Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
(1) カップバーナー装置の寸法及び測定手順が同一なら、異なるカップバーナー装置を用いても同じ消炎濃度を得ることができる。

(2) 同じ測定手順の下であれば測定者が異なっても等しい消炎濃度が得られる。

(3) 燃料初期温度等の測定条件を適切に設定することにより、金属カップバーナーはガラスカップバーナーと同等の消炎濃度を与える。

本研究のカップパーナー試作と消炎濃度測定に協力いただいた（株）コーアツの井上康史氏、異なる測定者による消炎濃度データの取得に尽力されたハロンバンク推進協議会の大津敬久氏に深く感謝いたします。

## 参考文献

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

2) NFPA 2001: "Standard on Clean Agent Fire Extinguishing Systems," 1994 Edition

3) Y.Saso, N.Saito and Y.Iwata: "Scale Effect of Cup Burner on Flame-Extinguishing Concentrations," Fire Technology, 29 (1), 22 (1993)

4）斎藤直、酒井竜太、佐宗祐子、尾川義雄：「高引火点可燃物に対するカップバーナー消炎濃度測定上の問題」、第33回燃焼シンポジウム講演論文集、p.539-541（1995）

Fig.6 Comparison of flame extinguishing concentration with glass cup and metal cup
# Improvement on Reproducibility of Flame Extinguishing Concentration Measured by Cup Burner Method

(Abstract)

Naoshi Saito, Yoshio Ogawa, Yuko Saso and Ryuta Sakei $ ^{*} $

(Received December 12, 1995)

The inter-apparatus deviations in the flame extinguishing concentrations are discussed from the point of statistical analysis for improving the reproducibility of flame extinguishing concentration measured by the cup burner method. The agent concentrations for the extinction of n-heptane flame were measured by three sets of the FRI glass cup burner. The good agreement is found among the extinguishing concentrations obtained by these cup burner apparatuses, when the measurements are carried out using the apparatuses with fixed dimensions and employing the fixed test procedure. The difference between the extinguishing concentrations measured by several groups of operators was investigated using the FRI glass cup burner. The results show that there is no difference among the data obtained by different operators. The extinguishing concentrations were also measured by a FRI metal cup burner equipped with a cylindrical brass cup. There is the good agreement between the data measured by the glass cup burner and the metal cup burner.
# 静電場中におかれた非接地導体の 電位計算法の改良

松原 美之

(平成7年12月28日受理)

非接地状態の導体の電位を計算するために、ラプラス・ポアソン方程式の数値解法の改良を行った。今回の改良は、非接地状態の導体が導電性を有する帯電油上に浮いている条件での電位計算を可能とするように、非接地導体の表面での電荷収支の関係式を新たに導入したものである。この改良によって、導電性のある帯電油に取り囲まれた非接地導体の電位に与える液体の導電性の影響を計算し、評価することが可能となった。計算の結果、導電性を考慮した場合には、周辺の帯電油から油中を経由して電荷が導体に集められるため、非接地導体の電位が高められることが示された。

### 1. はじめに

帯電油が貯蔵された石油タンク内部には静電場が形成される。こうした石油タンク内部に接地されていない導体が持ち込まれると、周囲をとりまく静電場の影響を受け、導体の電位が上昇し、静電気放電の危険性が生じる。この例に示される様に、非接地状態の導体が静電場中に置かれた場合にその導体が到達する電位を知ることが、石油系液体を取り扱う際の静電気による火災・爆発危険を評価する上で必要となることがある。これまでに、タンク内に非接地状態の導体が存在する場合の静電場を計算する手法を提案してきた $ ^{1-4} $ が、それらはいずれも、帯電油の導電率が零であることを仮定したものであった。しかし、現実の油がきわめて高抵抗であるとは言え、微小な電流を通すことから、その計算法の適用にも限界があった。そこで今回は、油の導電率が零ではなく、したがって、油中を流れる電流による導体への電荷の出入りが存在する場合の静電場を取り扱えるよう計算法を改良した。

### 2. 計算法の概要

静電場を求めるには、与えられた境界条件のもとで次式に示すラプラス・ポアソン方程式を解けばよい。空気中

$$ \triangle\Phi_{\mathrm{air}}=0 $$

油中

$$ \triangle\Phi_{oil}=-\frac{\rho}{\varepsilon_{0}\varepsilon_{oil}} $$

ここで、$\Phi_{\mathrm{air}}$ 及び $\Phi_{\mathrm{oil}}$ は、それぞれ、空気中及び油中の空間電位、$\rho$ は油中電荷密度、$\varepsilon_{0}$ は真空の誘電率、$\varepsilon_{\mathrm{oil}}$ は油の比誘電率である。また、△はラプラスの演算子である。

なお、空気の比誘電率は通常1とみなされることから、本論文では、以下特に断わりの無い場合には、空気の誘電率は真空のそれに等しいとして取り扱っている。

帯電した油が貯蔵されている石油タンク内静電場についての境界条件は、下記に示すように、タンク壁をはじめとする接地導体の電位が零であること、油面で電位および電束密度が連続であることである。

