	---	---	---	11, ○, 2	○, 4, 6	11, ○, ○	---
4, ×	○, ○	○, ○
8	1, ×, ×	○, 4, ○	2, 23, ○	---	---	---	---
×, ×	×, 10	28, ○12

(Note)

○means that the burning of sample continues until the radiative furnace is removed from sample or sample burns itself out. Also the subscript numeral of○shows a time that sample burns itself out. ×means that the burning of sample goes out just after the pilot flame was removed from sample. Numeral means a burning time (sec) after the pilot flame was removed from sample.
Table 3をみると，この試験の再現性は必ずしも良好とはいい難い。これは，試料にパイロット火炎を接炎した際に，溶融した試料がベースボードの溝を流れ下る量や速さ等を，装置の配置，試料の加熱方法などの条件を整えたとしても完全には一致させることができないためである。それゆえ，同一条件で5回測定を繰り返し，試料の燃焼の継続する条件を判断した。

## 4 ．3 高度防炎性能と防炎試験の合否

Table 2, 3に示した結果及び以上の検討結果から, パイロット火炎撤去後炉を取り去るまで試料が燃焼しているか, もしくは炉撤去以前に試料が燃え尽きる場合が一度でもあった試料について放射熱流束値Q_{Emin}を求め, 整理するとTable 4のようになる。Table 4には, 消防法令に基づく防炎試験の結果も併せて示した。ここで一一記号は試料の不足により防炎試験をしなかったことを示す。

Table. 4 List of minimum flammable heat flux and result of flammable test based on Japanese Fire Service Law (JFSL).

Material	Sample No	Q_{Emin} (W/cm^{2})	Criteria of JFSL
Polycha!	26	3.0	Pass
27	>3.0	Pass
FR Acrylic	28	2.0	---
29	2.0	---
30	2.0	---
31	1.5	Pass
32	2.5	Pass
Acrylic	33	2.0	Pass
39	0.0	No
FR polyester	7	1.5	No
34	2.0	Pass
35	2.0	Pass
36	2.5	Pass
37	1.5	Pass
Polyester	38	1.5	Pass
8	0.5	No

Table 4 の $ Q_{Emin} $ の値から軟化収縮性，溶融性試料の難燃性をランク付けして評価できていることが分かる。すなわち， $ Q_{Emin} $ が大きいほど難燃性は高いことになる。また，防災試験の結果と比較すると，溶融性試料7を除いて $ Q_{Emin} $ が1.5W/cm²以上で防災基準を満たしている。ここで，難燃ポリエステルの試料7の防災試験結果では，試験した5試料のうちの1試料のみが基準に満たない結果を与えた。また，試料8は未処理のポリエステルであるが，これについても防災試験法で1試料だけ基準に満たないものがあった。すなわち，両者とも消防法のコイル法による防災試験の試験基準である接災回数を満足できない結果が一度だけ現れたに過ぎない。このことは，消防法令のコイル法による試験法は，防災試験の合否の判定を可能とするが，難燃性能をランク付けて評価するためには判断条件が大まかすぎることを示している。したがって，試料7のコイル法による防災試験結果とここで行った高度難燃性能試験結果には整合性の欠ける点があるが，消防法令の防災試験に合格する溶融性試料の $ Q_{Emin} $ は，1.5W/cm²以上であるとしても問題は生じない。言い換えると，軟化収縮性，溶融性試料共にここで行った高度難燃性能試験による最低の放射熱流束値 $ Q_{Emin} $ によって難燃性能をランク付けして評価することができ，最低の放射熱流束値 $ Q_{Emin} $ が1.5W/cm²以上であれば消防法令の防災試験に合格するとしても差し支えないことを示している。

以上述べたように，ここで提案した試験法により，軟化収縮性，溶融性繊維織物に関しても高度難燃性能をランク付けて評価できることが明らかとなった。

### 5. まとめ

軟化収縮性，溶融性繊維織物試料の高度難燃性能を，放射熱とパイロット火炎を併用する試験方法によりランク付けて評価することができた。このこと及び以前の報告"から熱的性質によらずほとんどの繊維材料に対して基本的には提案した試験方法により「高度難燃性能」をランク付けて評価できることが分かった。

また，ここで提案した高度難燃性能試験と消防法令の防炎試験とはよい整合性が得られることが分かった。

## 謝 辞

高度防災性能試験装置の製作等に当たっては，(株)東洋精機製作所の福田茂氏に大変お世話になった。ここに記して深く謝意を表する。

## 参考文献

1）斎藤，箭内：消防研究所，No.70，p.9（1990）

2) Tewarson, A. and Pion, R. F., Comb. Flame, 26, p 85 (1976)

3) ISO 5657 (1985)

4）ISO 6940（1984）

5）JIS L 0803（1986）
# Classification of Flammability of Thermal Shrinkable and/or Melting Flame Retardant Textiles

(Abstract)

Eiji Yanai and Naoshi Saito

(Received December 25, 1992)

