Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
振られる。この濃淡の度合は，手動により変調させることが出来る。このような濃淡データを時間軸と直交する1 dot幅のライン毎に処理していく（Fig. 2）。即ち，ある時刻Tでしきい値以上の濃度を持つa1，a2を端点とする領域をA，その中で最も濃度の高い点をa，即ち追跡点とした時，次の時刻Tでの追跡点は，領域B（b1，b2，b），C（c1，c2，c），に対し，

(1) 領域AとCが接していて，Bとは接していない場合aからcへと追跡する。

(2) 領域AとB，Cの両者が接している時には，距離a1bとa2cの小さい方へ追跡する。

(3) 両者に接していない時には，距離a1b2とa2c1の小さい方へ追跡する。

Fig. 2 Principle of waveform tracing. Shaded area shows the dots with density darker than the threshold shown in Fig. 3. Closed square is the darkest point in the shaded area.

という条件によって決定される。Fig. 2では，集合論で用いられる積を表わす∩と空集合を表わす∀という記号を借りて条件の一例を示している。例えばA∩B = ∅はAとBが接していない事を表わすものとしている。

波形追跡のアルゴリズムを(1)～(3)としたのは，波形の連続性を重視し汚れや背線をできるだけ追跡しないようにするためである。(3)で領域A, B, Cを判断に用い，濃度の高い点a, b, cを用いないのも，しきい値以上の濃度をつ領域が波形の一部を表しており，その領域が接しているあるいは領域間の距離が小さいことが波形の連続性を示すものであるとしているからである。但しこのアルゴリズムは，時刻T_{1}とT_{1}での追跡点から得られる追跡方向が不明の場合に対してであり，追跡方向が既知の場合にはその方向を優先させるようにしてある。即ち，追跡の方向が上向きの場合には右上の領域を捜すことになる。

しきい値の設定は，1 ライン上の 0～255 までの濃度データの頻度分布に対し，255（100%）の濃度からの割合で設定する（Fig. 3 の上段）。この設定は経験によるところが大きいが，通常濃度頻度分布はこの図で示すように2 山となるので，しきい値の設定としては1 山を含むようにするのが一応の目安となる。Fig. 3 の下段は1 ライン上のデータ毎の濃度分布の例で，しきい値は横線で示される。

Fig. 3 Frequency distribution of density of scanned data (upper) and density of each dot on a part of the scanned line perpendicular to the time axis (lower). This is used for the determination of the threshold, and the range with intensity over the threshold is analyzed.
### 5. 付带機能

数値化を容易にするためのその他の主な機能を挙げる。

(1) すす書きとペン書きとの記録紙の違いに対処するための白黒反転。

(2) 污れ除去。

(3) 記録毎に成分（東西，南北，上下）の配列，極性が異なる事に対処するための成分，極性の指定。

(4) 背線を追跡しないための背線間隔の検出。

(5) 自動追跡された点に続けて誤りがある場合，あるいは大振幅波形を1ラインにつき1点だけの読み取りでなく，更に細かく点を指定したい場合等に対処するための連続的な多点の追加，消去等のデータ編集機能。

### 6. 読み取り精度

読み取りシステムの性能を評価するために，先ずプロッターで出力したサンプル波形（sin波）とそれを本システムで数値化したものとを比較した（Fig. 4）。こ

Fig. 4 Comparison of sample waveform drawn by plotter with its processed waveform.

Fig. 5 An example of JMA strong motion displacement record.
Fig. 6 Comparison of the displacement and its spectrum obtained by digitizing the record shown in Fig. 5 and correction of instrumental response, with those observed by the broad band digital seismograph (87S). 52S means JMA strong motion displacement seismograph.
の図で上段が原波形,下段が読み取ったもので,最大振幅の誤差は1.2%,全継続時間の相互相関は0.997となる。従って波形の読み取り精度は極めて良いといえる。

次に1倍強震計記録を本システムで数値化し，計器補正を施して得た地動の精度について検討を行った。用いた記録は1990年2月20日伊豆大島近海地震の東京（気象庁本庁）における1倍強震計（52S）記録で，原記録のコピーをFig.5に示す。この記録のNS成分の読み取りデータに対し実地動を得るために計器補正*を施して得た変位波形と，計器補正の不要な気象庁87型電磁式強震計（87S）による加速度記録（ディジタル）を変位に変換した波形とを比較したものがFig.6である。

Fig. 6の上段に示す波形については約80秒まで振幅に差が認められる部分もあるが，それ以降はよく一致している。下段はそれらのフーリュスペクトルで，周期約10秒以上でやや相違が認められるが，総じてよく一致している。これら若干の誤差は，用いた1倍強震計記録が通常の複写機で得られたものであること，円弧補正，時間に関して等間隔のデータを作成するための補間，地震計の周波数特性の補正，加速度記録の2回積分に誤差があること等によるものと思われる。

気象庁1倍強震計記録3成分の数値化に要する時間は，従来のディジタイザーを用いた数値化では約1日かかっていたのに対し，このシステムではマニュアル操作部分をできるだけ簡略する事によって90分程度に短縮された。

### 7. おわりに

人間が介在することを前提にした地震記録の半自動読み取りシステムについて，その原理，機能，精度について示した。このシステムを用いる事により，数値化作業の大幅な時間短縮，労力軽減が可能となった。本システムは，やや長周期地震動特性評価のため，気象庁1倍強震計記録を対象として開発されたものであるが，他の地震記録に対しても解像度100dpiという条件付きで適用は可能である。

