Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
(a) One directional Flow: Averaged Wind velocity is over about .5m/s

(b) Bi-directional Flow: Averaged wind velocity is under about .3m/s Counter flow is observed nearby the opening.

Fig. 10 Vertical distribution of temperature rise in the leeward region of the fire source Data are of 15 min. after ignition in Run No. 1 and 40 min. in the others.

口下部で新鮮空気の流入による二層流の形成と火源風上側への煙の遡上が認められた。また，いずれの条件においても，火源と出口の中間位置で下部の新鮮空気と上部の高温層との混合が観察され，水平廊下の煙流動に関した過去の多くの実験研究で示されるような火源域迄の明確な二層流の形成は認められなかった。

以上のように，煙の流動においても，出口から新鮮空気が流入し二層流が火源風下側に形成される場合と，二層流が形成されず一方向へ煙が押し出される場合とを分けるクリティカルな平均断面風速の存在が示唆される。

#### 4.3.2 相似則からの考察

天井高さ7 mで，火源に2 m²のガソリン火皿［発熱量＝約4 MW］を使用した実大火災実験では，模型内部の風速が約1 m／s以下では二層流が形成されるとともに，煙の風上への遡上が起こることが報告されている。

本模型実験は，この実大実験と比べ長さスケールで1／23に相当する。ここで，フルードモデルによる相似 $ ^{10} $ が成立するとすれば，速度のスケール比は1／4.7 $ \left[(1/23)^{1/2}\right] $ に，発熱速度比は1／2500 $ \left[(1/23)^{5/2}\right] $ になる。模型実験で二層流の形成の有無の境となる断面風速の条件，0.3～0.5 m/sは，この実大火災実験では約1.5～2.3 m/sに相当する。本実験の発熱量は，実大規模で37 MWに相当し，実大火災実験の想定火災規模より一桁大きく，発熱量と煙遡上の関係については検討の余地が残されている。しかし，模型から推定される遡上が阻止される風速値は，過去の知見と概ね一致している $ ^{6.11} $ 。

## 4 ．4 ガス濃度と発熱速度

Table 4に，地下空間模型出口付近の断面中央の一箇所で測定した温度，風速，流入空気と燃焼ガスの酸
Table 4 Temperature, wind velocity, oxygen depletion, carbon dioxide concentration, carbon monoxide concentration, and heat release rate of the fire source Data are average values from 34 min. to 44 min. after ignition.

RUN NO.	V	$ T_{OUT} $	$ V_{OUT} $	$ O_{2} $ DEPLETION (%)	$ CO_{2} $ CONC. (%)	CO CONC. (%)	HEAT RELEASE RATE Q $ _{OX} $ (kW)	Q $ _{CALC} $ (kW)	REMARK
3	0.28	119	0.9	0.7	0.4	0.0	9.3	16.7	NO STIRRING
4	0.29	122	1.0	0.6	0.5	0.0	7.7	16.5	”
5	0.31	115	0.8	0.5	0.4	0.0	5.2	16.5	”
6	0.49	146	1.3	1.0	0.7	0.0	17	16.2	”
8	0.79	106	1.6	0.8	0.6	0.0	18	15.3	”
9	0.82	111	1.4	0.7	0.6	0.0	14	15.5	STIRRING

$ Q_{ox} $ : Heat release rate obtained by oxygen consumption method.

$ Q_{CALC} $ : Heat release rate calculated by weight loss rate and heat of combustion.

V: An average velocity of ventilation wind.

$ V_{out} $ : A wind velocity at an observed point at the open end.

素濃度差，発生した炭酸ガスと一酸化炭素濃度をまとめた。さらに，それらの測定値と酸素消費法により，また，重量減少速度と燃焼熱 $ ^{12} $ から計算により求めた火源の発熱速度を併せて示してある。なお，これらの値は，点火後34分から44分までのデータの平均値である。

Table 4 に実験No. 1，2および7のデータは掲載されていない。それは，実験No. 1では地下空間模型の両端を開放し送風しない場合の実験であり，点火後約15分で実験を中止したためである。また，実験No. 2，7では，火源風下4.5m付近での酸素，炭酸ガス，一酸化炭素濃度の垂直分布を測定したため，他の実験と比較し得るデータを得ることができなかったからである。4.4.1 燃焼ガス成分の時間変化

Fig. 11に流入空気と燃焼ガスの酸素濃度差と，炭酸ガス濃度の時間変化の代表例として，実験No.3と実験No.6の測定結果を示す。実験No.3は，実験模型出口から新鮮空気が流入し，火源風下側に二層流が形成された一例であり，実験No.6は二層流の形成のない場合の一例である。いずれの場合も，燃料に点火した直後から酸素濃度は減少し，炭酸ガス濃度は増加する。

実験No.3の場合には，流入空気と燃焼ガスの酸素濃度差，炭酸ガス濃度はともにピークに達した後，両者とも減少し始め，点火約20分後にほぼ一定の値になった。他方，実験No.6では，流入空気と燃焼ガスの酸素濃度差と炭酸ガス濃度は，点火後単調に増加し，点火後20分でほぼ一定値となった。したがって，本実験では二層流形成の有無にかかわらず，点火後20分程度経過すれば，煙の流動も含めて定常な燃焼になっていたと言ってよい。

Fig. 11 Oxygen depletion and carbon dioxide concentrations versus time
一酸化炭素濃度は，平均断面風速が約0.3m/s以上の実験では，サンプリング位置で検出されなかった。また，ガス濃度の垂直分布を測定した実験No.2の場合，天井下25mmの位置で約0.2%の一酸化炭素が検出されたに過ぎない。したがって，送風条件下で行った本実験の場合，メタノールは完全燃焼したとみなしてよい。