タンク壁面

$$ \Phi_{air}=\Phi_{oil}=0 $$

油表面

$$ \Phi_{oil}=\Phi_{air} $$
and

$$ \varepsilon_{\mathrm{~o~i~l~}}\frac{\partial\Phi_{\mathrm{o i l}}}{\partial\mathrm{n}}=\varepsilon_{\mathrm{~a~i~r~}}\frac{\partial\Phi_{\mathrm{a i r}}}{\partial\mathrm{n}} $$

さらに、タンク内部に非接地状態の導体が存在する場合には、次式に示すガウスの定理が導体表面で成り立つことが、境界条件として加わる。

$$ \oint\varepsilon\mathrm{E_{n}}\mathrm{dS}=\mathrm{Q} $$

ここで、Sは導体表面の面積要素、 $ E_{n} $ は導体表面での法線方向の電界強度、Qは導体の保有する真電荷量であり、積分は、導体表面全体について実施する。

関係する基礎方程式と境界条件をまとめて示したものがFig.1である。式(5)を格子点電位の数値積分で近似することにより、導体を取り巻く格子点の電位と導体の電位の間に成り立つべき関係式が得られる $ ^{4} $ 。

Fig.2に示す鉛直に置かれた円筒型の導体表面近傍を例に取ると、円筒座標系での、この表面部分での式(5)の積分は、各格子点（I, J）での電位Φ_{I, J}、導体の電位Φ_{0}、格子間隔dr_{I}、dz_{J}により次のように近似できる。

$$ \begin{aligned}\int_{\varepsilon}\mathrm{E}_{\mathrm{n}}\mathrm{d}\mathrm{S}=&\frac{\sum_{\mathrm{j}}\left[-\varepsilon\pi\mathrm{r}_{\mathrm{I}-1}\times\left|\left(\Phi_{\mathrm{I},\mathrm{~J}}-\Phi_{\mathrm{~0~}}\right)\right.\right.}{\left.\mathrm{d}\mathrm{r}_{\mathrm{I}-1}+\left(\Phi_{\mathrm{I},\mathrm{~J}+1}-\Phi_{\mathrm{~0~}}\right)\big/\mathrm{d}\mathrm{r}_{\mathrm{I}-1}\left.\right\}\mathrm{d}\mathrm{z}_{\mathrm{J}}\right]\\=&\frac{\sum_{\mathrm{j}}2\varepsilon\pi\mathrm{r}_{\mathrm{I}-1}\Phi_{\mathrm{~0~}}\left(\frac{\mathrm{d}\mathrm{z}_{\mathrm{J}}}{\mathrm{d}\mathrm{r}_{\mathrm{I}-1}}\right)-\sum_{\mathrm{j}}\varepsilon\pi\mathrm{r}_{\mathrm{I}-1}\\&\left.\left(\Phi_{\mathrm{I},\mathrm{~J}}+\Phi_{\mathrm{I},\mathrm{~J}+1}\right)\left(\frac{\mathrm{d}\mathrm{z}_{\mathrm{J}}}{\mathrm{d}\mathrm{r}_{\mathrm{I}-1}}\right)\right.\end{aligned} $$

in the air(Laplace's equation)	ΔΦair=0
in the oil(Poison's equation)	ΔΦoil=−ε0εoil

Boundary condition

$$ \Phi_{\mathrm{air}}=\Phi_{\mathrm{oil}}=0 $$

$$ \Phi_{oil}=\Phi_{air} $$

$$ \left|\varepsilon_{\mathrm{oil}}\frac{\partial\Phi_{\mathrm{oil}}}{\partial\mathrm{n}}=\varepsilon_{\mathrm{air}}\frac{\partial\Phi_{\mathrm{air}}}{\partial\mathrm{n}}\right| $$

$$ \oint\varepsilon\mathbf{E}_{n}\mathrm{d}S=\mathbf{Q} $$

Fig.1 Basic equations and boundary conditions

$$ =\Phi_{0}\cdot\Sigma!-\Sigma $$

ここで、$\sum_{j}2\varepsilon\pi\mathrm{r}_{\mathrm{I}-1}\left(\mathrm{d z}_{\mathrm{J}}/\mathrm{d r}_{\mathrm{I}-1}\right)=\Sigma'$

$\sum_{j}\varepsilon\pi\mathrm{r}_{\mathrm{I}-1}\left(\Phi_{\mathrm{I}},\mathrm{J}+\Phi_{\mathrm{I}},\mathrm{J}+1\right)\left(\mathrm{d z}_{\mathrm{J}}/\mathrm{d r}_{\mathrm{I}-1}\right)=\Sigma$