今後更に高速化を図るためには，現在マニュアル操作によって処理している，(1)濃度の高いところが必ずしも波形の一部とならない。(2)かすれ等で波形が切れているときには，その部分に対して自動追跡は出来ない。(3)自動追跡では1ラインにつき読み取りは1点であるので，振幅が大きく円弧を描く場合正しく読み取れない。(4)波形の一部に時刻マークが重なって入っている，等の場合について自動化を進めていくことが必要である。

## 謝 辞

プログラムの作成については栄AMIE遠藤 真氏に大変お世話になった。気象庁87型強震計記録は気象庁地震津波監視課鉄嶺 猛氏から提供されたものである。ここに記して謝意を表する。

## 参考文献

1）佐々木康他：土木技術資料，32－1，66－70（1990）

2）年縄巧他：土木学会第45回年次学術講演会講演概要集，1，1058－1059（1990）
# On a System to Digitize Analogue Seismogram

(Abstract)

Shinsaku Zama

(Received May 29, 1922)

Use of the records by the strong motion displacement seismograph operated by Japan Meteorological Agency is pertinent to evaluate the characteristics of long-period ground motions. It is, however, needed to digitize the siesmogram in order to get the real ground motions, because the seismogram is analogue.

Thus, we have developed a system to digitize analogue seismograms semi-automatically, out of necessity for analyzing a great deal of seismograms. This system is composed of a personal computer and an image scanner. Principle in digitizing seismograms is very simple, that is, the digitization is performed by tracing the darkest point in the area with density over the threshold on each line scanned by the image scanner.

In order to evaluate the accuracy of digitization, the data obtained by this system was corrected for the instrumental response, and compared with the true waveform. As a result, the comparison showed a good agreement.

Time needed in digitizing one component of seismogram is about 30 min. Accordingly, it is concluded that the present system is practical for digitizing a lot of analogue seismograms.
# 縮小カップバーナー装置による液体消火剤の消炎濃度の測定

斎藤直，佐宗祐子，岩田雄策 $ ^{*} $

(平成4年5月29日受理)

代替ハロン候補物質の消火能力を少量の試料で評価するために検討され見つけだされた，標準のISOカップバーナー装置で測定された消炎濃度に等しい消炎濃度をハロン1301について与える縮小カップバーナー装置がある。この縮小カップバーナー装置を用いて，ハロン2402，代替ハロンの新らしい試作物質であるペルフルオロトリエチルアミン，及びこれまでに消炎濃度の報告の見あたらない四塩化炭素を試料とし，消炎濃度を測定した結果，以下のことがわかった。

燃料をn-ヘプタンまたはトルエンにすると，液体消火剤のハロン2402についても，縮小カップバーナー装置を用いてISOの装置による消炎濃度に等しい消炎濃度を得ることができる。

特に，外管内径26mm，カップバーナー外径13mmの装置を用いれば，ISOの装置で消炎濃度を求める場合の約10分の1の試料量で消炎濃度を測定できる。

新しい試作物質のペルフルオロトリエチルアミンと，四塩化炭素の消炎濃度を縮小カップバーナーで測定し報告した。ペルフルオロトリエチルアミンは，消炎濃度から見る限り，ハロン代替の消火剤として十分な消火能力を有していた。

### 1. まえがき

1990年，オゾン層保護の目的でフロンの製造・使用に関する規制が始まり，最近では，フロンとともにハロン消火剤も全廃時期が早められようとしている $ ^{1} $ 。このため，コンピュータルーム，博物館，航空機などで利用されてきたハロン消火剤の代替物質の開発が急がれている。新しい消火剤の開発段階では大量合成が困難であることが多く，それゆえ，少量の試料で容易に消火能力を評価できる方法は代替ハロン開発のために必要である。

消火剤の消火能力を評価する方法の一つに，消炎濃度による方法がある $ ^{2)} $ 。同軸2重円筒型拡散火炎バーナーの1種であるカップバーナーで測定される消炎濃度は，内側の管上の拡散火炎が消えるときの，周囲の空気気流中に混入された気体状態の消火剤の濃度を意味する。我々は，これまでに，少量の試料で消火能力の評価が可能な縮小カップバーナー装置の構造に関する知見を得るため，装置外管の内径Dとカップバーナー本体の外径dがハロン1301消火剤の消炎濃度に及ぼす影響を調べた $ ^{2)} $ 。そして，

(1) 可燃性液体に対するハロン1301の消炎濃度は，外管内径Dおよびカップバーナー本体外径dに依存する。特にdが大きくなると，消炎濃度は顕著に増大する。

(2) ハロン1301に関して，ISOのカップバーナー装置 $ ^{3)} $ によって測定される消炎濃度に等しい消炎濃度をn-ヘプタンとトルエンについて得ることの
できる，特定のDとdを持つ縮小カップバーナー装置がある。

(3) このように，消炎濃度はバーナー規模の影響を受けるため，消炎濃度の持つ物理的意味は曖昧であり，将来，意味の明確な「消炎濃度」が検討されなければならない。

ことを報告した。

消炎濃度は装置関数を含むので，消火能力を評価する上で必ずしも適切な尺度とはいえない。しかし，測定が簡単であるため，消炎濃度によって消火剤の消火能力が評価・比較されることが多い。それゆえ，この縮小バーナー装置は，ハロン1301以外の消火剤についても，標準となるISOカップバーナー装置に等しい消炎濃度を与えるかどうかについて検討されなければならない。また，代替ハロンの可能性のある化合物として常温常圧下で液体の試料も候補に挙げられているなどの理由により，液体の消火剤の消炎濃度測定も可能な装置に拡張する必要がある。