## 4 ．4．2 減少酸素と炭酸ガスの垂直濃度分布

Fig. 12に実験Na.2と7の減少酸素，炭酸ガスの垂直濃度分布の測定結果を示す。実験Na.2は二層流が形成された場合であり，実験Na.7は二層流が認められない場合である。両者は明らかに異なり，実験Na.2の場合には，床面上0.2m付近から上でそれぞれの濃度が急激に変化しているのに対し，実験Na.7の場合には，ガス濃度の垂直分布は直線的になっている。この現象は，二層流になると，実験模型出口のある高さに中性帯が形成され，それより下側では模型内部へ新鮮空気が流入するためと考えられる。また，二層流の形成のない場合のガス濃度の直線的変化は，火源で発生したガスが送風装置により送り込まれた空気と混合しながら流出しているためといえる。

## 4 ．4．3 火源の発熱速度

ガス濃度の垂直分布が直線的に変化し，模型断面横方向には変化しないと仮定すると，実験模型出口中央のガス濃度は，排出されるガスの平均の濃度になる。もし，上の事情が成り立つなら，出口中央における酸素濃度等の測定値から火源の発熱速度を酸素消費法に基づいて簡単に求めることができる。

Fig. 12 Vertical distribution of oxygen depletion and carbon dioxide concentrations

既に述べたように，送風条件下で行った本実験の場合，メタノールはほぼ完全燃焼していた。したがって，Table 4の酸素消費法に基づき流入空気と燃焼ガスの酸素濃度差，炭酸ガス濃度から求めた発熱速度Q $ _{ox} $ と，メタノールの燃焼速度の測定値と燃焼熱から計算した発熱速度Q $ _{calc} $ を比較すれば，どの様な条件の時，どの程度の精度で簡便法により火源の発熱速度を測定できるかがわかる。Table 4の実験No.3～8にこの関係を見ると，Q $ _{ox} $ とQ $ _{calc} $ は、平均断面風速が0.5m/s以上の場合、約20％以内の誤差で一致しているが、風速が0.3m/s以下の場合には、Q $ _{ox} $ はQ $ _{calc} $ の30～60％程度の小さな値になっている。これは低風速の場合，垂直濃度分布が直線的でなく，模型出口付近の中央の一箇所でガス濃度等を測定し発熱速度を求めることには無理があることを示している。しかし，平均断面風速が約0.5m/s以上の場合には，我々の実験では約20％程度の誤差範囲で発熱速度を測定できており，この簡便法による測定結果を，発熱速度のおおよその目安とすることはできる。

何等かの方法によりガスサンプリング箇所の風上で攪拌混合し，実験模型から流出する空気中のガス濃度を均一にできるなら，酸素消費法によって発熱速度を精度良く求めることは原理的に可能である。

火源風下側約3.5mの位置に，直径0.1mの薄型プラスチック製ファンを床面から0.1m離して上向きに送風するように取り付け燃焼ガスの攪拌を試みた。攪拌による混合の様子を調べるために，さらに風下側の4.5m地点での垂直の温度分布を測定した。平均断面風速を約0.8m/sとしたときの測定結果がFig.13である。攪拌しなかった実験No.8の垂直温度分布をFig.13(a)に，攪拌した実験No.9のそれをFig.13(b)に示した。攪拌により垂直温度分布が均一になり，したがって燃焼ガスの均一化が達成できていることがFig.13(b)からわかる。攪拌して得た実験No.9のQ_{ox}値は，計算で求めたQ_{cuc}と10%の誤差で一致し，攪拌しなかった実験No.8のQ_{ox}値に比べ，測定精度が改善されていることがわかる。

今回の実験のように十分な送風があり，流入空気と燃焼ガスの酸素濃度差と炭酸ガス濃度が小さな場合，濃度測定箇所の直前でファンにより攪拌し燃焼ガスの均一化を図る方法は，燃焼ガスを外部空気で希釈する必要はなく，より高濃度でガス濃度を測定することが可能なため，発熱速度の測定方法として有利な方法の
一つであることを示している。

H : DISTANCE ABOVE FLOOR LEVEL

Fig. 13 Vertical distribution of temperature at 4.5 m leeward from the fire source

### 5. まとめ

水平に置かれた，断面寸法0.3m×0.3m，全長9.9mの地下空間模型内の直径0.25mの燃焼皿によるメタノール火災実験を行い，模型平均断面風速と質量燃焼速度，煙層の形成・流動と風上への遡上の関係を調べた。また，酸素消費法による火源の発熱速度の計測方法について検討した結果，以下のことがわかった。

(1) 平均断面風速を 0～0.8 m/s の範囲で変化させメタノールの燃焼速度等を測定した。その結果，風速 0.3 m/s 以上では，燃焼速度は点火約 10 分後にはほぼ定常になり，開放空間の燃焼速度に比べそれはど変わらなかった。しかし，風速 0.08 m/s 以下での燃焼速度は時間経過とともに急速に増大・暴走し，模型内は灼熱状態となった。このことは，燃焼速度が時間とともに増大するか，定常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意味する。その風速より低風速の場合，模型内部は灼熱状態になる。

(2) 有風時の風下側における煙層の形成について温度分布および目視観察から考察した。断面風速が低い場合，出口からの新鮮空気流入を招くが，本実験条件下では，明確な二層流は出口近傍に限られ，新鮮空気が火源近辺にいたるまでに上層の高温層と混合してしまう様相が認められた。また，出口から新鮮空気が流入し二層流が火源風下側に形成され，風上へ煙が遡上し始めるクリティカルな平均断面風速の存在が予想された。