と置いた。なお、$\Sigma$は、鉛直面部分全体についての和をとることを意味している。

この関係式の具体的な形は用いる座標系および導体の形状により異なるが、座標系や導体形状が異なる場合であっても同じ手順で導くことができる。

同様の手順を導体の全表面に対して適用することによって式(5)から、次式に示す導体電位、周辺電位および帯電量の関係式が得られる。

$$ \boldsymbol{0}\cdot\boldsymbol{\Sigma}_{I,J}^{\prime}-\boldsymbol{\Sigma}_{I,J}=\boldsymbol{Q} $$

ここで、Σ'I, JおよびΣI, Jは、導体全表面にわたって、上述の式(6)と同様の和をとることを意味する。

導体表面近傍の格子点の電位すなわち導体外部の静電場と導体の真電荷量Qが与えられると式(7)によって導体の電位Φ₀を求めることができる。油に導電性が無い場合には、導体の真電荷量が保存され、帯電量を周辺の電位とは無関係に与えてやることができる。油の導電率が零であるという仮定を採用していた前報までの計算で、真電荷量Qとして適当な値を与えていたのはこのためである。

しかし、油に導電性がある場合には油を通じての導体への電荷の出入があるため、Qの値も周辺の静電場の影響を受けることになり、電荷の流入・流出とその収支を考慮する必要がある。この際に、非接地導体と大地の間での電荷移動経路は、導電性の油を経由する

Fig.2 Configuration of mesh points around vertical surface
経路と非接地導体の支持部等を経由する経路の2種類が考えられる。前者は油の導電率等の周囲条件により受動的に定まる量であり、後者は非接地導体自体の構造で定まる量であることから、本論文では後者を「非接地導体の漏洩抵抗値」と呼ぶこととした。

導体表面での電荷の収支式は次式で与えられる。

$$ \frac{\mathrm{d}Q}{\mathrm{d}t}=-\oint I_{\mathrm{n}}\mathrm{d}S-\Phi_{0}/\mathrm{R}_{\mathrm{l}}=-\oint\kappa\mathrm{E}_{\mathrm{n}}\mathrm{d}S-\Phi_{0}/\mathrm{R}_{\mathrm{l}} $$

ここで、tは時間、 $ I_{n} $ は周辺の油から非接地導体に流入する電流束、 $ R_{l} $ は非接地導体の漏洩抵抗値、 $ \kappa $ は導体周辺液体の導電率である。

定常状態の電位を計算する際にはdQ/dt=0と置くことができる。さらに、式(5)と同様の手順で式(8)中の積分を格子点の電位を用いた数値積分で近似することができ、結果として、次式に示す関係式が与えられる。

$$ \Phi_{0}\cdot(\Sigma^{\prime\prime}\mathrm{I.}\mathrm{J}+1/\mathrm{R}_{1})-\Sigma^{\prime\prime}\mathrm{I.}\mathrm{J}=0 $$

ここで、$\Sigma^{\prime\prime\prime}=\kappa_{\mathrm{air}}\Sigma^{\prime}_{\mathrm{air}}+\kappa_{\mathrm{oil}}\Sigma^{\prime}_{\mathrm{oil}}$、$\Sigma^{\prime\prime}=\kappa_{\mathrm{air}}\Sigma_{\mathrm{air}}+\kappa_{\mathrm{oil}}\Sigma_{\mathrm{oil}}$、$\kappa_{\mathrm{air}}$及$\mathcal{U}^{\prime}\kappa_{\mathrm{oil}}$は、それぞれ、空気及び油の導電率、$\Sigma^{\prime}_{\mathrm{air}}$、$\Sigma^{\prime}_{\mathrm{oil}}$は、それぞれ式(7)の$\Sigma^{\prime}_{\mathrm{I}}$、$\mathrm{J}$の空気中及び油中部分にかかる和、$\Sigma_{\mathrm{air}}$及$\mathcal{U}^{\prime}\Sigma_{\mathrm{oil}}$は同じく式(7)中の$\Sigma_{\mathrm{I}}$、$\mathrm{J}$の空気中及び油中部分にかかる和である。

式(9)を式(8)と連立させて解くことにより、周辺の静電場から、真電荷量Qおよび導体電位Φ₀を求めることができるようになる。

Fig.3に示すように、全体の計算の流れは、式(9)の計算が新たに導入された以外、これまでのものと同じである。すなわち、まず、導体の電位と真電荷量として仮の値を与え、導体外部の静電場を差分法によって計算する。次に、求まった導体周辺の電位分布から、

Fig.3 Flow chart of the calculating procedure
式(7)および(9)を用いて導体電位と導体の真電荷量を計算する。さらに、その結果を用いて導体外部の静電場を掲載し、解が収束するまでこの手順を繰り返す。

### 3. 計算法の適用と計算結果

半径0.33m、高さ0.44m円筒型タンク内部に、構造物として、半径0.02mの接地金属パイプのガイドの周りに、内径が0.07m、高さ及び幅がいずれも0.04mの円環状の非接地状態の金属製の液面計フロートが設置されており、そのタンク内部に比誘電率2.0で油中電荷密度が1μC/m³の帯電油が丁度半分の高さまで満たされているという、前報 $ ^{4} $ の計算で用いたのと全く同一の条件に対して、今回改良した方法で電位計算を行った。この配置を、Fig.4に示す。