本研究では，初めに縮小カップバーナーにより，常温常圧下で液体の消火剤であるハロン2402の消炎濃度を求め，この装置による消炎濃度測定の妥当性を検討した。次に，代替ハロンの新試作物質として入手したペルフルオロトリエチルアミンの消炎濃度を測定し，新試作物質の代替ハロンとしての可能性について検討した。また，四塩化炭素は試薬として容易に入手でき，安価であるため，本研究では装置全体の性能試験のためにこれを利用し，その消炎濃度を測定した。ちなみに，四塩化炭素は最初のハロン消火剤であり，広く用いられた時期があったが，毒性が強く使用されなくなった消火剤である。

ここでは、これまでに消炎濃度の報告が見あたらない四塩化炭素の消炎濃度の測定結果を含め、上記の検討結果について報告する。

## 2 ．実験装置と実験方法

実験に用いた装置のバーナー部分と定液面燃料供給装置はFig.1に示すもので，前回報告 $ ^{2)} $ したものに同じである。この研究では，ISOのカップバーナー装置と等しいハロン1301の消炎濃度を与えた，外管内径D=43mm，カップバーナー外径d=16mmのバーナーと，それぞれD=26mm，d=13mmのバーナーⅡの2種類の縮小バーナー装置を用いた。バーナーⅠの場合には10ℓ/min，バーナーⅡの場合には4ℓ/minの空

Fig. 1 Cup burner apparatus

Fig. 2 Schematic diagram of mixing instrument of air and liquid agent R: Reservoir P: Roller pump S: Dumper V: Vaporizer M: Mixing chamber PC: Personal computer EB: Electronic balance TC: Temperature controller PR: Pressure regulator MFC: Mass flow controller

気を供給して測定した。

Fig. 2に示した液体消火剂供給装置は，ローラーポンプ，ベーパライザーなどを組み合わせて作製されている。消火剤貯蔵容器RからローラーポンプPによって所定の流量で液体消火剤を送り出し，5mlの注射器の外筒と注射針を利用して作ったダンパーSを通して脈動を除き，液体消火剤の流れを平滑化する。その後，液体消火剤は，約100℃に加熱されたベーパライザーVに入りガス化され，空気と混合される。R中の消火剤の重量を電子天秤EBで測定し，データをパーソナルコンピューターPCで処理し毎分の供給量に変
換した。なお，ローラーポンプ用の外径3mm，内径1mmのホースには，ハロゲンを含む液体消火剤に溶解しないバイトン製のゴム管を使用した。乾燥空気は，市販の高圧容器から調圧器PR，マスフローコントローラーMFCを用いて所定の流量で供給した。

液体消火剤供給装置の性能試験をガスクロマトグラフと赤外分光光度計によって行った。消火剤／空気混合気について，ガスクロマトグラフでは消火剤濃度の調製精度を，赤外分光光度計では消火剤濃度の時間変化の様子を調べた。

カップバーナーの外管内を流れる気流中の消火剤濃度Cは，空気流量をAℓ/min，ガス化した消火剤の体積流量をBℓ/minとし，次の式

$$ C\ (\%)\ =\ [B\ /\ (A+B)]\ \times100 $$

で計算して求めた。

液体消火剤として用いた試料は，ハロン2402，代替ハロンの新試作物質として入手したペルフルオロトリエチルアミン，および四塩化炭素の3種類である。なお，ハロン2402には消火剤としての検定合格品を，ペルフルオロトリエチルアミンには純度97.5%以上のものを，また，四塩化炭素には純度99.9%以上の市販試薬特級スペクトログレードの試薬をそのままを使用した。それらの試料に関する物性値のいくつかを，ハロン1301と比較しTable 1に示した。

液体燃料には，市販の特級試薬のn-ヘプタンとトルエンをそのまま用いた。予熱中に燃料があふれないように液面の高さを調整して着火し，5～8分間予熱してから消火剤を空気気流中に添加した。消火剤の供給量を段階的に増加させ，消炎した時の消火剤濃度を消炎濃度とした。

Table 1 List of liquid agents with Halon 1301

Halon 2402	Carbon tetrachloride	Perfluorotriethylamine	Halon 1301
Formula	C2F4Br	CCl4	(C2F5)3N	CF3Br
MW	259.8	153.8	371.1	148.9
Density at 20℃	2.2	1.6	1.7	1.6*
b.p.(℃)	47	77	68	-58

$ ^{*} $ : Density of liquefied Halon 1301.

### 3. 結果と考察

### 3.1 液体消火剂供給装置の性能

Fig. 3は空気流量を4ℓ/minとして液体消火剤供給装置で調製した四塩化炭素/空気混合気の四塩化炭素濃度をガスクロマトグラフで測定した値 $$ CCl_{3} $$ obsと，電子天秤とパーソナルコンピュータで測定した毎分の供給量と空気流量から計算される四塩化炭素濃度 $$ CCl_{3} $$ calcを比較したグラフである。両濃度の回帰分析結果は，

$$ \left[CCl_{4}\right]_{obs}=\left(1.016\pm0.018\right)\left[CCl_{4}\right]_{calc.} $$