Thermal shrinkable and/or melting flame retardant texiles were tested to be classified as their flame retardant property using a new flammability test instrument equipped with an irradiative source and a pilot flame. This test instrument is basically the same apparatus as the one used for non-melting flame retardant textiles. Two new sample holders were newly employed for supporting a sample. The one of them was used for thermal shrinkable flame retardant textiles and the other for thermal melting flame retardant textiles. The minimum heat flux for combustion $ \left(\dot{\mathbf{Q}}_{\mathrm{E}_{\mathrm{min}}}\right) $ were measures for 9 commercial thermal shrinkable samples and 7 commercial thermal melting samples. The samples were also classified as their flame retardant property by comparison of $ \dot{Q}_{E_{\mathrm{min}}} $ . From the previous report (Report of Fire Research Institute of Japan, No. 70, p 9, 1990) and this report, we could classify the textiles as their flame retardant property by comparison of $ \dot{Q}_{E_{\mathrm{min}}} $ independently of thermal property of textiles. Also, the results by a new flammability test instrument were consistent with the criteria of flame retardant by Japanese Fire Service Law.
# 石油タンク隅肉溶接部の疲労強度に及ぼす肉盛補修の影響

山田 實，亀井浅道，天野久徳，西晴樹

(平成4年12月25日受理)

石油タンク隅肉溶接部近傍に肉盛補修を施した場合，補修の面積と補修位置の溶接止端部からの距離の変化が，石油タンク隅肉溶接部の低サイクル疲労強度に及ぼす影響を明らかにするための実験を行った。

その結果，補修の位置と面積がき裂の発生及び破断寿命に与える影響，破断寿命に対するき裂発生寿命の割合と変位振幅の関係，隅肉溶接止端部の表面の残留応力分布等に関する知見が得られた。

### 1. はじめに

1,000kJ以上の容量を持つ石油タンクには，容量に応じて10年あるいは5年毎に開放検査が義務づけられており，タンク底板（あるいはアニュラー板）の腐食減肉状態と溶接線に沿う割れの発生の有無について非破壊試験による検査が行われている。その結果，ほとんどの石油タンクに腐食や割れ等の損傷が発生しており，補修が施されているのが実態である $ ^{1} $ 。補修方法としては，当て板や肉盛溶接等があり，それらの補修については，「補修溶接施工指針」等 $ ^{2,3} $ がある。しかし，補習によりタンクの側板と底板の溶接継手部，いわゆる隅肉溶接部の疲労強度にどのような影響を及ぼすかという事は明らかにされていない．隅肉溶接部には，構造上応力が集中しやすいこと，補修時の溶接による入熱は隅肉溶接部の硬化を招く因子となり得ること，残留応力分布が変化すること等を考えると，補修溶接が疲労強度に与える影響を調べておくことは，石油タンクの安全管理上必要である。

石油タンクの隅肉溶接部の低サイクル疲労強度 $ ^{*1} $ についていくつかの研究 $ ^{45)} $ が報告されているが，補修の影響を調べた報告は見あたらない。そこで本研究においては，石油タンクの隅肉溶接部を模擬し，溶接止端部近傍に肉盛補修した試験片を作成し，肉盛補修の面積と位置が，その低サイクル疲労強度に及ぼす影響を実験的に調べた。

### 2. 供試材及び試験片形状

供試材は，板厚9mmの溶接構造用圧延鋼材SM400-Aで，その化学成分をTable 1に，機械的性質をTable 2に示す。

Table 1 Chemical composition (%)

C	Si	Mn	P	S
0.10	0.16	0.62	0.019	0.004

Table 2 Mechanical properties

$ \sigma_{S} $ (MPa)	$ \sigma_{B} $ (MPa)	Elongation (%)
327	449	30
Fig. 1 Repair welding specimen

試験片形状は，Fig.1に示すように，長さ400mm，幅150mmで側板に対応する位置の板厚を他の部分より2倍とし，試験機の固定治具に取り付けるための孔を設けた。肉盛補修部の幅は，50mmと一定にし，試験片の長手方向の幅及び止端部からの距離を変えた。作成した試験片の種類をTable3に示す。ここでは，補修幅wを20mmと50mmにし，隅肉溶接止端部からの距離lを0，9，27mmに設定し，合計6種類の試験片を用意した。試験片の番号は，肉盛補修の無いものを0－とし，w=20mmの場合，lが大きくなるに従って1－1，1－2，1－3と番号を付けた。w=50mmの場合，同様にして，それぞれ番号を付けた。なお，肉盛補修した試験片は，腐食による減肉を想定して，機械加工により補修相当部分に一様に深さ2mmの凹部を設け，その上から肉盛溶接を行った。機械加工による凹部の形状は，腐食によって生じる凹部と厳密には異なるが，このことが隅肉溶接部止端部の強度に与える影響は，無視できるものと考えた。

試験片の溶接部は，補修溶接施工指針に従ってディスクグラインダーを用いて滑らかにした。さらにき裂の発生を観察しやすくするために隅肉溶接止端部近傍をエメリー紙及び酸化アルミ粉を用いて鏡面状に仕上げた。溶接は，直径4mmの溶接棒（JIS D4301）を用い，電圧25V，電流160～170A，入熱量 $ ^{*2} $ は隅角部で12～14KJ/cm，補修部で18～25KJ/cmで行った。

### 3. 残留应力

試験片中央の長手方向に存在する表面の残留応力を

Table 3 Repair welding specimen

Na	w (mm)	$ \ell $ (mm)
0-	-	-
1-1	20	0
1-2	20	9
1-3	20	27
2-1	50	0
2-2	50	9
2-3	50	27