Fig.5は、非接地導体の漏洩抵抗（ $ R_{1} $ ）および油の導電率（ $ \kappa_{oil} $ ）を変化させて、導体の電位を計算した結果である。この図から、同一の漏洩抵抗の場合には油の導電率が大きな方がより高い導体電位を与えることが示される。さらに、導体の漏洩抵抗が増大するにつれて電位は高まり一定の電位に飽和していくこと、この飽和する電位は、油の導電率の大小にかかわらず単一の値となることがわかる。したがって、漏洩抵抗が十分に高い非接地導体の到達する電位は、ある幾何学的条件での最高到達電位を示す指標となりうることも、この図からわかる。

Fig.6は、油の導電性が油面電位分布にどのように影響するかを、非接地導体の支持部等の構造物を経由する漏洩抵抗値（式(8)の $ R_{1} $ ）が無限大の条件のもとで計算し比較した結果である。なお、図中の網をかけた領域は、非接地導体が存在する位置を示している。この図から、油の導電性がある場合には、非接地導体が周辺から電荷を集めるため、導電性のない場合に比べ電位が30%程度高くなることがわかる。

帯電油中に置かれた非接地状態の導体電位を実験的

(a) schematic diagram of the tank

(b) dimensions of the tank

Fig.4 Calculated cylindrical tank
the leakage resistance $ R_{I} $ ( $ \Omega $ )

Fig.5 Effect of the leakage resistance to the potential for several values of oil conductivity

に計測した例として、伊藤らの球探極法に関する研究 $ ^{5)} $ がある。伊藤らは、帯電油中に置かれた非接地導体球に大地への漏洩抵抗を並列接続し、その抵抗値を変化させながら球の電位測定した。その結果、非接地球の電位と、その支持構造物を経由する漏洩抵抗値の逆数をプロットすると良い直線関係が得られることを示した。

そこで、今回の計算結果を、球探極法での知見と比較する目的で、計算で求められた非接地導体の電位の逆数を縦軸にとり、漏洩抵抗の逆数を横軸にプロットしたものがFig.7である。この図から、両者がきわめて良い直線関係にあることがわかる。このことは、球探極法の実験により観察された結果が、本計算法による計算で再現されていることを示し、定性的には、本計算法による計算結果の妥当性を裏付けるものと判断できる。

なお、球探極法により得られている実験結果と、本計算法の結果をより詳細に比較し、計算法の妥当性を定量的に評価するためには、液体の導電率や球直径の影響を含めた条件についての実験的研究など今後の検討を必要とする。

### 4. まとめ

帯電油上に置かれた非接地導体の電位計算が、油に導電性がある条件でも実行できるよう、計算手法の改良を行った。改良した計算法で、帯電油が貯蔵された

distance from the center r (m)

Fig.6 Potential distribution along the surface for conductive and insulating oil

reciprocals of the leakage resistance $ 1 / R_{1} $ (1/Ω)

Fig.7 Linearity between reciprocals of the leakage resistance and the potential of the conductor

タンク内油面上の非接地導体の電位を計算し、従来の、油の導電性がない条件での計算結果と比較した。その結果、油に導電性がある場合には、周辺より電荷を収
集することによって、油面上の導体の電位が、高められることがわかった。また、非接地導体の漏洩抵抗が同一の場合には油の導電率が高いほど非接地導体の電位が高くなることも示された。さらに、漏洩抵抗が増大することもない非接地導体の導体の電位が高まり、油の導電率によらない単一の飽和電位に達することがわかった。

静電気を原因とする火災等の原因を理解する上で、非接地状態の導体が静電場中で到達する電位について評価を必要とすることがよくある。本計算法はそうした計算を可能とするものである。計算と比較すべき実験データの一つとして、球探極法による測定結果を選んだ結果、今回の計算と定性的には一致する結果が得られることが示された。計算の妥当性については、今後さらに実験的な検討を加えてゆく必要が残されている。

## 参考文献

1）松原他：静電気学会講演論文集'83、p.204（1983）

2）松原：安全工学シンポジウム予稿集，p.83（1986）

3）松原：消防研究所报告、No.66、p.43（1988）

4）松原：静電気学会誌、vol.16、p.530（1992）

5）伊藤、上田：電学誌、90、p.1539（1960）
# An Improved Numerical Method to Calculate the Potential of Unground Conductors in Electric Field

(Abstract)

Yoshiyuki Matsubara

(Received December 28, 1995)

In this study, an extension of numerical skill for the Laplace's and Poisson's equations was proposed. This extension was done by introducing charge balance equations on the surface of ungrounded conductor and it enables us to calculate the potential of the conductor which is surrounded by the conductive charged oil. The obtained result reveals that introduction of the conductive effect raises the potential of the ungrounded metal since it can correct charge through the conduction.
# 大規模石油タンク火災の放射性状