となり，両者は2％程度の誤差で一致している。

同じ装置で空気流量を4ℓ/minとして調製したペルフルオロトリエチルアミン/空気混合気を，光路長10cmの赤外ガスセルに通して赤外分光光度計で波数1060cm⁻¹または1156cm⁻¹における透過率の時間変化を測定した。ここで，2つの波数を利用したのは，それぞれの試料濃度で適切な透過率が得られるようにするためである。実測データの一部をFig.4に示した。使用したローラーポンプには，速度調整ダイヤルの数字と単位時間当りの送液量との間におおむね直線関係があった。ローラーポンプの速度調整ダイヤルを100とすると，混合気中のペルフルオロトリエチルアミン濃度は約0.5％となるが，このような低濃度では透過率は時間とともに規則的に変化した。その変化の幅は，吸光度に直し濃度に換算すると，調製濃度の約20％に相当した。しかしダイヤル目盛りを200以上にすると透過率の時間変動は急速に減少・消滅する傾向にあった。ダイヤル目盛り200の場合，濃度変化の幅は調製濃度の3％であった。また，Fig.4に併せて示したよ
うに，波数1060cm⁻¹における吸光度とペルフルオロトリエチルアミン供給量から計算される濃度の間に，よい比例関係が成立していた。

これらの結果は，消炎濃度の測定に利用した試料の供給範囲で，液体試料はベーパライザーによって完全にガス化され，電子天秤等の装置で測定された毎分の供給量から計算によって求まる濃度に一致し，濃度の時間変化のほとんどない試料／空気混合気に調製されていることを示している。

Fig. 3 Ralation between observed and calculated concentrations of carbon tetrachloride in air mixture

( a )

( b )

Fig. 4 (a) Liner relation between absorbancy and concentration of perfluorotriethylamine in mixture and (b) Stability of IR transmission with time
### 3.2 消火剤添加時の火炎の挙動

Fig. 5に，バーナーⅡによる消炎直前の火炎の様子を示す。

カップバーナー火炎の周囲空気流にハロン2402を加えると，初め火炎は長くなり，火炎基部の青炎が明るい緑色に変化した。ハロン濃度を濃くすると火炎は小さくなり，さらに濃度を高めると，燃料の種類によって回転火炎や振動する火炎等の不安定な火炎が見られた。これらは，ハロン1301の消炎濃度測定の時に見られた現象 $ ^{2} $ と同じであった。

四塩化炭素を添加したとき，火炎はハロン2402を添加した場合に似た挙動を示した。しかし，ペルフルオ

(b)

(a)

Fig. 5 Diffusion flames of n-heptane in mixtures of (a) 8.7% carbonntetrachloride/air and (b) 4.3% perfluorotriethylamine/air

ロトリエチルアミンの場合には，火炎基部の色が変化しないまま消炎した。この現象は，この試料による消炎のメカニズムが，使用した他の2つの試料と異なることを示唆している。

### 3.3 ハロン2402の消炎濃度

縮小カップバーナーによるn-ヘプタンとトルエンに対するハロン2402の消炎濃度の本研究における測定値と，それらの文献値をTable 2に示す。比較検討のため，この表にはハロン1301のデータも示してある。なお，消炎濃度の値は数回の測定結果の平均値であり，標準偏差はいずれも0.1%以下である。

Table 2において，縮小バーナーⅠ，Ⅱ及びISOのバーナーによるハロン1301の消炎濃度の測定値は，n ≠ プタン，トルエンのそれぞれについて，いずれも同じ値になっており，文献値とよく一致している。さらに，ハロン2402の消炎濃度の縮小バーナーによる測定値はいずれの燃料でも互いによく一致し，文献値とも一致している。

したがって，本研究に使用した2種類の縮小カップバーナー装置は，ハロン2402に関しても，n-ヘプタンとトルエンに対しISOのバーナー装置によって測定された消炎濃度に等しい消炎濃度を与えるものとみなしてよい。とくに，外管径D=26mm，カップバーナー外径d=13mmのバーナーⅡを使用すれば，空気流量はISOカップバーナー装置の10分の1であるため，ISOの装置で測定する場合の約10分の1の試料で消炎濃度を測定できる。

Table 2 Flame-extinguishing concentration of Halon 1301 and Halon 2402 determined by reduced-model and ISO's cup burners, and literature values

Fuel	n-Heptane	Toluene
Agent	Halon 2402	Halon 1301	Halon 2402	Halon 1301
Burner type	(%)	(%)	(%)	(%)
I	2.3	3.4	1.5	2.2
II	2.3	3.4	1.5	2.2
ISO	-----	3.4	-----	2.2
Literature value	2.1 7)	3.3 5.8)	1.5 10)	1.9 5.9)
3.5 7.9)
### 3.4 ペルフルオロトリエチルアミンと四塩化炭素の消炎濃度

バーナーⅡで測定したペルフルオロトリエチルアミンと四塩化炭素の消炎濃度の測定結果を，ハロン1301とハロン2402のデータとともに Table 3 に示す。

ペルフルオロトリエチルアミンの消火能力は，モル基準ではTable 3からハロン1301より幾分小さいことがわかる。また，ペルフルオロトリエチルアミンは四塩化炭素に比べモル基準の消火能力では大きいものの，Table 1からわかるように，この物質の分子量は四塩化炭素の分子量の約2.4倍であるため，質量基準で比較すると四塩化炭素より消火能力は小さくなる。しかし，これまでに検討されている代替ハロンの候補物質にも，n-ヘプタンに対する消炎濃度が6％以上のものも多くみられる $ ^{6)} $ ので，消炎濃度でみる限り，ペルフルオロトリエチルアミンは消火剤として利用し得る十分な水準にあるといえる。

尚，ペルフルオロトリエチルアミンに関する消炎濃度等の全てのデータを得るために使用した試料量は，約300 g で十分であった。

Table 3 Determined flame-extinguishing concentrations of carbon tetrachloride, perfluorotriethylamine in comparison with Halons