Table 4 Conditions of X-ray diffraction

X-ray	Cr-Kα
Diffraction plane	Fe (2,1,1)
Tube voltage	30 KV
Tube current	25 mA
Exposure time	15 sec
Radius of collimator	φ4.0 mm
Diffraction method	iso-inclination fixed φ。
Counter type	P. S. P. S.
Incidence angle (φ。)	0° ~ 40°, at 5° intervals

X線応力測定装置（理学電機(株）により測定した。測定条件をTable 4に示す。測定した残留応力分布をFig. 2(a)(b)に示す。ここでは，引っ張り残留応力を十で，また，圧縮残留応力を一で示す。Fig. 2(a)において，残留応力は全体的に圧縮であり，溶接止端部での圧縮応力値は他の部分より大きい。また，溶接止端部以外の部分では，補修の有無に関係なく，その大きさはほぼ一定である。Fig. 2(b)においても，ほぼ同様なことがいえる。これは，グラインダーにより試験片表面に加工層が形成され，止端部はさらにエメリー紙により仕上げられたためによるものではないかと思われる。そこで，溶接のない同一材料の表面を研磨し，研磨粒度と表面に発生する残留応力との関係を調べた。その結果をFig. 3に示す。研磨粒度が細かくなる（図の横軸の番号が大きくなる）につれて，圧縮の残留応力が大きくなるが，その値はある一定値に近づく様である。

次に，表面の加工層を電解研磨により除去した場合の残留応力をFig.4に示す。溶接止端部の値に着目す
Fig. 2 Residual stress distribution of repair welding specimen

(a) repair welding width w=20mm

(b) repair welding width w=50mm

Fig. 3 Residual stress distribution versus particle size of polishing

ると，補修の無い試験片には，圧縮応力が，補修した試験片には，引っ張り応力が生じている。また，補修部が止端部に近いほど引っ張りの応力が大きくなっていることがわかる。

Fig. 3, 4の結果から, Fig. 2で計測された止端部の圧縮残留応力が補修部位より大きいのは, 溶接によるものではなく, 研磨粒度によるものであることが判明した。研磨による加工層を持つ材料の残留応力を調べるためには, 電解研磨等で加工層を除去する必要がある。

Fig. 4 Residual stress distribution of electropolished specimen

### 4. 疲劳强度

### 4.1 実験方法

使用した疲労試験機は，容量5 tonの電気油圧式サーボ試験機（島津製作所株）で，試験片の側板部（Fig.1では右側）を試験機の固定治具に取り付け，アニュラー板を試験機の油圧シリンダーに結合された荷重伝達治具に固定した。線り返し曲げ負荷は，両振りとし，隅肉溶接止端部から340mmの位置（荷重伝達治具の連結棒中心軸の位置）で変位振幅がδとなるように制御した。線り返し速度は，0.1Hzとした。

### 4.2 き裂発生寿命及び破断寿命

試験片番号1-（w=20mm）の疲労試験結果をFig.5(a)に，試験片番号2-（w=50mm）の疲労試験結果をFig.5(b)に示す。両図中において，黒印（●▲■）は，試験片の破断寿命（破断までの繰り返し数） $ N_{t} $ を，白印（○△□）は，溶接止端部のき裂発生寿命（き裂発生までの繰り返し数） $ N_{i} $ を示している。また，図中の実線は，変位振幅δに対する $ N_{i} $ の大きい値を，破線は，変位振幅δに対する $ N_{i} $ のうち小さい値をそれぞれ結んだものである。

破断までの繰り返し $ N_{1} $ と変位振幅δの関係は，補修がない場合は，著者の一人達 $ ^{4)} $ や安藤達 $ ^{5)} $ が指摘して
(a) repair welding width w=20mm

(b) repair welding width w=50mm

Fig. 5 Loading cycles up to crack initiation and fracture $ N_{i} $ : Cycles up to crack initiation $ N_{i} $ : Cycles up to fracture

いるように両対数紙上でほぼ直線関係を呈する。Fig. 5(a)において，補修が有ってもこのような関係が成り立つことがわかる。き裂発生までの線り返し数 $ N_{i} $ は，δ≥20mmの範囲において止端部から補修部位までの距離lが短いほど小さくなる。この原因は，Fig. 4に示したように，補修部位が止端部に近いほど研磨加工層の下に存在する引っ張り残留応力が大きいため，変位振幅δにより生じる止端部表面の応力は，引っ張り応力側に片寄るためであると考えられる。

図中において、斜線を付けた印は、止端部の表面を約10μmの深さだけ電解研磨した場合の結果である。これは、補修終了後タンク内で腐食が生じた場合を模擬したものである。この場合、δが小さいときでもき裂はかなり早く発生することがわかる。このことから、

Fig. 6 Ratio of $ N_{i} $ to $ N_{f} $ versus amplitude of displacement $ \delta $

補修後のグラインダー研削によって生じる圧縮残留応力は，き裂発生に対して安全側に作用しているといえる。

Fig. 5(b)において， $ N_{1} $ とδの関係は，補修の無いもの及び補修位置が止端部から離れているものは，ほぼFig. 5(a)と同様な直線関係が認められる。しかし，補修位置が近い場合，δが大きくなるにつれて $ N_{1} $ は，直線関係から外れ，小さくなる傾向にある。Fig. 5(a)と(b)の比較から，き裂の発生寿命は補修面積が大きいほど早いことがわかる。補修面積が大きくなると止端部に発生する引っ張り残留応力が大きくなるためであると考えられるが，Fig. 4では，逆の結果となっている。この原因については止端部表面の残留応力の効果だけではなく，内部の残留応力にも関係するものと思われる。