古積 博

(平成7年12月28日受理)

大規模石油タンク火災の放射性状に関する知見を得るために、ヘプタン及び原油を燃料として、火災実験を行い、火炎からの全放射熱、及び火炎からの放射熱を分割して火炎の部分毎からの放射熱を求めた。

火炎の平均放射発散度は、本実験で取り扱った容器の範囲では、ヘプタン及び原油のいずれの場合も、一辺2.7mの容器で最大となった。

容器直径Dが大きい場合、例えば、D=17mの場合の原油火炎から放射計が受ける熱量は、火炎下半分からのものが80%程度となる。従って、大規模原油火炎からの防御を考える場合、火炎下半分からの放射熱を主に配慮して防御対策を考えれば良いことが判った。

### 1. 諸言

石油タンクの火災において、火災から周囲への放射熱を推定する場合、湯本らによって提案されている一様火災モデル¹、²では、火災全体を温度、放射発散度が均一な放射体と考えて行われている。しかし、実際には、火災は、広い温度分布を持ち、その結果、広い放射発散度の分布を有していることが著者らの研究³、⁴で判ってきている。従って、液体炭化水素の大規模火災からの火災の各部分ごとからの放射熱（以下、「部分放射熱」という）を知ることは、石油タンク火災に対してより効果的な消火活動を行うために、また、水幕設備等によって火災から周囲建物の防御をより効率的に行うためにも重要である。

そこで、ガソリンと類似した火災性状を持つヘプタン及びコンビナート地域で大量に貯蔵されている原油を燃料として用い、容器規模が最大一辺15mまでの大きさの火災からの放射熱及び部分放射熱を測定し、放射熱と容器規模との関係及び火炎のどの部分から周囲への放射熱が大きいかについて調べた。

### 2. 実験方法

実験は火災規模に応じて、直径Dが3m程度までの大きさの容器での実験は消防研究所排煙処理装置付実験場で行った。また、Dが0.6mまでの大きさの容器での実験は、米国商務省標準技術研究所／建築・火災研究所（以下、「NIST」と言う）の実験場で行い、一辺15mの容器を使った実験は、米国沿岸警備隊のアラバマ州モービル実験場で行った（Table 1）。ヘプタンは、市販の1級のものを、また、原油は代表的な軽質原油であるマーバン原油及びルイジアナ原油を購入してそのまま使用した。これらの原油の性状はTable 2に示した。

放射熱及び部分放射熱の測定はタンク中心から概ねL/D=5（L：火炎中心軸からの距離）の位置に放射計及び高速熱画像装置（日本アビオニクス（株）製TVS2000ST及び3000）を設置して行った $ ^{5)} $ 。部分放射熱は、放射計にフードを付けて視野をせばめ火炎の部分ごとからの放射熱を求めた（Fig.1）。また、高速熱画像装置のIRイメージ（被写体の温度に関する情報）から求めた（Fig.2）。IRイメージは、火炎中心軸上に放射率εが1の固体壁が存在するものと仮定して求めた。使用した放射計及び高速熱画像装置の仕様をTable 3及び4に示した。高速熱画像装置は、時定数1μ秒以下、30こま／秒の速度でもってIRイメージを取り込むことが可能である。
Table 1 Summary of the key of test data

Place	Pan Diameter (m)	Fuel	Burning Rate (mm/min)	Irradeance by Radiomater at L/D=5 (kW/m²)	Average Radiant Emittance (kW/m²)
NIST Large Test Facilities	0.4	Louisiana Crude Oil	1.05	0.73	27.2
0.6	1.40	1.0	34.6
FRI Smoke Abatement Equipped Test Facilities	1.0	Arabian-light Crude Oil	1.95	1.1	58.9
2.7sq.	2.05	1.05	74.6
US Coast Guard Mobile Test Facilities	15.0sq.	Louisiana Crude Oil	3.72	0.45	17.7

Table 2 Properties of crude oils used in this research

Murban Oil	Louisiana Oil
Density(kg/m³ at 15℃)	830	840
Flash Point (℃)	<-20	< 0
Kinematic Viscosity (mm²/s)	4.74	4.3
Pour Temperature (℃)	-3.0	-9.0
Carbon Fraction	0.85	0.86

Fig.1 Schematic illustration of measurement of local radiant emittance by a wide angle radiometer $ H_{f} $ : Flame height, D: Pan diameter, $ E_{x} $ : Radiant emittance of part x of flame

このほか、燃料の燃焼速度vは、容器に取り付けた液面計を使って、液面降下速度から求め、また、平均火炎高さ $ H_{f} $ は、35mmカメラ及びビデオカメラで得られた多数の火炎高さのデータを平均して既報 $ ^{6)} $ 同様の方法で測定した。なお、屋外実験において火炎高さの測定に当たっては、生成する煙が比較的少なく、放