Fuel	Extinguishing concentrations(%)
Halon 2402	Carbon tetrachloride	Perfluorotri-ethylamine	Halon 1301
n-Heptan	2.3	8.7	4.3	3.4
Toluene	1.5	3.5	3.3	2.2

Conditions : Inner diameter of chimny D=26mm, Outer diameter of cup burner d=13mm

Air flow rate $ 4.0\varrho/\min $

### 4. まとめ

液体消火剤についても，縮小カップバーナー装置によってISOのカップバーナー装置で測定される消炎濃度に等しい消炎濃度を求めることができる。

外管径D=26mm，カップバーナー外径d=13mmの縮小装置を用いれば，ISOの装置の約10分の1の試料で消炎濃度を測定できる。

代替ハロンの新しい試作物質であるペルフルオロトリエチルアミンと，消炎濃度の報告のない四塩化炭素の消炎濃度を測定し報告した。ペルフルオロトリエチルアミンの消火能力は，モル基準でハロン1301より幾分低いが，消炎濃度でみる限り，消火剤として使用し得る十分な水準にあるといえる。

## 参考文献

1）日本消防新聞：No.1577（1992.5.18）

2 ) Saso, Y., Saito, N. and Iwata, Y.: “Scale Effect of Cup Burner on Flame-Extinguishing

Concentrations," appears on Fire Technology (1992)

3) ISO/DIS 7075-1: “Fire protection equipment-Automatic fire-extinguishing systems using halogenated hydrocarbons-Part 1: Halon total flooding system” (1988)

4）消防庁予防課：「ハロン抑制対策検討委員会報告書」（1992.3）

5) Ford, C. L.: “Halon 1301 Systems,” in Halong-

nated Fire Suppressants, ACS Symposium

Series 16, ACS (1975)

6) Tapscott, R. E. and Floden, J. R.: "An Overview of Halon Alternatives Research," 200th National Meeting of ACS, Washington, DC, 27-31 August 1990

7) Hirst, R. and Booth, K.: “Measurement of Flame-Extinguishing Concentrations,” Fire Technology, 13, 296 (1977)

8) Bajpai, S. N.: “An Investigation of the Extinc-
tion of Diffusion Flames by Halon," J. Fire Flamm., 5, 255 (1974)

9）山本勲，佐藤公雄，山鹿修蔵：「カップバーナー法による消炎濃度」，消防研究報告，No.57，p.41(1984)

10）山鹿修蔵：「消火剤の必要量に関する研究（その6）」，消防研究所報告，No.36，p.7（1973）
# Measurement of Flame-Extinguishing Concentrations of Liquid Agents by Reduced-Scale Cup Burners

(Abstract)

Naoshi Saito, Yuko Saso, and Yusaku Iwata

(Received May 29, 1922)

Flame-extinguishing concentrations of three kinds of liquid agents have been measured by reduced-scale cup burner apparatuses which give the same extinguishment concentrations of Halon 1301 as that determined by a standard ISO cup burner apparatus for n-heptane or toluene. These agents contain Halon 2402, perfluorotriethylamine as a new candidate of Halon alternatives, and carbon-tetrachloride which is not reported on any literature value.

It was concluded that (1) the flame-extinguishing concentrations of the liquid agents can be determined by the reduced-scale cup burner apparatus, (2) with only one tenth amount of the agents for the ISO apparatus, and (3) perfluorotriethylamine is more effective than carbon tetrachloride with regard to volumetric fire suppression property, and it has an enough potential as one of Halon alternatives from a view point of flame-extinguishing concentration.
# 水平の地下空間模型におけるメタノール火災の性状

斎藤 直，渡部勇市，関沢 愛箭内英治，山田常圭，宮崎早苗

(平成4年5月29日受理)

地下空間における火災時の人命安全の確保，消防活動対策のための基礎資料を得ることを目的に，地下空間火災の性状を詳細に調べるため，傾斜角の変えられる小型地下空間模型を作製した。

本研究の手始めとして，水平に配置した地下空間模型によるメタノール火災実験で，模型内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。さらに，酸素消費法による火源の発熱速度の計測方法を検討し，以下のことを明かにした。

1）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し，それより低風速の場合，模型内部は灼熱状態になる。

2）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形成されない場合を分けるクリティカルな平均断面風速が存在する。また，本実験では，二層流の形成される条件下で，煙の風上への遡上が認められた。

3) 二層流が形成されない場合,ファンにより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から求めることができる。

### 1. はじめに

近年，社会経済活動の場が急速に大都市に集中しつつある。このため，都心地域における土地の高度利用が求められ，都市機能の整備充実向上を図る必要から，地下の長大な道路，鉄道等の建設が進められようとしている。

これまでに地下空間の開発と利用に関し，各方面からさまざまな構想が発表された。その利用目的は，地下街，交通，通信，産業エネルギー施設など多岐にわたっている $ ^{1} $ 。外部から発生する災害に対しては強力な防護性能を持つが，内部で発生する災害に対し非常に脆弱であるという特性を持つ $ ^{2} $ とされる地下の利用に際し，防災上の諸問題を把握し十分な対策を講じておく必要があることはいうまでもない。

地下空間における最も重要な災害の一つに火災がある。地下空間の火災に類似し、いくつかの参考になる事例が既にあり、比較的よく研究されているものとしてトンネル火災を挙げることができる $ ^{13} $ 。しかし、トンネル火災が、ここで問題にする地下空間における火災の事象全てを網羅しているとは考えられない。