Fig. 6に，破断寿命に対するき裂発生寿命の比 $ (\mathrm{N_{i}}/\mathrm{N_{i}}) $ とδの関係を示す。補修の無い場合の結果を除いて，ほぼ右下がりの傾向がみられる。この結果
から，補修した隅肉溶接部の破断寿命は，き裂進展寿命支配であることがわかり，ここでは得られていないが，き裂進展速度を求めることによって材料の寿命予測が可能となる。表面を電解研磨したものは，しないものよりさらに，その傾向が強い様に思われる。図中の△▲印と□■印を比較すると，δ≥27mmの範囲において，補修位置が止端部に近いほど，N₁/N₁の値が小さくなっているように思われる。しかし，補修面積の広さによる顕著な差は無いようである。

### 5. おわりに

石油タンクの隅肉溶接止端部には，通常及び地震時においても高い応力が発生するといわれている。このような部位の近傍に補修溶接を施すことには，細心の注意が必要である。ここでは，肉盛補修が隅肉溶接部の疲労強度に及ぼす影響を明らかにすることを目的とし，溶接止端部近傍を補修した試験片を作成し，肉盛補修の面積とその位置がその低サイクル疲労強度に及ぼす影響を実験的に調べた。その結果，以下のことが明らかになった。

(1) き裂の発生寿命は，補修位置が隅肉溶接止端部に近いほど，また，補修面積が大きいほど短い。

(2) 破断寿命は，補修面積が広いほど短くなり，変位振幅が大きいほどその影響は顕著である。

(3) 肉盛補修がある場合，破断寿命は，変位振幅が大きいほどき裂進展寿命支配である。

(4) 機械的研磨による加工層を電解研磨で除去した場合，肉盛補修のある隅肉溶接止端部の残留応力は，引っ張りで，補修位置が止端部に近いほどその値は大きい。

(5) 機械的研磨による加工層を電解研磨で除去した場合，疲労寿命は短くなる。

上述の結論から，溶接止端部近傍に肉盛補修をする場合，補修面積はできるだけ小さくし，また止端部からの距離は長くすることが必要である。さらに，き裂の発生に関して，圧縮残留応力が安全側に作用することがわかり，き裂発生を遅らすためには積極的に圧縮残留応力を加える手法，例えばショットピーニング $ ^{*3} $ を用いることが有效であると思われる。

## 参考文献

1）「KHKだより」，29（1991），pp. 50-54

2）「補修溶接施工指針」，（社）日本溶接協会

化学機械溶接研究委員会（昭和62年7月）

3）「危険物貯蔵タンクの補修マニュアル作製に関する調査研究報告書」，(社)日本機械工業連合会 (社)日本産業機械工業会（昭和63年6月）

4）龟井，小暮，消防研究所报告，第51号（1981），pp.35-43

5）安藤，その他，圧力技術，第24巻（1986），pp. 191-198

6）JIS Z3001-1988，溶接用語
# Influence of Repair Welding on Fatigue Strength of the Fillet Welding Joint in Oil Storage Tanks

(Abstract)

Minoru Yamada, Asamichi Kamei, Hisanori Amano and Haruki Nishi

(Received December 25, 1992)

Corrosion pits are usually seen on the bottom plate of an oil storage tank on the occasion of regular maintenance which is done at least every ten years. When some part of the plate is found to be attacked severely and does not have enough thickness, it is supposed to be necessary to recover the initial thickness by applying deposit welding, because through thickness corrosion may possibly occur in the region of reduced thickness during the next service period.

On the other hand, metallurgical properties of welding joint such as residual stress and hardness, which have relevance to cracking of the joint, are sensitive to excessive heat input. In this report, the influence of welding repair in fatigue strength of the fillet welding joint is studied for the case that location of repair is near the joint.

As the result of the fatigue experiments, which were carried out for the specimens of fillet welding joint with repair welding, the following remarks are concluded:

(1) The shorter the distance from the repair part to the toe of fillet welding joint becomes and/or the larger the repair area becomes, the shorter the crack initiation life becomes.

(2) In the experiment that the displacement amplitude at the loading point keeps constant, the larger the repair area is, the shorter the fatigue life is.

(3) The larger the displacement amplitude is, the smaller the ratio of the crack initiation life to the fatigue life is.

