Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
Fig. 9 Extinction limits of methane flames diluted with carbon dioxide in the 30 mm burner mounted vertically ( $ \triangle $ ) at 5cm/s injection velocity

Fig. 10 Appearances of cross section of methane flames in each porous cylinder at 10 cm/s injection velocity

不均一性が挙げられる。要素①による影響に関しては，すでに石塚が検討し報告している。また，②に関しては，小林らと石塚の結果から検討できる。ここでは，③の多孔質円筒の不均一性による影響について検討した。ここで用いた多孔質円筒は，同一時期に同一仕様で作られたものであるが，製造上の理由でポロ

Fig. 11 Stable flame regions of methane in each porous cylinder at 10 cm/s injection velocity

シティに不均一性が生じる。この不均一性は管状火炎の形状に影響する。ポロシティの不均一性が燃焼限界にどのような影響を与えるかを調べるため、メタン—空気混合気を10cm/sで噴出させ、同寸法の9本の多孔質円筒を用い、形成された火炎断面の形状と燃焼限界を測定した。Fig. 10に燃料希薄な混合気について、得られた管状火炎の断面を示した。これをみると、管状火炎の断面がそれぞれ異なっていることがわかる。その真円度は、多孔質円筒の均一性を反映していると見なせる。Fig. 11とTable 3に、これらの円筒を用いて測定したメタン—空気混合気の燃焼限界を示した。得られた下限界と上限界のばらつきの絶対値は、それぞれ0.09%および0.17%以内であった。従って、装置全体の誤差を含めて考えると、測定される燃焼限界に、多孔質円筒の不均一性はほとんど影響せず、管状火炎バーナーを利用することにより、再現性のよいピーク濃度測定が可能であるといえる。

### 5. まとめ

再現性のよいピーク濃度の測定法を検討するために，管状火炎バーナー装置を試作し，メタンー空気混合気の燃焼限界および窒素と炭酸ガスのピーク濃度を測定した。また，燃焼限界に及ぼす混合気噴出速度と多孔質円筒の不均一性の影響について調べ，以下のこ
Table 3 Flammability limits by each porous cylinder burners

Porous cylinder number	Lower limits (%)	Upper limits (%)	Injection velocity (cm/s)
1	5.12	14.80	10
2	5.12	14.85	10
3	5.14	14.80	10
4	5.10	14.80	10
5	5.05	14.78	10
6	5.10	14.80	10
7	5.10	14.72	10
8	5.10	14.68	10
9	5.10	14.68	10
Averaged value	5.10	14.77
Dispersion	0.09	0.17
Standard deviation	0.02	0.06

とを明らかにした。

1）試作した管状火炎バーナー装置により，石塚の結果に一致するメタンー空気ー窒素混合気の燃焼範囲が得られ，再現性のよいピーク濃度測定が可能であることが示唆された。

2）管状火炎バーナーにより測定される燃焼範囲は，多孔質円筒の不均一性や混合気噴出速度にほとんど依存しないことが確認された。

3）この方法は爆発容器法に比べ操作がきわめて簡単で迅速に測定でき，可燃，不燃の判定が容易であるので，ピーク濃度の測定方法として優れている。

今後の課題として，混合気噴出速度，バーナーサイズなどの装置に関する要素が測定結果に及ぼす影響をさらに詳しく調べ，ピーク濃度測定のための最適条件を見つけ出すつもりである。さらに，バーナーを腐食に耐える素材のものに変え，ハロン代替物質等の新しい消火剤のピーク濃度を測定できる装置に拡張していく予定である。

本研究は科学技術庁の「科学技術特別研究員制度」によって実施したものである。この内容は火災学会平成5年度研究発表会に発表した $ ^{6} $ 。また，装置の試作と実験に当たり，東京大学の石塚悟氏から多くの助言を頂いた。ここに，感謝の意を表す。

## 参考文献

1）次郎丸誠男，「ハロン抑制と消防設備に係る動向」消防研修，No.53. p. 1，(1993).