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，次節に述べる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。

ここでは，その手始めとして縮小模型を用いた有風時の水平トンネル内における燃焼速度，火源風下領域の煙（熱気流を含む）層の形成について得られた知見と，火災性状の重要な因子の一つである火源の発熱速度の測定方法について検討した結果について報告する。
### 2. 地下空間模型

燃焼性状を把握するための地下空間のモデルとして地下街を想定すると，空間の構造は著しく複雑になることが予想される。このため，本研究では道路や地下鉄などの形状の単純な地下空間を実験模型のモデルとすることにした。

これまでに行われた実大トンネル火災実験の多くは，火災発生時の避難や，トンネル内の消防設備の設置などの安全対策上重要な実際的事柄を検討・解明することを目的としていた $ ^{4-6} $ 。このような場合，実験火災の条件が限定されるため，各種の条件下で火災性状がどの様に変化するか等について一般的，普遍的に言及できるようなデータは得られない。それゆえ，本研究では，可能な限り地下空間で遭遇する火災の燃焼性状について情報を得ておくために，燃焼条件をさまざまに変化させることのできる地下空間模型を作製した。

作製した地下空間模型の写真をFig. 1に，模型全体の概略図をFig. 2に寸法とともに示した。この地下空間模型では，水平配置でも，Fig. 2に示した装置の右端をクレーンで吊り上げることにより60度までの任意の角度に傾斜させても実験できる。

Fig. 1 Photograph of a reduced scale tunnel model

Fig. 2 Schema of the tunnel model

## 2 ．1 地下空間模型の構成

この地下空間模型は，互いに接続可能な11組の燃焼実験用の燃焼筒，接続した燃焼筒を支持補強するための燃焼筒支持台，および模型を傾けるときの支点となる支点台から構成されている。

### 2.2 燃烧筒

1 組の燃焼筒本体は，内部の高さ，幅ともに0.3m，長さ0.9mで，厚さ25mmのセラミックファイバーボード製の耐火断熱材を組み合わせて作製されている。耐火断熱材の補強と他の燃焼筒との接続のため，両端に角型の接続フランジを備えたアングル製の補強枠を使用している。耐火断熱材の最高使用温度は1400℃である。実験模型は，燃焼筒支持台上に11組の燃焼筒を接続して組み立てられており，全長は9.9mとなる。11組の燃焼筒の内3組は，幅0.1m，高さ0.3mの観測窓をそれぞれ2個所ずつ備えている。ここで，実験模型の寸法は，模型の開口に対する長さの比が大きくでき，模型内の空気流速が1m/s以下でも乱流になり，
設置場所の実験場で模型を60°程度まで傾斜させることが可能で、しかも、実験の際の取扱が容易である等の条件を満たすように決定された。

### 2.3 燃烧筒支持台

燃焼筒支持台は，全長11.4m，燃焼筒取り付け面高さ1.5m，幅0.48mの横方向からみると逆三角形をしたアングル製の台で，11組の燃焼筒を取り付けられる。Fig. 2に示した装置の左端には傾斜角を変えるときの支点があり，支点台に取り付けられている。また，支持台の右端には，クレーンでつり上げられるように吊り金具が設置されている。クレーンでつり上げたときの地下空間模型のたわみは，最大5mm程度である。また，この支持台上に，模型内部に空気を送るための送風装置を取り付けることができる。

### 2.4 支点台

支点台は，燃焼筒支持台を傾ける際の支点が設置されている台である。横2m，幅1mのアングル製で，支点の高さは1.25mである。

燃焼筒支持台を傾斜させた際，荷重のほとんどを支えることになるため，支点には直径60mmの鋼製の丸棒を用いている。

### 2.5 送風装置

本地下空間模型では，模型の両端のいずれか一方に，Fig. 3に示した燃焼筒内へ送風するためのチャンバーの設置が可能である。このチャンバー部分へは，フレキシブルダクトにより，別置の送風機から給気され，チャンバーから絞り部分を経て燃焼筒内へ送風される。

送風機には，風量15m³/min，静圧50mmAqの斜流ファンを用い，燃焼筒内の平均断面風速で約0.1～1m/sの範囲内で風量をインバータ制御によって変

Fig. 3 Detail of air supply chamber

化させることができる。また，絞り部分から吹き出し部分の間には，アルミハニカムコア製の整流格子とパンチングメタル製の抵抗板を設置し，できる限り均一で安定した風速分布が得られるよう工夫されている。

### 3. 実験装置と実験方法

2 節に述べた模型空間内における液体燃料火災の性状を知るため，直径0.25m，深さ50mmのステンレス製燃焼容器を地下空間模型の中央に設置した。燃焼容器の縁の高さは模型の床面の高さに揃えた。

我々の行った一連の実験に関する実験番号と風速条件をTable 1に示した。送風条件の外，地下空間模型の両端を開放し，送風しない条件での実験も行った。なお，使用した送風装置の性能は，模型内の風速測定の基準点における風速を任意に設定し，制御するには十分でなく，インバータの制御ツマミを標線に合わせ送風を安定させてから実験しているため，Table 1の風速変化は荒いものになった。

実験に使用した燃料はメタノールである。燃焼時間を50分間とした。ただし，燃焼が激しくなり，模型内の温度が900℃を超えた場合には，熱電対等の破損防止ため，それ以後の実験を中止した。