(4) Tensile residual stress is measured at the toe of the welding joint of the electropolished specimen near the surface of the specimen.
# 水平の地下空間模型におけるメタノールの燃焼速度

渡部勇市，宮崎早苗，関沢愛箭内英治，山田常圭，斎藤直

(平成4年12月25日受理)

トンネルを模擬した長さ21.6m，断面寸法0.3m×0.3mの地下空間模型でメタノールの火災実験を行い，平均断面風速と燃焼速度の関係について調べた。燃焼容器周辺の天井の温度上昇により，トンネル模型内のメタノールの燃焼速度が，時間とともに増大する条件について検討し，以下のことを明らかにした。

1) トンネル模型内に送風しない場合，燃焼速度が50分間の火災実験期間中増大し続ける最低の燃焼容器の直径が存続した。

2）1）の場合よりも大きな容器直径では，各直径で燃焼速度が実験期間中増大し続ける最大の平均断面風速が存在し，その風速は燃焼容器の直径が大きくなるに従い大きくなった。

3）天井温度と発熱速度，平均断面風速の関係から，燃焼速度が実験期間中増大し続ける燃焼容器直径，平均断面風速を推定する式を導いた。

### 1. はじめに

区画火災では，温度上昇した壁面から燃料表面に放射熱がフィードバックされることにより開放空間に比べ燃焼速度が上昇する $ ^{1)} $ 。地下空間内の液体燃料の燃焼速度に参考となる実験として，トンネル内における測定例が幾つか報告 $ ^{2)} $ されているが無風時の測定が多く，また燃焼速度の増大する条件についてもほとんど検討されていない。

そこで我々は，地下空間における燃焼現象を系統的に捉え，火災時の人命安全の確保，消防活動等の対策を確立するための基礎資料を得ることを目的として地下空間模型を用い，基本的な燃焼性状に関する計測を試みている。前報³では，水平に置かれた有風時におけるトンネル内のメタノール火災実験に基づいて燃焼速度と平均断面風速の関係について調べ，50分の燃焼継続時間の範囲内で，時間とともに燃焼速度が増大するか，または定常状態となるかを分けるクリティカルな平均断面風速が存在することを述べた。

しかし，前報 $ ^{3} $ では燃焼容器の直径が一種類であり，平均断面風速の設定条件も限られていたため，燃焼速度と平均断面風速の関係について十分に検討することができなかった。本報では，平均断面風速と燃焼速度の関係をさらに詳細に調べるために，燃焼容器の直径を4種類に，平均断面風速を細かく変えた実験を行い，燃焼速度が実験期間中増大し続ける条件について，燃焼容器の直径，平均断面風速の2つをパラメータとして検討した。また，燃焼速度に大きく関係するトンネル内火源周辺の熱収支を考察する上で1つの大きな要素となる天井温度をとりあげ，燃焼速度が増大するかしないかの判定方法についても検討したので報告する。

### 2. 実験装置と実験方法

### 2.1 地下空間模型

実験に使用したトンネルを模擬した地下空間模型の
Fig. 1 Schema of the tunnel model

Table 1 Experimental conditions on ventilation of methanol fire tests in a reduced scale tunnel model

Base wind velocity in tunnel (m/s)	Average wind velocity in tunnel (m/s)	Diameter of fuel tray 0.10m	Diameter of fuel tray 0.15m	Diameter of fuel tray 0.20m	Diameter of fuel tray 0.25m
Open fire	A 0	B 0	C 0	D 0
No ventilation	A 1	B 1	C 1	D 1
0.09	0.08	A 2	B 2	C 2	D 2
0.15	0.13	A 3	C 3	D 3
0.23	0.20	A 4	C 4	D 4
0.30	0.26	A 5	C 5	D 5
0.38	0.33	A 6	C 6	D 6
0.45	0.39	A 7	C 7	D 7
0.52	0.45	C 8	D 8
0.60	0.52	C 9	D 9
0.68	0.58	D 10
1.20	1.03	D 11

概略をFig. 1に示した。模型の全長は21.6mである。トンネル内部の高さ，幅はともに0.3mで，厚さ25mmのセラミックファイバーボード断熱材を組み合わせて支持台上に組み立てられている。耐火断熱材の使用可能な最高温度は1400℃である。このトンネル模型には幅0.1m，高さ0.3mの観測窓を側壁に計7箇所設けている。

模型の一端に，送風用チャンバーを設置した。このチャンバー部分へフレキシブルダクトを介して送風機から給気し，絞り部分を経て模型内へ送風した。風量は送風機の回転数の制御と絞り機構によって平均断面風速0.1～1 m/sの範囲内で変化させることができる。

ステンレス製の燃焼容器を模型のほぼ中央に設置した。燃焼容器の直径は0.10m，0.15m，0.20m，0.25mの4種類である。各燃焼容器の深さを50mmとした。燃焼容器の縁の高さは床面の高さに揃え，燃料液面の高さは縁から5mm下に合わせた。

### 2.2 燃烧速度の測定

燃焼速度測定装置は，前報 $ ^{3)} $ に示したものと同じである。この装置は，連通管を利用した定液面燃料供給装置であり，燃焼タンクから重量減少量を秤量感度0.1gの電子天秤で秤量し，パーソナルコンピュータで記録・処理し燃焼速度を求めた。

## 2 ．3 燃烧容器周辺の天井温度の測定

天井の温度測定には，シース外径1mmのクロメルーアルメル熱電対を用いた。熱電対の熱接点を燃焼容器周辺の天井表面に埋め込み，耐熱性接着剤で固定した。熱電対の設置位置と数は，燃焼容器中央直上に1点，そこから風上側に0.1m間隔で4点，風下側に0.1m間隔で8点の合計13地点である。10秒毎の天井温度データをデータ収録装置により記録した。
### 2.4 火災実験

我々の行った一連の火災実験に関する実験番号と燃焼容器直径および風速条件をTable 1に示した。送風する実験の他，トンネル模型の両端を開放し送風しない条件での実験も行った。また，天井および側壁を取り除いた開放空間での燃焼速度の測定も行った。なお，Table 1に示す基準風速は，トンネル模型の風下側出口の中心の風速を低風速用熱線風速計で測定し求めた。