(3) 本実験では，有風時，一酸化炭素はほとんど発生せず，燃料のメタノールは完全燃焼したと見なせた。二層流の形成のない平均断面風速0.5 m/s以上のときには，燃焼ガス濃度を風下側出口中央の1点で測定する方法でも，酸素消費法を用いて求めた発熱速度を実際の発熱速度の目安とすることができた。この場合，ガスサンプリング地点の風上で排出空気を攪拌し，火源風下のガス濃度を均質化すれば，火源の発熱速度を酸素消費法によって測定することが可能であった。

本報告は，「地下空間模型を用いた火災性状に関する実験的研究」の題名で行っている研究の地下空間模型と，水平配置された模型で行った直径0.25mのメタノールプール火災実験結果に関する速報である。今後，燃焼速度，煙層の形成と流動，発熱速度など火災性状に関しさらに研究を進め，詳細な報告をする予定である。

## 参考文献

1）(助)消防科学総合センター：「地下空間における消防防災対策に関する調査研究報告書」（1991.3）

2）笠原勲：「ジオフロント（大深度地下）の開発構想」，火災学会講演討論会テキスト，p.1（1992.1）

3）谷中篤三：「トンネル火災」安全工学，19，390(1980)

4）水谷敏則，堀内浩三郎，秋山清：「道路トンネル内火災実験」，土木技術資料，26，317（1984）

5）吉田幸信：「道路トンネル内における自動車火災に関する実験について」，火災，Vol. 33，No. 4，p. 1（1983）

6）水谷敏則，堀内浩三郎：「トンネル内自動車火災実験！」トンネルと地下，Vol. 13，No. 2，p. 131
(1982)

7 ) Haggett. C.: “Estimation of Rate of Heat Release by Means of Oxygen Consumption Measurements,” Fire and Materials, 4, 61(1980)

8) Parker, W. J.: “Calculations of the Heat Release Rate by Oxygen Consumption for Various Applications,” NBSIR, 81–2427, (1982. 2)

9) Chobotov, M. V.: “Gravity Currents with Heat

Transfer Effects," CalTech. PhD Thesis(1987)

10) Heskestad, G.: “Physical Modeling of Fire,” J. Fire & Flamm., 6, 253 (1975)

11) (町高速道路調査会：「関越トンネル換気運用に関する研究報告書 総集編」(1987.3)

12）日本化学会編：化学便覧，基礎編Ⅱ，p.815，丸善（1966）
# An Experimental Study on Fire Behavior in a Reduced Scale Model of a Horizontal Tunnel Model Using Methanol as a Fire Source

(Abstract)

Naoshi Saito, Yuichi Watanabe, Ai Sekizawa, Eiji Yanai, Tokiyoshi Yamada, and Sanae Miyazaki

(Received May 29, 1992)

As socio-economic activities have been concentrated upon very urbanized areas, there has been increasing need to develop underground structures such as road or railroad tunnels because of lack of land and/or its high cost. Against this background, we started an experimental study to investigate fire behavior and smoke movement in such underground structures using a reduced scale model of a tunnel which can be inclined at several-cent cm angles in order to get fundamental data available for countermeasures for life safety and fire-fighting techniques in case of a fire there.

We investigated relations between a mean velocity of ventilation wind and mass burning rate as well as formation of smoke layer from the observed results of experiments using methanol fire source in a reduced scale tunnel model which was set in a horizontal plane. Also, we examined a method measuring heat release rate by the oxygen consumption.

As the results, the following were found.

a) There is a critical mean velocity of ventilation wind which divides whether the mass burning rate increases with lapse of time or reaches a steady state at some point. When a mean velocity of ventilation wind was lower than that critical one, the inside of a tunnel model became red-hot.

b) There is a critical mean velocity of ventilation wind which devides whether two layers of air flow as hot and cool are formed in the leeward region of fire source with incoming air flow from the open end of a tunnel or not.

c) When there is not windward flow of smoke, stirring downward air flow by a fan just before gas sampling point is useful for uniforming the concentration of $ O_{2} $ , $ CO_{2} $ , and CO there. Therefore, we think this idea should be available for the measurement of heat release rate by the oxygen consumption method.
# はしご自動架梯装置の架梯精度に 影響を与える機械的因子に関する考察

天野久徳，山田實，亀井浅道，西晴樹中島初彦 $ ^{*} $ 武内幸一 $ ^{*} $ 木下竜介 $ ^{*} $

筆者らは，照準器で架梯目標位置を照準さえすれば容易に目標位置へ架梯することができる自動架梯装置の開発研究を行っている。

開発に際し，試作中の自動架梯装置をはしご自動車に装備して架梯実験を行い，はしごの架梯精度に影響を及ぼす機械的要因を調べた。

本報は，ターンテーブルに設置した傾斜計の取付状態，エンコーダーへの伝達機構の“あそび”およびエンコーダー出力値をはしごの操作量へ変換するための設定値，ターンテーブルの沈み込みについて実験的に検討したものである。

検討の結果，ターンテーブルに設置した傾斜計の取付誤差の存在とその大きさが明らかになった。変換の設定値については，図面の寸法から計算した梯体の動作量と実際の動作量との相関関数を求め，さらにエンコーダーへの伝達機構の“あそび”を明らかにした。ターンテーブルの沈み込みの挙動については，はしごの起伏角と伸長量に対する沈み込み量を定式化した。

### 1. 绪言

高層建築物が増加している現在，はしご付き消防自動車（以下はしご車と呼ぶ）は，必要不可欠な消防装備の一つである。しかし，はしご車の迅速かつ安全な操作は，熟練者にとっても必ずしも容易ではない。そこで筆者らは照準器で架梯目標位置を照準しさえすれば容易に架梯できる自動架梯装置の開発研究を行っている。