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

Run No.	Average wind velocity in tunnel (m/s)	Turbulent intensity at base position (%)	Remarks
1	No ventilation	----	open ends
2	0.08	1.4
3	0.28	5.7
4	0.29	6.4
5	0.31	6.6
6	0.49	9.6
7	0.53	12.4
8	0.79	12.5
9	0.82	13.9
### 3.1 水平地下空間模型内の平均断面風速とメタノールの燃焼速度の測定

模型内の風速が液体燃料の燃焼速度に及ぼす影響を見るため，平均断面風速を変化させメタノールの燃焼速度を測定した。また，閉鎖空間内の液体燃料の燃焼速度は天井壁面等からの放射熱の影響を受けるので，燃焼容器周辺の天井表面温度の測定も行った。

#### 3.1.1 燃烧速度测定方法

Fig. 4 Schema of measuring system of mass burning rate of liquid fuels

ここでいう液体燃料の燃焼速度は，単位時間当りの燃料の減少重量，すなわち質量燃焼速度である。燃焼速度測定装置の概略をFig.4に示す。この装置では，タンクAと燃焼容器は連通管で結ばれており，タンクAからメタノールの消費分が燃焼容器に供給される。タンクAにはタンクBから，燃料ポンプPによって約150g/minの一定流量でメタノールを供給する。なお，燃焼容器中の燃料の液面高さの調整は，連通管の原理に基づき，タンクAの高さを変えることにより可能である。ここでは，燃料液面を燃焼容器の縁から約5mm下方の位置に固定し実験した。

燃焼実験中の燃料タンク B の重量を，最小秤量感度 0.1 g の電子天秤で測定した。電子天秤の 10 秒毎の重量データを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。

#### 3.1.2 燃焼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，耐熱性接着剤で固めて設置した。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。

### 3.2 有風時の煙層形成に関する測定

地下空間模型での煙層形成に関する実験装置の概要をFig. 5に示す。Fig. 5中に示した風速測定の基準点における風速と模型出口部分の風速分布を，熱線風速計とデータ収録装置を用いて測定した。

煙層の形成状況を把握するため，火源風下領域の垂直温度分布をシース熱電対により測定した。熱電対の配置をFig. 5に，また，測定条件の詳細をTable 2に示す。本実験では，温度測定以外に，発煙片を用いた煙層形成の目視観察も併せて実施した。

### 3.3 ガス濃度と発熱速度の測定

地下空間模型による火災実験で発生するガス濃度を分析し，また，酸素消費法により火源の発熱速度を連続的に求めるため，火源風下側出口付近の模型の中央の一箇所で，炭酸ガス，一酸化炭素および酸素の各濃度，風速，それに温度を計測した。これらの測定位置をFig.6に示した。

測定に用いた炭酸ガス，一酸化炭素分析計はポータブル非分散型赤外吸收方式分析計で，炭酸ガス濃度の測定範囲は0～15%，一酸化酸素濃度の測定範囲は0～5%である。また，酸素分析計はポータブルタイプの磁気風式分析計で，測定範囲は0～25%のものを用いた。風速は，JISのL型ピトーと測定範囲が0～1mmAqの微差圧計で測定した。また，ピトー管先端の温度をシース外径1mmのクロメルーアルメル熱電対で測定した。これらのデータを，データ収録装置により10秒間隔で記録した。

発熱速度は，測定したガス濃度および風速データから酸素消費法 $ ^{7,8)} $ に基づく次式により計算し求めた。

$$ Q_{o x}=E\cdot A\cdot\left(\left[O_{2}\right]_{0}-\left[O_{2}\right]_{a}\right)\cdot V a/V_{a i r} $$

ここで， $ Q_{ox} $ は発熱速度（kJ/S），Eは単位酸素消費量当りの発熱量（kJ/mol），Aは実験模型断面積（m²）， $ V_{al} $ は25℃における出口平均風速（m/s）， $ V_{air} $ は25℃における空気のモル体積（m³/mol）， $$ O_{2} $$ ₀と $$ O_{2} $$ ₁は，それぞれ送風空気および燃焼ガスの酸素モル分率である。

### 4. 結果と考察

## 4 ．1 地下空間模型内の風速分布と乱れ強さ
Table 2 Measurement conditions of vertical temperature profile

ITEMS	Explanations
Thermocouple Type	stainless-steel sheathed 1 mm O.D. thermocouple of K type
Measuring Location	Five vertical measuring spots are located at every .9 m from fire source to leeward in a center line of tunnel, eight measuring points at each spot are set from top to bottom.
Measuring Interval & Duration	Data are recorded with data logging system at every 10 sec. from 5 min. prior to ignition till 55 min. after the ignition

Fig. 5 Outline of experimental installation and measuring points

Fig. 6 Positions of sampling gas and measuring wind velocity and temperature at an open end of the tunnel

各実験における平均断面風速および基準点での乱れ強さは既にTable 1に示してある。実験のパラメータとなる平均断面風速は，Fig. 5中に示す基準点において風速を測定し，予め求めた出口部分での風速分布と基準点の風速の関係から風量を推定し，それを断面積で除した値である。

基準点での風速は，実験Na2を除き，乱れ強さが10数％から数％とかなり乱れた状況にあった。乱れ強さが1％程度の実験Na2では，レイノルズ数Reが1700程度で，流れは層流域にあったと推察される。

Fig. 7は火源がない状態での送風時の吹き出し口での無次元風速分布を示す。これによると，水平方向の風速分布は壁近傍で2割程度低くなるが，それ以外では均一な分布であり，垂直方向の分布も良好である。
Fig. 7 Example data of velocity profile at an open end Condition: Velocity at basic measuring point is 0.84 m/s without fire.