Fig.2 Schematic illustration of thermography measurements

Table 3 Wide angle radiometer specifications

Type, Manufacture	RE-2, Tokyo Seiko Industry Co, Ltd.
Detector	Thermopile Coated with Platinum Black
Solid Angle	119°41'
Heating Surface Area	100mm²
Time Constant	0.30sec

射熱の強い風上側を選択したが、実験及び火炎高さの測定は、比較的風の無い時期を選んで行っており、影響は少ないと考えられる。
Table 4 Thermography Specifications

Type, Manufacture	TVS 2000 STNippon Avionics Co, Ltd.	TVS 3000Nippon Avionics Co, Ltd.
Detector	In-Sb(Indiun-Antimonide)	In-Sb(Indiun-Antimonide)
Detector Cooling System	Helium Stirring	Argon Gas Cooling
Spectral Range	3.0 to 5.4 $ \mu $ m	3.0 to 5.4 $ \mu $ m
Scanning Method	Rotating Mirror Wheel	Rotating Mirror Wheel
Focus Range	254 mm to Infinity	254 mm to Infinity
Field of View	15° Horizontal ×10°Vertical	15° Horizontal × 10°Vertical
Accuracy	0.4% (Full Scale)	0.4% (Full Scale)
Emissivity Compensation	0.10 to 1.0, 0.01 Step	0.10 to 1.0, 0.01 Step
Spatial Resolution	2.18 m rad (0.128°)	2.18 m rad (0.128°)
Display Level	256 Colors	16 Colors
Display resolution	200 Lines Vertical	100 Lines Vertical
(Interpolation)	(200×256=51,200 Dots)	(100×256=25,600 Dots)
Time constant	< 1 $ \mu $ sec	< 1 $ \mu $ sec

### 3. 実験結果と考察

原油を用いた実験の結果の概要をTable 1に示した。燃料の燃料速度v、L/D=5の点での放射受熱量q、及び湯本 $ ^{1)} $ の方法に従って、qと火炎と放射計間の形態係数φを用いて求めた火炎の平均放射発散度E（=q/φ）を示した。Dの増加と共に燃焼速度は増加しているが、放射熱量、火炎の平均の放射発散度は、2.7m容器の火災までは増加するが、15m容器の火災では、大きく減少した。

## 1 ) 高速熱画像装置による火炎の撮影

高速熱画像装置は、物体の温度・放射発散度分布を1画面当たり数万のデータをカラーまたは濃淡表示す

Fig.3 Procedure of measurement and data analysis of thermography

るもので、これをIRイメージと呼ぶ。画面上では、温度でもって表示されるが、この温度は、火炎温度とは異なるので、ここでは、「見掛温度」と定義する。同装置を使って黒体炉の温度を測定すると、得られる見掛温度は、黒体炉の温度より低いので、両者の関係から見掛温度を補正した。次いで、(1)式のStefan-Boltzmannの法則に従って、変換することが出来た(Fig.3)。

$$ E=\varepsilon\phi T^{4} $$

ここで、εは、Stefan-Boltzmann定数、Eは、火炎の放射発散度、Tは、火炎温度である。

15m角型容器での火炎（15m角型容器は、D=17mの円筒容器と等しい面積を持つことから、ここでは、便宜的に、「17mの火炎」と呼ぶ）の定常燃焼時の0.1秒ごとのTVS2000STによって得られたIRイメージの変化の一例をFig.4に示した。火炎基部及び$\mathrm{H}=0.5\mathrm{H}_{\mathrm{f}}$付近に強い放射発散度を有する部分が存在した。前者は比較的安定した放射発散度を有している。後者は一種

Fig.4 A series of thermography pictures of 15m square Louisiana crude oil fires. Each picture was taken every 0.1 second.
Fig.5 Time history of irradiance at L/D=5 from 0.6m heptane fire observed with an IR camera and a wide angle radiometer

のファイアボールのように火炎を覆う黒煙層をやぶって数秒ごとに現れることが判った。

## 2 ) IRカメラと放射計の結果の比較

直径0.6mの容器でヘプタンを用いた火災実験において、IRカメラと放射計をほぼ同じ位置において、火災からの放射熱を測定して、両者の結果の比較を行った（Fig.5）。IRカメラからは、測定視野の51200個（TVS2000STの場合）または25600（TVS3000の場合）の点の温度、放射熱の情報が得られるので、全体を積分することによって、放射計と同様の放射熱量が求められる。両者間には、視野や時定数が大きく異なるが、Fig.5から明らかなように平均的にみれば大きな差異がないことが判った。

## 3 ) 原油火炎の部分放射熱

IRカメラを使って得た各種サイズの原油火災の火炎の放射発散度 $ E_{x} $ の垂直方向の分布の結果をFig.6に示した。ここで、横軸は、燃料表面からの高さで、ここでは、液面からの高さHを写真等から得られた平均火炎高さ $ H_{f} $ で割った無次元高さ $ H/H_{f} $ で表した。火炎の放射発散度（平均及び部分）の値はDによって大きく異なり、実験した容器の中では、D<3mでは、容器直径の増加と共に、増加して、2.7m角容器での火炎（以下、「D=3m火炎」と呼ぶ）では、 $ E_{x} $ の最大値は $ 120kW/m^{2} $ （ $ H/H_{f}=0.15 $ 付近）となった。また、D=17mでは、 $ H/H_{f}=0.10\sim0.15 $ において $ E_{x} $ は最大値35kW/m²となって、D=3m火炎に比べて大きく減少した。