自動架梯装置は，照準器と梯体の姿勢を検知するセンサー類からの信号をコンピューターで処理し，目標位置に架梯するための動作量を計算し，梯体を動作させる機能を有している。

はしご車には，製作過程における寸法誤差に起因する“あそび”や梯体の自重による弾性変形が避けられない現象として付随する。一方，簡単のため自動架梯装置の信号処理に関するアルゴリズムの構築は，はしご車が“あそび”や梯体の自重による弾性変形を含まない理想状態で製作されているという仮定の基に行われた。自動架梯装置で設定した架梯目標位置を基準とし，自動架梯装置で架梯した梯体の先端位置のずれを架梯誤差とすると，“あそび”や弾性変形は架梯誤差を誘発する因子であるといえる。このような架梯誤差を誘発する因子をここでは架梯誤差誘発因子と呼ぶ。したがって自動架梯装置を用いて目標位置へ架梯する正確さを架梯精度とすると，架梯精度を良くするためには，架梯誤差誘発因子を明らかにし，架梯誤差誘発因子による架梯誤差を評価しておく必要がある。

筆者らは試作中の自動架梯装置を搭載したはしご車を用いて，架梯誤差誘発因子によって発生する架梯誤差の大きさについて検討した。その結果，ターンテーブル上に設置した傾斜計の取付面と梯体の旋回平面とのずれ，梯体の旋回，起伏，伸縮の動作量を計測する機構の“あそび”，動作量の計測に必要な設定値，及び梯体の起伏，伸縮動作に伴うターンテーブルの沈み込みの3因子がはしご車の架梯精度に特に影響を与え
ることが判った。

本報は，上記の各因子の評価方法，特性，架梯精度に及ぼす影響に関して考察したものである。

## 2 ．自動架梯装置の架梯誤差要因と評価方法

### 2.1 傾斜計の取付面の旋回平面からのずれ

Fig. 1 Schematic illustration of the measuring system in the turntable of extensible ladder.

自動架梯装置では梯体のターンテーブルの傾き状態を計測するために傾斜計をターンテーブル上に設置している。傾斜計はFig.1に示すように，梯体のターンテーブル上への投影方向（X方向）およびこの方向と90°をなす方向（Y方向）に2台設置されている。傾斜計の計測面と被計測面である梯体のターンテーブルの旋回面とが一致していないと，自動架梯装置は梯体の旋回面の傾斜を正しく認識できない。このずれは，自動架梯装置を用いて架梯したときの架梯誤差誘発因子となる。そこで架梯誤差誘発因子である傾斜計の取付面の旋回平面からのずれを明らかにするために，傾斜計の計測値について理論的に考えてみる。

まず，Fig. 2(a)に示すように最大傾斜角αの旋回面に傾斜計が取り付けられている状態を考える。傾斜計が取り付けられている旋回面が同一平面内に保たれるように旋回軸のまわりを180度旋回すると，傾斜計の計測値は-αとなる。このとき，傾斜計の計測値を旋回角θの関数として考えると，傾斜計の計測値δは理論上

$$ \delta=\alpha\sin\left(\theta-\tau\right) $$

と表すことができる。ここで，τはδが0となる旋回角である。次にFig.2(b)に示すように，最大傾斜角αの旋回面に対し傾斜計の取付誤差βの状態で取り付けられている場合を考える。旋回面が同一平面内に保た

Fig. 2 Clinometers mounted on the turntable. The values measured by the clinometer depend on the rotation of turntable.

れるように旋回軸のまわりを180度回転する。取付誤差がないときの計測値と比べると，旋回する前と後の状態ともに，計測値は取付誤差の分だけ増える。取付誤差がない場合と同様に傾斜計の計測値を旋回角の関数として考えると，計測値は式(1)に取付誤差βを加えた式，すなわち

$$ \delta=\alpha\sin\left(\theta-\tau\right)+\beta $$

と表すことができる。ここでαは傾斜角振幅となる。

2.2 伝達機構のあそびと変換式の設定値

自動架梯装置では梯体の旋回，起伏および伸縮量をコンピューターに認識させるために絶対値型のエンコーダーを用いている。エンコーダーを既存のはしご車の各動作軸に直接取り付けることは不可能であるので，機械的な伝達機構を介してエンコーダーとはしご車の各動作軸を連結している。この伝達機構にあそびが存在するとエンコーダーの出力値とはしご車の実際の動作との間にずれが生じる。ずれが生じると自動架梯装置が梯体の正確な動作量を認識できなくなり，自動架梯装置を用いて架梯したときの架梯誤差誘発因子となる。

たとえば梯体の旋回動作については，梯体を予め定めた旋回位置まで時計回りと反時計回りに動作させる。両旋回方向で旋回させたときに計測される実際の旋回量の違いを旋回の伝達機構のあそびの大きさと考える。起伏および伸縮についても同様に伝達機構のあそびを
考える。

また，梯体の各動作軸に連結されたエンコーダーの出力値は，自動架梯装置のコンピューターにより各動作量に変換してコンピューターに認識される。この変換に利用している変換式中の設定値は，通常，図面通りに高精度に梯体が作成されていると仮定して算出される。しかし，はしご車は完全に図面通りに製作する事は不可能である。したがって，変換に用いる設定値は厳密に考えると架梯誤差誘発因子を内在していることになる。そこで自動架梯装置が認識している動作量と実際の動作量との相関関係から変換式の設定値の正確さを検討する。