### 4.2 平均断面風速とメタノールの燃焼速度，天井温度の変化

## 4 ．2．1 燃烧速度の経時変化

燃焼速度の時間変化をFig. 8に示す。平均断面風速が約0.3m/s以上の場合，点火10分後に燃焼速度はほぼ一定となった。燃焼速度が安定した，点火後34分から44分までの平均燃焼速度と標準偏差をTable 3に示した。Table 3からわかるように，メタノールの燃焼速度は風速が約0.3m/sの時の44g/minから約0.8m/sの時の40g/minへと，風速が大きくなるにつれ10%程低下した。模型の側壁と天井を取り外し，開放空間で測定した燃焼速度は37g/minであった。開放空間の燃焼速度は模型内での燃焼速度よりさらに小さく，平均断面風速約0.8m/sの時の最低の燃焼速度よりも約10%小さかった。これらの事情は，開放空間と模型内の環境の差や平均断面風速による影響が，燃焼速度に小さな違いとして現われたものと考えられる。

以上の結果から，平均断面風速が約0.3m／s以上の場合，地下空間模型内のメタノールの燃焼速度は開放空間における燃焼速度と最大20％程度の違いであり，閉鎖空間としての燃焼速度への影響は，質的変化をもたらす程のものではない。

一方，平均断面風速が0.08m/sの場合には，メタノールの燃焼中燃焼速度は増大し続け，定常にはなら

Table 3 List of observed mass burning rates and standard deviations in methanol fire tests

Run No.	Average wind velocity in tunnel (m/s)	Mass burning rate (g/min)	Standard deviation (g/min)
3	0.28	44.2	0.51
4	0.29	43.5	0.39
5	0.31	43.6	0.59
6	0.49	42.8	0.53
7	0.53	42.3	0.61
8	0.79	40.2	0.48
9	0.82	40.9	0.42

Fig. 8 Mass burning rate of methanol pool fire in diameter of 0.25 m in the tunnel model versus time V is an average velocity of ventilation wind.

なかった。燃焼速度は，点火から50分後の消火直前には約80g/minに達した。模型の両端を開放し送風しなかった場合には，燃焼速度の増大傾向は風速0.08m/sの場合に比べさらに速く，暴走する様相を示した。この条件下では，点火15分後に天井温度の一部は900℃を超し，模型内が灼熱状態となったため，その時点で実験を打ち切った。燃焼速度は，点火15分後に
124g/minに達した。燃焼時間を延長すれば，燃焼速度はさらに大きくなると予想された。

平均断面風速が約0.3m/s以上の場合と0.08m/s以下の場合では，燃焼速度の経時変化に本質的な差が認められる。この2つの平均断面風速の間のどこかに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し，それより低風速の場合模型内部は灼熱状態になる。これは，風速があるしきい値を超え大きくなると，地下空間模型内に蓄積される熱量が減少し壁面温度が下り，燃料液体にフィードバックされる熱量が極めて小さくなったため，模型内での燃焼速度は開放空間の燃焼速度と同程度にとどまったものと考えられる。

## 4 ．2．2 天井温度の経時変化

Fig. 9(a)は，最大温度を示した天井位置の温度の経時変化であり，Fig. 9(b)は点火40分後の天井温度の分布を示したものである。ただし，Fig. 9(b)において，送風せず，地下空間模型の両端を開放した場合（V=0）の温度分布は，点火10分後のものである。

平均断面風速が約0.3m/s以上の場合には，点火から約30分後には天井温度もほぼ定常になった。この時期の天井温度は，風速が0.28，0.53および0.82m/sのとき，それぞれ約410，270，および260℃であり，風速が大きくなるにつれ低下した。

両端を開放し送風しなかった場合と平均断面風速を0.08m/sとした場合には，天井温度は定常にならず，燃料が燃焼している間上昇し続けた。これは，さきの燃焼速度に見られた現象に類似している。模型内の天井温度が900℃前後に達した時の模型内部，燃焼容器付近の天井，側壁，床面は赤く輝き，灼熱状態となった。

このように，平均断面風速が0.08 m/s以下の場合と約0.3 m/s以上の場合で，燃料に点火後の地下空間模型の天井温度の様相に大きな違いがある。また，平均断面風速が約0.3 m/s以上の場合について天井温度を見ると，風速の増大にもない温度が低下している。これらの事実を，4.2.1で述べた風速とメタノールの燃焼速度との関係と合わせ考えれば，模型内のメタノールの燃焼速度は，壁面からの熱放射量と密接に関係していることが改めて示唆される。

## 4 ．3 平均断面風速と煙層の形成

## 4 ．3．1 温度分布からみた煙層形成状況

平均断面風速をパラメータとした実験の温度分布

(b)

Fig. 9 (a) Temperature-time profile on the ceiling and

(b) temperature distribution on the ceiling around the fire source at 40 min. after ignition except V=0

V is an average velocity of ventilation wind.

と，煙層形成の2種類の典型的事例をFig. 10に示した。平均断面風速が約0.5m/s以上のFig. 10(a)の場合，A地点からE地点のいずれの測定点においても垂直温度分布の勾配は緩く，煙層が十分混合された状態で模型全面にわたって風下方向へ流出していく状態が認められた。下部の温度が低くなっているのは，火源風上からの低温の空気が，火源風下領域の高温層の下にもぐり込み，混合されるためと推察される。この条件下では，発煙片を用いた可視化によっても，出口における新鮮空気の下部からの流入は認められなかった。これに対して，約0.3m/s以下のFig. 10(b)では，出