2) Kathy A. Notarianni: "Preliminary Screening Procedures and Criteria for Replacements for Halons 1211 and 1301", p.45–52, NIST Technical Note 1278, (1990).

3) Satoru Ishizuka," Determination of flammability limits using a tubular flame geometry", J. Loss Prev Process Ind., 1991, Vol4, April, p.185.

4 ) Bernard Lewis and Guenther Von Elbe:" Combustion Flames and Explosions of Gases", p. 712, Academic Press (1987)

5）小林秀昭，北野三千雄，大塚芳郎，「伸長する円筒状予混合炎の可燃限界」，第22回燃焼シンポジウム前刷集，p．130，（1984）.

6）廖赤虹，斎藤直，岩田雄策，「管状火炎による消炎能力の評価方法に関する研究」，日本火炎学会平成5年度研究発表会概要集，p.74～77，（1993）.
# Determination of Peak Concentration Using a Tubular Flame Burner

(Abstract)

Liao Chihong, Naoshi Saito, and Yusaku Iwata

(Received May 31, 1993)

The peak concentration is a significant index from the viewpoint of safety engineering for evaluating performance to prevent ignition of a flammable mixture, which has been measured with explosion vessel methods.

A premixed tubular flame burner was emploied, in order to obtain good reproducible peak concentration of fire extinguishing agents. Flammability limits were measured under the conditions of different mixture injection velocities and non-uniformity of porosity of burner cylinders, and also peak concentrations of nitrogen and carbon dioxide for methane/air mixtures were measured.

The conclusions are as follows:

a) The results obtained by this apparatus were in good agreement with Ishizuka's results. It shows that peak concentrations obtained by the tubular flame burner have good reproducibility.

b) Apparatus factors, such as non-uniformity of cylinder porosity and injection velocity no almost affected flammable region measured by this burner system.

c) This method is superior to explosion vessel method in measuring the peak concentrations, because it is simple to operate and quick to test.
# 消炎濃度に及ぼすカップバーナー 規模効果の原因の検討

佐宗祐子，斎藤直，岩田雄策

(平成5年5月31日受理)

カップバーナー法により測定される消火剤の消炎濃度は，装置の外管径とカップ径に依存する。この原因をさぐるため，カップバーナー法における消炎時の燃料液面付近の温度，カップ周囲の空気流速および外管壁温度と消炎濃度の関係について実験的に検討した。

消炎時の燃料液面付近の温度は，燃料の種類により，カップ径に依存する場合としない場合があった。また，カップ周囲の空気流速の増大により消炎濃度は増大し，外管壁を冷却することにより消炎濃度は低下した。これらの結果から，カップバーナー法により測定される消火剤の消炎濃度は，火炎からの熱損失による火炎の不安定化の程度と，カップ周囲気流および装置の蓄熱による火炎の安定化への寄与の大きさとの競合を通して，バーナー規模に依存することがわかった。

### 1. まえがき

ハロン消火剤が1994年1月から全廃されることになり、ハロンに代わる新しい消火剤の開発が急務となっている。我々はこれまでに、開発段階のハロン代替物質の消火能力を、従来のカップバーナー法よりも小規模で評価する方法について検討してきた。そして、カップバーナー法で測定される消火剤の消炎濃度が、装置の外管径(D)とカップ径(d)に依存することを見いだした(Fig. I)。さらに、ISOのドラフト $ ^{2} $ で定められたカップバーナー装置に比べ、1/10の消火剤量で同等の消炎濃度が得られる縮小カップバーナー装置を見いだし、その寸法と燃料条件について報告した $ ^{1} $ 。