架梯誤差誘発因子の大きさの検討は，実際に梯体の動作量を計測することによって行われる。本実験では以下の方法により求めた旋回，起伏および伸縮量をそれぞれ実際の動作量とする。

まず旋回角については次のように考える。Fig. 1に示したように，梯体のターンテーブルのまわりに巻尺を巻き，はしご車上の適当な場所に針を固定し，固定した針が巻尺の目盛りを指すようにする。針が指す巻尺の数値をターンテーブルの全周長で除した値を実際の旋回角とする。

次に起伏角と伸縮量について考える。計測方法の模式図をFig.3に示す。旋回面が水平になるように設置したセオドライトで旋回角θと起伏角φ、セオドライト上に設置した距離計で斜距離Dを計測する。図において各文字$\widetilde{\theta}_{i},\widetilde{\phi}_{i},\widetilde{D}_{i}$の下添え字$(j=\mathrm{A},\mathrm{B})$は各マークの計測値を示すものであり，～は計測量を意味する。計測された値を幾何学的に算出された式

Fig. 3 Schematic illustration of measuring method of the elevation angle of extensible ladder.

心の位置が移動するため変わる。すなわち，架梯前と架梯後ではターンテーブルの傾き状態が違うと考えなければならない。しかし，我々が開発中の自動架梯装置では架梯操作開始前のターンテーブルの傾きを認識し，架梯操作中はその傾きが変わらないと仮定している。したがって，架梯操作中のターンテーブルの傾き角の変動は，架梯誤差誘発因子となる。

ターンテーブルの傾斜角の変動量はターンテーブル上の梯体等機材重量の旋回中心に対するモーメントに比例すると考えられる。ターンテーブル上の機材の重心位置は，ここでは近似的に梯体長 $ L_{R} $ の一次関数で表すことにする。機材のモーメントには起伏角 $ \phi_{R} $ の余弦が主に関与すると考えてよい。以上のように考えると起伏および伸縮状態におけるターンテーブルの傾斜

$$ \begin{array}{r l}{L_{2}}&{=\widetilde{D}_{B}\sin\widetilde{\phi}_{B}-\widetilde{D}_{A}\sin\widetilde{\phi}_{A}}\\ {L_{3}}&{=\sqrt{\widetilde{(\widetilde{D}_{B}\cos\widetilde{\phi}_{B})}^{2}+(\widetilde{D}_{A}\cos\widetilde{\phi}_{A})^{2}-2\cdot\widetilde{D}_{B}\cos\widetilde{\phi}_{B}\cdot\widetilde{D}_{A}\cos\widetilde{\phi}_{A}\cdot\cos(\widetilde{\theta}_{B}-\widetilde{\theta}_{A})}}\\ {\phi}&{=\tan^{-1}\left(L_{2}/L_{3}\right)}\\ {L_{1}}&{=\sqrt{L_{2}^{2}+L_{3}^{2}}}\end{array} $$

を用いて，梯体の起伏角φと梯子長 $ L_{1} $ を求める。この起伏角は，水平面を基準とした起伏角である。したがって実際の起伏角φRは(3)式のφをターンテーブル面を基準（0度）とした角度に補正する必要がある。また， $ L_{1} $ については実際の梯子長 $ L_{R} $ と考えてよい。

### 2.3 梯体のターンテーブルの沈み込み

一般に，はしご車の梯体のターンテーブルの傾き角は，旋回，起伏および伸縮の各状態によって梯体の重角Δは

$$ \begin{aligned}&\varDelta=\lambda+C\ (\delta)\\&\lambda=(P\cdot L_{R}+Q)\cos\phi_{_{R}}\\ \end{aligned} $$

と表すことができる。ここで，P, Qは梯体構造に依存する定数，Cは起伏および伸縮操作後のターンテーブルの傾斜量δのみに依存する初期値である。したがって、梯体の姿勢を変える前と後の傾斜の差を沈み込み角とすると、入が沈み込み角を表していることになる。
### 3. 実験方法

実験に供したはしご車の外観をFig. 4に，その性能をTable 1に示す。このはしご車は，バスケット，リフターともに使用可能な30m級の梯体を装備している。試作した自動架梯装置をこのはしご車に搭載し，以下の実験を行った。

### 3.1 旋回実験

傾斜計の取付面のターンテーブルの旋回平面からのずれ，自動架梯装置の旋回角認識用の伝達機構のあそび及び変換式の設定値を検討するために梯体の旋回実験を行った。旋回操作中にターンテーブル面が旋回面から変動すると2.1節の解析方法を用いることができなくなる。ターンテーブル面が変動する主な原因としては，2.3節に示したように，ターンテーブル上の機材の旋回中心に対するモーメントの発生と考えられる。そこで，ターンテーブル上の機材によるモーメントが大略0と見積もられる状態，すなわち起伏角を45度，梯体長を全縮梯の9.6mで計測を行った。

旋回実験ではターンテーブルを15度づつ旋回させ，ターンテーブル上に設置された傾斜計が示す値，Fig.1に示されるはしご車に固定した針が指す巻尺の値，自動架梯装置のCRT上に表示される自動架梯装置が認識している旋回角を記録した。

### 3.2 起伏実験

自動架梯装置の起伏角認識用の伝達機構のあそび，変換式の設定値及び起伏状態におけるターンテーブルの沈み込みを検討するために起伏実験を行った。

Fig. 4 Appearance of the extensible ladder truck used in experiment.

一般的に，Fig. 1に示すターンテーブルXとY両方向に沈み込みは発生する。ここでは，解析を容易にす

Table 1 The specifications of the extensible ladder truck.