基準風速0.30m／sの時の断面の風速分布を計測した結果，平均断面風速は基準風速の0.86倍であることが分かった。Table 1に示す平均断面風速は，全ての基準風速で0.30m／sと同じ風速分布になると仮定し，基準風速に0.86倍したものである。

実験に使用した燃料はメタノールである。燃焼時間は50分とした。ただし，燃焼が激しくなり，模型内の温度が約950℃を越えた場合には，熱電対等の破損防止のため，その時点で実験を中止した。

### 3. 実験結果

### 3.1 メタノールの燃焼速度

燃焼速度の経時変化を，燃焼容器の直径0.10m，0.15m，0.20m，0.25mごとに代表的な平均断面風速をパラメータとしFig.2に示した。燃焼速度が定常であるか，時間とともに増大しているかを判断するために点火後30分から40分までの燃焼速度の上昇率及び点火後40分での燃焼速度をTable2に示した。Table2の上昇率が0.04g／min²以上高く増大する燃焼速度は（）内に示し，↑の記号を付けた。燃焼速度の上昇率は，30分から40分までのデータを回帰直線に当てはめ，その傾きから求めた。

直径0.10m及び0.15mの燃焼容器の場合は，Fig.2(a)，(b)に示すように送風しない場合も含め，全ての風速条件で点火20分後には燃焼速度はほぼ定常になり，上昇率もTable2に示すように約0.02g/min²以下と小さかった。燃焼速度が定常となったのは，発熱速度が小さく，メタノールの燃焼速度を増大させるほど天井温度が上昇しなかったためである。

Fig. 2(c), (d) に示すように，直径 0.20m 及び 0.25m の燃焼容器の場合は，それぞれ平均断面風速 0.26 m/s 及び 0.39m/s 以上で送風すると，燃焼速度は点火 20 分後にはほぼ定常になり，上昇率も Table 2 に示すように約 0.01 g/min $ ^{2} $ 以下と小さかった。燃焼速度が定常になる場合の最低の平均断面風速は，燃焼容器直径が大きくなるに従い大きくなった。燃焼速度が増大しないのは，この平均断面風速以上で送風することにより天井温度の上昇が抑えられたためである。

直径0.20m及び0.25mの燃焼容器の場合，Fig. 2(c)，(d)に示すようにそれぞれ平均断面風速0.20m/s及び0.33m/s以下では，燃焼速度は点火から50分経過しても定常にならず，増大する傾向を示した。上昇率もTable 2に示すようにそれぞれ0.05g/min²，0.04g/min²以上と燃焼速度を定常とした上昇率よりも高い値を示した。燃焼速度が増大するのは，この平均断面風速以下で送風することにより，トンネル内に熱気が溜まり，天井温度が上昇したためである。

### 3.2 火源近傍の天井温度

#### 3.2.1 燃焼速度が増大し続ける天井温度

燃焼容器の直径ごとに代表的な平均断面風速をパラメータとし，最高温度を示した位置での天井温度の経時変化をFig.3に示す。点火から40分後の最高温度と最高温度が測定された位置をTable3に示す。最高温度が点火から40分経過しても上昇中のものは↑で示し，天井の最高温度を（）内に示した。

メタノールの燃焼速度が，測定期間中に定常になる送風条件での天井の最高温度を調べる。直径0.10m及び0.15mの燃焼容器の場合には，点火から50分経過してもそれぞれFig.3(a)，(b)に示すようにいずれの送風条件でも天井温度は僅かであるが上昇していた。直径0.10mの燃焼容器の場合には，Table3に示すように200℃以下であった。直径0.15mの燃焼容器の場合には，天井温度は350℃以下であった。

直径0.20m及び0.25mの燃焼容器の場合，平均断面風速をそれぞれ0.26m／s及び0.39m／s以上では，天井温度はいずれも点火から40分後にはFig.3(c)，(d)に示すようにほぼ定常になった。これらの天井温度は，直径0.20m及び0.25mの燃焼容器の場合にはTable3に示すようにそれぞれ390℃及び400℃以下であった。以上のことから，送風する場合には天井の最高温度が約400℃以下では，燃焼速度は増大することはなかった。燃焼速度が定常であるのは，このように天井温度が燃焼速度に影響を与えるほど高温になっていないためである。

燃焼速度が測定期間中に増大する送風条件での天井の最高温度を調べる。直径0.20m及び0.25mの燃焼容
(a) Diameter of fuel tray is 0.10 m.

(c) Diameter of fuel tray is 0.20 m.

(b) Diameter of fuel tray is 0.15 m.

(d) Diameter of fuel tray is 0.25 m.

Fig. 2 Mass burning rate of methanol pool fire in diameter of 0.10, 0.15, 0.20, 0.25 m in the tunnel model versus time.

Table 2 List of overserved mass burning rates at 40 min. after ignition and increasing rate of those from 30 min. to 40 min. after ignition.

An upward arrow ↑ shows that the value of increasing rate was more than 0.04 g/min².