放射発散度がD<3 mにおいて、Dの増加と共に増

Fig.6 Relationship between local radiant emittance of flame and dimensionless height for heptane various size pan fires

大するのは、火炎の放射率εが増加するためであることが判っている $ ^{3)} $ 。一方、D=17mで、大きく減少するのは、火炎全体から発生する煙のために周囲への放射熱が減少するためである $ ^{3)} $ 。しかし、D=3m火災とD=17m火災で、無次元煙生成量（＝煙の生成量／燃料の燃焼速度）はほぼ15％と大きな違いがないことが判ってきた $ ^{7)} $ 。従って、周囲への放射熱が減少する原因は、火炎から煙の生成する高さが、前者では、主に火炎の頂部ないし、上部であること、後者では、火炎基部を除く火炎全体であることのためと考えられる。その結果、無次元の煙生成量が大きくても火炎の上部から生じているならば、放射の遮へいには大きく関係しない。Dが大きくなると、乱流の程度が増し、また、火炎周囲で形成されるカルマン渦が大きくなって、火炎下部でも煙が生成し、放射を遮へいすることが考えられるが、この点の解明は今後の課題としたい。

原油火炎の放射熱はいずれの容器でも火炎の基部（＜0.3・H_{f}）からの放射熱が大きく、火炎全体の放射熱∑E_{x}の70％以上を占めている。H=0.5H_{f}付近に前述したファイアボールの出現に伴うEのピークが形成される場合があるが、この領域の平均値は大きくはない。Dが小さい場合にもこのピークは存在する場合があるが、この部分で、火炎が膨張し、燃焼ガスの一部が火炎外に放出されることが、既報のヘプタン火災実験 $ ^{6)} $ や本実験中に、同時に測定した火炎内気流速度、
Fig.7 Relationship between local radiant emittance of flame and dimensionless height for crude oil various size pan fires

火炎内温度や煙粒子中の初期粒子径分布 $ ^{7)} $ から得られている。

## 4 ) ヘプタン火炎の部分放射熱

放射計を使って、D=0.3m, 0.6m, 1mのヘプタン火炎についても同様に $ E_{x} $ を求めることが出来る(Fig.7)。規模効果を求めるためにD>1mの既報のデータ $ ^{3,4)} $ も加えた。火炎を概ね4～6分割して、各部分ごとの放射発散度の平均値を火炎上部から $ E_{1} $ 、 $ E_{2} $ 、 $ E_{3} $ 、 $ E_{4} $ 及び $ E_{5} $ と分割して求めることが出来る。火炎下部（ $ H/H_{f}<0.5 $ ）の放射発散度が大きく、火炎全体の放射熱 $ \Sigma E_{x} $ の80%の放射熱が、この部分から放射される。原油火炎の場合よりも放射発散度のピークの高さはやや上部にあるが、Dの増加と共に、 $ H/H_{f}=0.45 $ （D=0.3mの火炎）から $ H/H_{f}=0.3 $ （D=3mの火炎）へと火炎下部に移行した。

本実験で扱った範囲では、平均放射発散度はD=3 mの場合に最大となった。

## 5 ) 火炎周囲における放射受熱量

火炎外の任意の受熱点での部分放射熱 $ q_{x} $ は、

$$ \mathrm{q}_{\mathrm{x}}=\mathrm{E}_{\mathrm{x}}\cdot\phi_{\mathrm{x}} $$

によって求めることが出来る。ここで、φxは火炎のx部分を円筒と仮定して得た受熱点間の形態係数である。

火炎を分割して、火炎の部分ごとからの放射熱を求めるに当たって、形態係数の差が無視できる程度までL/Dが大きな点においては、部分放射受熱量q_{x}と放射受熱量qの比q_{x}/qは、E_{x}/ΣEでもって表せられる。火炎を4分割した場合、例えば、D=3mのヘプタン火炎の場合、E_{4}からの部分放射熱q_{4}は、火炎全体の80%以上を占めている。同様にD=17mの原油火炎では、H/H_{f}<0.25からの部分放射熱は、火炎全体の約75%となることが判った。

このように、火炎からの放射熱は、その大部分が、火炎下部から放射されることが判った。従来の放射モデルは、火炎全体の放射発散度を均一を考えている。そのために、周辺建物等を火炎からの放射熱に対して水幕設備等によって火炎からの放射熱を防御する場合、火炎全体を等しく対象としなければならない。上記の結果から、火炎低部、概ねH/H_{f}<0.5程度からの部分放射熱が大きいことから、同部分からの放射熱を主として考慮して防御対策を考えた方がより効果的に火炎防御活動が出来ることが判った。