Manufacturer	Nihon Kikai Kogyo Co., Ltd.
Type	NLA-30H
Maximum height of ladder	30.8m
Angle of elevation of ladder	$ -12^\circ \sim 75^\circ $
Working radius of ladder	19.0m
Basket maximum payload	180kg
Lifter maximum payload	180kg
Whole weight of truck	15300kg
Truck dimensions length	9.84m
width	2.49m
height	3.40m
るために，X方向のみに沈み込みが起きるように，ターンテーブルをY方向に対してほぼ水平に設置して実験を行った。

Fig. 3に示すようにセオドライトは梯体から適当な距離だけ離し，その旋回面を水平に設置した。実際の梯体の起伏角を計測するためのマークの位置は，梯体の起伏角を正確に示す位置でなければならない。梯体の弾性変形による影響を最小にするために，梯体長を全縮梯である9.6mとし，マークA，Bはそれぞれ梯体の第一段後端と中央に設定した。また実験場の広さの制約から，旋回角は0度の状態で計測を行った。

起伏実験では，梯体を5度ごとに起伏し，各マークの三次元位置をセオドライトと距離計を用いて計測した。また，ターンテーブル上に設置されている傾斜計が示す値と自動架梯装置の認識している起伏角を記録した。

### 3.3 伸縮実験

自動架梯装置の梯体長認識用のエンコーダー伝達機構のあそび，エンコーダーの出力値を動作量に変換する設定値及び各伸縮状態におけるターンテーブルの沈み込みを検討するために伸縮実験を行った。

前節と同様に，ターンテーブルの沈み込みに関する測定を行うので，ターンテーブルをY方向に対してほぼ水平に設置して実験を行った。

セオドライトは旋回面を水平にし，梯体から適当な距離をおき，Fig. 3に示したように設置した。実際の梯体長を計測するために設置するので，マークAを梯体第一段後端に，マークBを最上段の先端に設置した。実験場の広さの制約から，旋回角を0度の状態で計測を行った。

梯体長を2.5mずつ伸ばし，全伸長まで計測を行った。全伸長まで梯体を伸ばすので，はしご車の作業半径を考慮して起伏角は50度として実験を行った。各マークの三次元位置をセオドライトと距離計を用いて計測した。また，ターンテーブル上の傾斜計が示す値と自動架梯装置の認識している梯体長を記録した。

## 4 ．実験結果および考察

### 4.1 傾斜計の取付面の旋回平面からのずれ

旋回実験の傾斜計の計測結果をFig. 5に示す。図において横軸に旋回角$\theta_{R}$，縦軸に傾斜計の計測値$\delta$をとり，X方向およびY方向に設置された傾斜計の計測値をそれぞれ○印および●印で示した。ただし，旋回

Fig. 5 The measured angle by clinometer mounted to the turntable.

☐ : for X-direction clinometer.

● : for Y-direction clinometer.

is an approximation curve of measured data of X-direction clinometer.

$ \delta_{x}=0.430\sin\left(\theta_{R}-6.36\right)+1.73 $

is an approximation curve of measured data of Y-direction clinometer.

$ \delta_{y}=0.447\sin\left(\theta_{R}+82.93\right)-0.57 $

角は巻尺の指針値を用いて求めた実際の旋回角である。X方向およびY方向の傾斜計の計測値を最小二乘法を用いて式(2)に近似すると、それぞれ

$$ \delta_{x}=0.430\sin\left(\theta_{r}-6.36\right)+1.73 $$

$$ \delta_{y}=0.447\sin{(\theta_{R}+82.93)}-0.57 $$

となる。$\delta_{x}$がX方向の計測値に対する近似式，$\delta_{y}$がY方向の計測値に対する近似式である。この近似曲線に対する測定値の標準偏差は，X方向の近似式が0.04度，Y方向の近似式が0.03であった。X方向の近似式を実線で，Y方向の近似式を破線で，Fig.5に示した。

式(5)と式(6)の傾斜振幅を比べるとほぼ等しいので，X方向とY方向の傾斜計が同一傾斜面上を旋回していることを確認できる。また，計測値が0度となる方向を比べると，その両者の差は約90度であるので，設置方向が直交していることがわかる。また近似式の定数項より，X方向とY方向に設置された傾斜計の取付誤差はそれぞれ1.73度，-0.57度であることも分かる。
(a) For rotation angle of turntable. Approximation line is expressed by $\theta_{\mathrm{A}}=0.999\theta_{\mathrm{R}}+0.0$

(b) For elevation angle of extensible ladder. Approximation line is expressed by $ \phi_{A}=1.012\phi_{R}-1.37 $ .

(c) For length of extensible ladder. Approximation line is expressed by $ L_{A}=0.996L_{R}+0.01 $

Fig. 6 Relation between real value of each motion and obtained value by means of encoder output.

### 4.2 実際の動作量と自動架梯装置の認識している動作量

実際の旋回，伸縮，伸長の各動作量と，自動架梯装置の認識している動作量との関係をFig.6(a),(b),(c)に○印で示す。図の横軸に実際の各動作量，縦軸に自動架梯装置の認識量をとっている。図中，自動架梯装置（Automatic Ladder Setting Up System）をA.L.S.S.と省略して表記している。Fig.6の3つのグラフは，(a)が旋回角の関係を，(b)が起伏角の関係を，(c)が伸縮量の関係をそれぞれ示している。また，旋回角は，はしご車上方からみて反時計回り方向に旋回させた時の実験，起伏角は起梯時の実験，梯体長は伸梯時の実験の計測値をもとにしている。これら実際の旋回角θR，起伏角φR及び梯体長LRと，自動架梯装置が認識している旋回角θA，起伏角φAおよび梯体長LAとの関係を一次関数で近似すると，それぞれ

$$ \theta_{A}=0.999\theta_{R}+0.0\quad[^{\circ}] $$

$$ \phi_{a}=0.012\phi_{R}-0.37\left[^{\circ}\right] $$
Table 2 Maximum error in rotation angle, elevation angle and extension length measured by A. L. S. S. that the value of real each motion is true.

item motion	Position of ladder*	Maximum error in measurement by A.L.S.S.	Error of the top of ladder corresponding to maximum error in angle**
Rotation	180.0°	- 0.2°	10cm
Elevation	0.00°	1.37°	71.7cm
Extension	30.00m	-12cm	——

$ ^{*} $ Calculated by using equation(6), (7) and(8).