Diameter of fuel tray 0.10m	Diameter of fuel tray 0.15m	Diameter of fuel tray 0.20m	Diameter of fuel tray 0.25m
Average wind velocity in tunnel (m/s)	Mass burning rate (g/min)	Increasing rate (g/min²)	Mass burning rate (g/min)	Increasing rate (g/min²)	Mass burning rate (g/min)	Increasing rate (g/min²)	Mass burning rate (g/min)	Increasing rate (g/min²)
Open fire	5.8	12.9	23.3	36.9
No ventilation	6.2	-0.02	15.2	0.02	↑ (41.4)	0.58	↑ (136)*
0.08	5.9	-0.01	13.9	0.02	↑ (33.7)	0.30	↑ (99.7)	0.49
0.13	6.1	-0.01	↑ (29.5)	0.10	↑ (71.7)	0.72
0.20	6.0	-0.01	↑ (27.7)	0.05	↑ (59.5)	0.24
0.26	6.0	0.00	25.8	-0.01	↑ (48.8)	0.09
0.33	6.1	24.9	0.00	↑ (46.3)	0.04
0.39	5.7	0.01	25.8	0.00	42.7	-0.01
0.45	25.9	43.9	-0.01
0.52	24.6	-0.03	43.4	0.01
0.58	43.2	-0.02
1.03	41.6	0.01

Note: Asterisk (*) shows the mass burning rate at 30 min. after ignition.
(a) Diameter of fuel tray is 0.10 m.

(c) Diameter of fuel tray is 0.20 m.

(b) Diameter of fuel tray is 0.15 m.

(d) Diameter of fuel tray is 0.25 m.

Fig. 3 Temperature-time profile on the ceiling.

V is an average velocity of ventilation wind.

Table 3 List of observed maximum temperature on the ceiling at 40 min. after ignition and its position. An upward arrow ↑ shows that the temperature at 40 min. after ignition was in a rising state.

Diameter of fuel tray 0.10m	Diameter of fuel tray 0.15m	Diameter of fuel tray 0.20m	Diameter of fuel tray 0.25m
Average wind velocity in tunnel (m/s)	Maximum temperature of ceiling (℃)	Distance from fuel tray center (m)	Maximum temperature of ceiling (℃)	Distance from fuel tray center (m)	Maximum temperature of ceiling (℃)	Distance from fuel tray center (m)	Maximum temperature of ceiling (℃)	Distance from fuel tray center (m)
No ventilation	↑ (196)	0	↑ (342)	0	↑ (688)	0	↑ (873~939)	0.1~0.8
0.08	↑ (188)	0.1	↑ (314)	0.1	↑ (567)	0.1	↑ (885~957)	0.3~0.8
0.13	↑ (166)	0.1	↑ (486)	0.3	↑ (753~795)	0.3~0.6
0.20	↑ (156)	0.2	443	0.3	↑ (651~667)	0.3~0.5
0.26	↑ (137)	0.3	384	0.3	525~534	0.3~0.4
0.33	↑ (131)	0.3	333	0.3	447~459	0.3~0.5
0.39	↑ (110)	0.3	331	0.3	391~394	0.3~0.5
0.45	299	0.3	368~371	0.3~0.5
0.52	262	0.3	352~355	0.3~0.5
0.58	330	0.3
1.03	254	0.3

Note: Asterisk (*) shows the maximum temperature of ceiling at 30 min. after ignition
器の場合，平均断面風速がそれぞれ0.20m／s及び0.33m／s以下では天井の最高温度はいずれも440℃以上であった。このことから送風時に燃焼速度が測定期間中増大する天井の最高温度は約440℃以上であることが分かった。

#### 3.2.2 火源近傍の天井温度分布

直径0.20mの燃焼容器の場合，燃焼速度が測定期間中増大するか，定常になるかの境目である平均断面風速0.20m／s及び0.26m／sで送風した時の天井の温度分布をFig.4(a)に示す。縦軸は天井温度を天井の最高温度で無次元化した温度である。横軸は，燃焼容器中央の直上からトンネル模型の長手方向の距離である。風上側をマイナス，風下側をプラスとした。天井の最高温度は燃焼容器中央の直上から風下0.3mに位置し，その位置から風上，風下側に向かってほぼ対称に低下した。

直径0.25mの燃焼容器の場合，燃焼速度が増大するか，定常になるかの境目である平均断面風速0.33m／s，0.39m／sで送風した時の天井の温度分布をFig. 4(b)に示す。天井の最高温度は燃焼容器中央の直上から風下0.3m～0.5mの範囲に位置した。

直径0.20m及び0.25mの燃焼容器の場合，天井温度分布は燃焼容器中央の直上から風下0.3mの位置より風上側で，ほぼ同じである。風下0.3mの位置より風下側で，天井の温度分布は異なっている。

送風しない場合，燃焼速度が増大するか定常となるかの境目である直径0.15m及び0.20mの燃焼容器の場合の天井温度分布をFig. 4(c)に示す。直径0.15m及び0.20mの燃焼容器の場合，天井の最高温度が燃焼容器直上に位置し，ほぼ同じ分布を示した。

### 4. 結果の考察

## 4 ．1 燃焼速度の増大し続ける最低の放射熱量

トンネル模型内での燃焼速度が増大する原因は，天井から液体燃料への放射熱の増大によるものである。燃焼容器への放射熱は，天井の最高温度及び天井の温度分布に大きく依存する。ここでは，メタノールの燃焼速度が実験期間中に増大し続ける条件について天井の最高温度及び天井の温度分布から燃焼容器へ入射する放射熱量の面から検討する。

Fig. 4に示す天井温度分布の時，燃焼容器中央に入射する放射熱量を計算する。Fig. 4に示す燃焼容器中央の直上から風上側0.4m，風下側0.8mの天井温度分

(a) Diameter of fuel tray is 0.20 m.