### 4. まとめ

大規模石油タンク火災の放射性状に関する知見を得るために火炎からの放射熱を分割して各部分毎の放射熱を求めた。

Dが大きい場合、例えば、D=17mの原油の火炎からの放射発散量は、H/H_{f}<0.5からのものが80%程度となる。従って、大規模原油火炎からの防御を考える場合、火炎底部、概H/H_{f}<0.5程度からの放射熱を主に配慮して防御対策を考えれば良いことが判る。

## 参考文献

1）湯本太郎：安全工学 10（3）p.142（1971）

2) A. S. Modak : Fire Safety Journal 3 p. 177 (1981)

3) H. Koseki, T. Yumoto : Fire Technology 24 (1) p. 33 (1988)

4) H. Koseki, T. Yumoto : Fire Safety Science, 2 p. 231 (1989)

5) H. Hayasaka et al. : Fire Technology 28 (2) p. 110 (1992)

6）湯本太郎、古積博：消防研究所報告 55 p. 71 (1983)

7）G. Mulholland, Personal Communications
## 謝辞

本研究は、米国商務省標準技術研究所との共同研究の一部として行われたもので、米国側研究担当者（Drs. D. Evans, D. Walton）に深く感謝致します。また、米国アラバマ州モービルの米国沿岸警備隊基地での実験では、同基地の皆様の協力を得ました。感謝致します。
# Radiation Properties of Large Hydrocarbon Tank Fires

(Abstract)

Hiroshi Koseki

(Received December 28, 1995)

In order to understand radiation properties of large hydrocarbon tank fires, local irradiance of flames was measured by a narrowed angle radiometer and an IR camera with computer while crude oil and heptane burned in 0.3m diameter to 15m square pans.

It was found that average irradiance of about 3 m fires is the maximum, and most radiation comes from flame base of crude oil fire. Therefore, when we consider effective fire fighting against a large tank fire using water curtain, the radiation from lower parts of flame must be considered.
# 所外発表論文

目 次

FIRE GROWTH AND FIRE DETECTION IN AIR-CONDITIONED ROOMS

Kohyu Satoh……47

Flammability Peak Concentrations of Halon Replacements and Their Function as Fire Suppressants

Naoshi Saito, Yuko Saso, Chihong Liao, Yoshio Ogawa,

and Yasufumi Inoue .....60

On the measurement of violence in the heating-decomposition of self-reactive substances

Jinhua Peng and Kazutoshi Hasegawa .....75

On the probability of the industrial accidents in Japan and its prediction

Kazutoshi Hasegawa .....90

竪シャフトによる自然排煙時の煙層予測に関する研究

渡辺勇市、松島早苗、山田常圭……102
# Articles of Staff of NRIFD Published by Outside Organizations

Contents

FIRE GROWTH AND FURE DETECTION IN AIR-CONDITIONED ROOMS

Kohyu Satoh

Flammability Peak Concentrations of Halon Replacements and Their Function as Fire Suppressants

Naoshi Saito, Yuko Saso, Chihong Liao, Yoshio Ogawa,

and Yasufumi Inoue

One the measurement of violence in the heating-decomposition of self-reactive substances

Jinhua Peng and Kazutoshi Hasegawa .....75

On the probability of the industrial accidents in Japan and its prediction

Kazutoshi Hasegawa .....90

Prediction of Smoke Layer in a Fire Compartment having a Smoke Shaft

Yuichi Watanabe, Sanae Matsushima,

and Tokiyoshi Yamada .....102
___ 消防研究所报告 ___

通 卷 81 号

平成8年3月31日発行

编 榮 集 行 自治省 消防庁 消防研究所

東京都三鷹市中原3丁目14番1号

電話（0422）44-8331（代表）
## Outline of the 2012 NPA Report on National Civil Service Reform, etc

### I. Basic Recognition of National Civil Service Reform

### 1. The Purpose of National Civil Service Reform and the Recognition of the NPA

To pursue national civil service reform, the NPA points out that it is important, based on the basic principles that underlie the National Public Service Act, such as meritocracy, which stems from a basic concept of the Japanese Constitution that national public employees are servants to the entire nation, to clarify problems of the current system and then assess plans to effectively address these problems. It will also be critical to examine the costs and benefits that the reform brings in to the nation.

### 2. Circumstances surrounding National Civil Service Reform

It is difficult to evaluate that there existed a nation-wide discussion until the submittal of the four bills related to national civil service reform. Hereafter, thorough discussions should be held, taking opportunities such as Diet deliberations.

### 3. Issues with the Four Bills related to National Civil Service Reform

## (1) Issues with Regard to the Recovery of Rights to Conclude Agreements

## • Determinations of Remuneration in the National Civil Service is Free from the Deterrent Mechanism of the Market

National public employees are not to share the redistribution of profits earned by their organization as employees in the private sector do. In addition, as public organizations are free from the risk of bankruptcy, industrial relations in the public sector do not