** Calculations were made from the case that extensible ladder length is 30m.

Notes: A.L.S.S. means "Automatic Ladder Setting up System".

$$ L_{A}=0.996L_{R}+0.01\ [m] $$

となる。起伏角の近似関数に対する測定値の標準偏差は0.11度であり，旋回角に関しては0.1度以下，梯体長関しては0.01m以下であった。各近似直線はFig.6中に示した。近似式中，実際の動作量の係数は自動架梯装置で用いているエンコーダーのカウンターレートの誤差を示すものである。また，定数項はエンコーダーの出力値が0の時における実際の動作量と自動架梯装置が認識している動作量の誤差を示すものである。カウンターレートの誤差がなければ一次の係数は1，エンコーダーの出力値が0の時の誤差がなければ定数項は0となり，これらの値からの差が大きいほど誤差が大きいことになる。

各動作量の変域を考慮し，実際の動作量に対して自動架梯装置の認識量の誤差が最大になるときの実際の動作量と最大誤差をTable2にまとめた。ここで，旋回角と起伏角の単位は度であり，伸長量の単位はメートルを用いているので，単純にこれらの数値をもって架梯誤差の大小を比較することはできない。そこで梯体長を30mとしたときの旋回角と起伏角による架梯誤差に換算してTable2にあわせて示した。これより起伏角の誤差が大きいことが分かる。

一方，はしご車上方からみて時計回りの実験の計測値をもとにしたときの近似関数は

$$ \theta_{A}=1.000\theta_{R}+0.2\left[^{\circ}\right] $$

となり，近似式に対する測定値の標準偏差は0.1度以下であった。式(7)と比較すると，一次の係数はほぼ等しいが，定数項に違いがある。この定数項の差0.2度が実際の旋回軸と旋回角用エンコーダー間の伝達機構のあそびによるものである。

起伏に関しては，伏梯時の計測値より求めた実際の起伏角$\phi_{R}=37.90$度を式(8)の右辺に代入して求められる$\phi_{A}$と，伏梯時に自動架梯装置が認識している起伏角37.16度との差を求める。この差を梯体の起伏軸と起伏軸用のエンコーダーが取り付けられている軸間の伝達機構のあそびとすると，起伏動作における伝達機構のあそびは0.18度となる。同様に，縮梯時に計測値より求めた実際の梯体長$L_{R}=20.05\mathrm{m}$を式(9)の右辺に代入して求められる$L_{A}$と，縮梯時に自動架梯装置が認識している梯体長19.99mとの差を求める。この差を伸縮動作における伝達機構のあそびと考えると，あそびは1cmとなる。

旋回角，起伏角については，Table 2と同様に梯体長30mにおける架梯誤差とあわせてTable 3に示す。Table 2とTable 3を比べると，梯体の各動作軸と各エンコーダー軸間のあそびによる架梯誤差より設定値による誤差が大きいことが分かる。

### 4.3 ターンテーブルの沈み込み角

起伏実験と伸縮実験における傾斜計の計測結果をFig. 7に示す。図中，起伏実験の計測結果を○印で，伸縮実験の計測結果を●印で示した。Fig. 7の横軸に梯体の起伏と伸縮の実際の動作量を，縦軸にターンテーブルのX方向の傾斜Δをとった。この計測結果を式(4)に従って，最小二乘法に用いて近似式を求めると起伏角に関しては

$$ \Delta=0.42\cos\phi_{R}-0.24\qquad(L_{R}=9.60\mathrm{m}) $$
Table 3 Back-lash in transfer mechanism existing between a main spindle of the extensible ladder and that of the mounted encoder of A.L.S.S., and error in ladder top corresponding to the back-lash for the case that the length of ladder in 30m.

item motion	The back-lash	Corresponding ladder top
Rotation	0.2°	10cm
Elevation	0.19°	9.9cm
Extension	1 cm	—

Fig. 7 Change of the inclination angle of turntable.

○ : for the case in which the elevation angle is varied and the ladder length in 9.60m

Approximation curve is expressed by $ \Delta=0.42\cos\phi_{R}-0.24 $

● : for the case in which the ladder length is varied and the elevation angle in 50.00 deg.

Approximation curve is expressed by

$ \Delta=0.014L_{R}-0.43. $

梯体長さに関しては

$$ \Delta=0.014L_{R}-0.43\quad(\phi_{R}=50.00^{\circ}) $$

となる。起伏角に関する近似式に対する測定値の標準偏差は0.03度，梯体長さに関しては0.01m以下であった。式(1)および式(2)が表す線をFig.7にあわせて示した。起伏角の近似曲線に対して測定値のばらつきが大きいが，これはターンテーブルの傾斜状態を把握するには十分であると判断される。式(1)および式(2)を式(4)に適用し，式(4)の各定数を求める。求められた定数を用いると，起伏および伸縮状態に関するターンテーブルの沈み込み角度は，

$$ \lambda=\left(0.022L_{R}-0.21\right)\cos\phi_{R} $$

と表される。実験に用いたはしご車の作業半径を考慮し，この式を適用すると，最大沈み込み角度は梯体長19mおよび起伏角0度のとき0.63度となる。ターンテーブルの矯正装置の最大許容限度が0.5度であることと比べると，この最大沈み込み角度は小さくない。なお，Y方向の沈み込みは高々0.06度であった。