(b) Diameter of fuel tray is 0.25 m.

(c) No ventilation.

Fig. 4 Dimensionless temperature distribution on the ceiling over the fire source at 40 min. after ignition.

$ T_{max} $ : maximum temperature on the ceiling, $ T_{a} $ : atmosphere temperature)

布を130分割し，(1)式により天井からの放射熱量を計算した。

$$ q=\sigma\Sigma F_{\mathrm{w n}}(T_{\mathrm{c n}}^{\mathrm{~f~}}-T_{\mathrm{o}}^{\mathrm{~f~}}) $$
ただし, q: 天井からの液体燃料への放射熱量

$$ (kW/m^{2}) $$

$$ \sigma:ステファンボルツマン定数 $$

$ F_{wn} $ ：分割したn番目の天井面をみたときの形態係数

$$ T_{cn}: 分割した n 番目の天井温度 $$

$$ T_{0}：液体燃料の表面温度 $$

この範囲外の天井からの放射熱と側壁からの放射熱は無視した。式(1)では，天井表面，液体表面の放射率を1と仮定した。液体燃料の表面温度T。にはメタノールの沸点64.6℃を用いた。天井の温度分布は，天井長手方向にはFig.4に示した分布とし，同じ横方向の温度は天井中心の温度と同じであるとして計算した。形態係数 $ F_{wn} $ は，燃料容器中心点に対してのみ計算した $ ^{4)} $ 。なお，メタノール火炎は淡青色であるので，火炎の吸収と放射を無視した。

温度分布Fig. 4(a), (b)から計算される送風時の放射熱量は，直径0.20mの燃焼容器の場合，平均断面風速0.20m/s及び0.26m/sではそれぞれ3020W/m²及び2140W/m²となった。また，直径0.25mの燃焼容器の場合，平均断面風速0.33m/s及び0.39m/sではそれぞれ2970W/m²及び2210W/m²であった。このことから送風する条件で燃焼速度が実験期間中増大し続ける最低の放射熱量は本実験では直径0.20m及び0.25mの燃焼容器の場合，ほぼ同じレベルの約3000W/m²程度であると概算された。

Fig. 4(a), (b) に示した直径 0.20 m 及び 0.25 m の燃焼容器の場合の天井温度分布は，燃焼容器中央の直上から風下 0.3 m 以遠で異なっていたが，液面への放射熱量にはあまり影響しなかった。

次に，送風なしの条件で燃焼速度が実験期間中増大し続ける最低の放射熱量を概算する。直径0.15m及び0.20mの燃焼容器の場合の燃焼実験で得られたFig.4(c)に示す天井温度分布から，(1)式により燃焼容器中央が受熱する放射熱量を計算した。その結果，放射熱量が直径0.15mの燃焼容器の場合では2000W/m²，直径0.20mの燃焼容器の場合では12100W/m²であった。送風しない条件で燃焼速度を増大し続ける最低の放射熱量は2000～12100W/m²の間であると分かる。この放射熱量の範囲内に送風する場合の実験期間中増大し続ける最低の放射熱量3000W/m²は入る。

## 4 ．2 燃焼速度の増大する条件の検討

## 4 ．2．1 天井温度と発熱量，風速の関係

Fig. 5 Relation between $ (\mathrm{T}_{\mathrm{c}} - \mathrm{T}_{\mathrm{s}}) / \mathrm{T}_{\mathrm{s}} \mathrm{Q}^{*2/3} $ and $ gH / V^{2} $ in a steady state of the temperature on the ceiling. $ T_{c} $ : temperature on the ceiling. $ T_{s} $ : atmosphere temperature. V: ventilation velocity H: height g: gravitational acceleration $ Q^{*} $ : dimensionless heat release rate. Marks $ \triangle $ and $ \bigcirc $ mean that the diameters of fuel trays are 0.20 m and 0.25 m respectively.

天井温度は，火源から生ずる熱気流の温度及び送風により傾く炎の影響を受ける。前者は(2)式によって一般的に表される $ ^{5)} $ 。また，炎の傾きは(3)式で定義されるフルード数で表現される $ ^{6,7)} $ 。トンネル模型内の平均断面風速と天井温度に着目し，フルード数の代表長さは天井高さとした。ここでは両者の関係を実験的に明らかにするために $ (T_{c}-T_{s})/T_{s}Q^{*2/3} $ を縦軸に， $ gH/V^{2} $ を横軸に取り整理した。その結果をFig. 5に示す。

$$ \frac{T_{f}-T_{a}}{T_{a}}=9.1Q^{*2/3} $$

$$ F\mathrm{r}=\frac{gH}{V^{2}} $$

$$ Q^{*}=\frac{Q}{\rho_{a}c_{a}T_{a}g^{1/2}H^{5/2}} $$

$$ Q=h R $$

$$ ただし ,T_{i}: 中心軸上の熱気流温度 $$

$$ T_{c}: 天井の最高温度 $$

$$ Q: 燃料の発熱速度 $$

$$ \rho_{a}: 外気の密度 $$