### 5 \. 結言

試験的に自動架梯装置を搭載したはしご車を用いて，梯体の架梯精度に悪影響を与える機械的要因について次のような観点から実験的に検討した。

①ターンテーブル上に設ける傾斜計の取付面の旋回平面からのずれの評価

②梯体の旋回，起伏，伸縮の動作量を計測する機構のあそびと架梯精度に与える影響

③梯体の起伏，伸縮動作に伴うターンテーブルの沈み込み現象の評価

検討の結果つぎのことが明らかになった。

(1) ターンテーブルの旋回角と傾斜計の出力値の関係からターンテーブルの旋回軸と鉛直方向のなす角度，および旋回面と傾斜計の取付面のなす角度が精度よく分離できる。

(2) 機械設計上から求めたエンコーダーの設定値には誤差があり，また，旋回，起伏，伸縮ともに実際の動作軸からエンコーダーへの伝達機構のあそびの影響が計測値に現れる。

(3) 梯体の起伏，伸縮動作に伴う梯体の重心の移動によるターンテーブルの沈み込み角度が起伏角および梯体長の関数として求められることが分かった。

(1)に関しては，傾斜計の取付施工方法の検討と自動架梯装置のアルゴリズムの検討により，(2)に関して
は，エンコーダーの設定値の修正，伝達機構の改良にり，また，(3)に関してはアルゴリズムの検討により対処することが可能である。

## 参考文献

1）亀井浅道，天野久徳，山田 實：はしご自動車の自動架梯装置における梯体移動量算出システムと座標変換式，消防研究所報告，73，13～20，(1992)
# Experimental study on the mechanical factors relating to the setting up accuracy of “Automatic Ladder Setting Up System”.

Hisanori Amano, Minoru Yamada, Asamichi Kamei, Haruki Nishi Hatuhiko Nakagima $ ^{*} $ , Koichi Takeuchi $ ^{*} $ and Ryusuke Kinoshita $ ^{*} $

## (Abstract)

As buildings are now getting higher, extensible lader trucks are very important for fire fighting. It requires much skill to operate an extensible ladder and it is very difficult to control it safely and speedily. Then authors have been developing an "Automatic Ladder Setting Up System" which enables the top of extensible lader to approach target position only by sighting the position through telescope.

In this paper, the mechanical factors which affect setting up accuracy of the Automatic Ladder Setting Up System were studied experimentally, using an extensible ladder truck equipped with the System.

As the results of experiments, the authors concluded as follows.

(1) The mounting error of clinometers which are used in this System to measure the inclination angle of turntable of extensible ladder, was investigated and the influence of the error on the accuracy of setting-up was clarified.

(2) It was found that the instrumental error in measurement of the motion of ladder depends on parameters, which is necessary to convert encoder output into the motion of ladder.

(3) Back-lash in the transfer mechanism from the spindle of the ladder to the spindle of the encoder was also made clear.

(4) Behavior on the inclination angle of turntable with respect to the ladder elevation and the ladder length were studied.
# 実験室の音響特性の測定と調整

稻垣 實，松原美之

(平成4年5月29日受理)

複数の屋外防災スピーカーからの音波の伝播と明瞭度の低下についての基礎的な資料を得る実験を行なうための部屋について述べた。音声を通常の33倍の周波数帯域に変換して屋外防災スピーカーからの放送の伝播シミュレーションを室内で行なう場合に必要な条件は、その部屋が無響室としての特性を持っていることである。また、伝播シミュレーション中に明瞭度の劣化した音声を通常の音声帯域に再変換して試験を行なう場合に必要な部屋の音響特性は、部屋の容積が約100m²の場合の残響時間が0.3sec～0.4secであることである。これら二つの特性を一つの部屋で兼ね備えるように務めた結果、通常の音声帯域では吸音力の周波数特性を考慮して吸音材を配置することにより250Hz～4kHzにおいて残響時間を0.33sec～0.38secに収めることが出来た。また、通常の音声を33倍の周波数に変換した帯域では通常の音声帯域用の吸音材に加えて比較的軽く移動可能な吸音材を配置することにより、10kHz～100kHzにおいて部屋の長手方向に5mの逆二乗特性が成立する空間を得ることが出来た。

### 1. はじめに

複数の屋外防災スピーカーからの音波の干渉による明瞭度の低下を防ぐ為の基礎的資料を得る目的で、スピーカーからの音波の伝播状況の実験室規模での再現を試み、次いで、実験室規模で明瞭度の低下を防ぐ方法の試行実験、及びその明瞭度評価を行なうことを目指しているが、ここでは上記の事柄の実現に必要な実験室の音響特性とその測定及び調整について述べる。

## 2 ．実験室に必要な音響特性

屋外防災スピーカーから放送される音声周波数の主要な範囲はおよそ300Hzから3kHzであり，常温，常圧の空気中での音速はおよそ340mであるので，その音波の波長はおよそ1mから10cmである。この波長の30分1程度の音波，即ち波長が3cmから3mmの音波を使えば1mから10cmの波長の音波が屋外で100mを越える空間を伝播する間に生じる現象をその30分の1の数mの室内空間で再現できるはずである。

Fig. 1 General scheme for studying propagation and intelligibility of sound from public address speakers.

この考えに基づいた，屋外防災スピーカーからの音波の干渉の実験室規模での再現，及び明瞭度評価に用