この縮小カップバーナー装置による測定には燃料の制約があり，全ての液体燃料でISOの装置と同等の消炎濃度が得られるとは限らない。すなわち，燃料の種類により，消炎濃度に対するバーナー規模効果のあらわれ方には違いが認められる。この原因を知るためには，燃料の熱物性に依存すると予想される，カップバーナー装置の温度場と消炎濃度の関係を明らかにする必要がある。また，消炎濃度に及ぼすカップバーナー規模効果の原因を明らかにするためには，バーナー規模による温度場の違いの有無及びその程度を明らかにし，さらに，カップの周囲空気と燃料蒸気で形成される流れ場が，消炎濃度にどう影響を与えるかについても検討する必要がある。

これらの理由から，本研究では，消炎時の燃料液面付近の温度計測を行い，また，カップ周囲の空気流速と外管壁温度が消炎濃度に与える影響について調べたので報告する。

## 2 ．実験装置と実験方法

実験に用いたカップバーナー装置の概略をFig. 2に示す。この装置は，バーナー部，燃料供給装置，ハロン1301/空気混合気調製装置の3つの部分から成る。カップおよび外管は全てパイレックスガラス製であり，各々の寸法は前報 $ ^{①} $ と同様である（Fig. 1参照）。供給する空気の流量は，外管径D=43mm，26mmの装置
Fig. 1 The flame-extinguishing concentration by the reduced-scale cup burners versus that obtained using the ISO cup burner $ (D=85\mathrm{mm}, d=30\mathrm{mm}) $

Fig. 2 Diagrammatic sketch of the experimental setup
Fig. 3 Time history of temperature at toluene liquid surface and Halon 1301 flow rate $ (D=43\mathrm{mm}, d=16\mathrm{mm}) $

に対して各々10ℓ/min，4ℓ/minを標準とした。燃料としてエタノール，n-ヘプタンおよびトルエンの3種類を用い，前報”と同様の方法でハロン1301による消炎濃度を測定した。すなわち，カップ内に燃料を満たして着火し，約8分間の予燃の後にハロン1301の添加を開始し，消炎付近では濃度が約0.05%ずつ増加するようにハロン1301の流量を段階的に増加させ，火炎が消炎した時のハロン1301の濃度（体積%）を消炎濃度とした。

消炎濃度測定時における燃料液面付近の温度変化は，シース外径0.25mmのクロメルーアルメル熱電対をバーナー底部から導入し，熱接点をカップ内の燃料液面下1mm以内に設置して測定した（Fig.2(a)）。

カップ周囲の空気流速と消炎濃度の関係は，供給する空気の流量を2.4ℓ/minから20ℓ/minまでの範囲内で変化させて消炎濃度を測定することにより求めた。

外管壁温度が消炎濃度に与える影響については，外管壁を水冷できるよう，Fig. 2(b)に示したように外管部分を改造して実験を行い，調べた。ローラーポンプで冷却水の流量を変化させ，流量による消炎濃度の変化がないことを確認した上で，冷却水の流量を300ml/minに固定することにした。冷却水の温度を，5℃から40℃まで変化させて，各々の水温に対して消炎濃度を測定した。

### 3. 結果と考察

拡散火炎の消炎は，様々な要因によって生じる。それらの要因として，火炎の冷却，反応物の除去，燃焼反応を阻害する物質の添加，高速気体による火炎の吹き飛び等が知られている。カップバーナー装置の火炎では，消炎はこれらの要因が複雑に絡み合って生じている。ここでは，消炎濃度の変化に主として作用したと考えられる要因について検討する。

### 3.1 燃料液面付近の温度

燃焼している液体燃料の周囲気流中にハロン1301を添加すると，速やかに燃料の沸騰が停止し，燃料液面付近の温度は下がりはじめた。ハロン1301の流量の増加に伴い液面付近の温度は下降し，消炎に至った。Fig. 3に，消炎濃度測定時におけるトルエンの液面付近温度の変化の一例を示す。
Fig. 4 The liquid surface temperature - cup diameter diagram

カップ径dに対して，燃料液面付近の温度をプロットした図をFig. 4に示す。図中，白抜き記号は予燃時の温度であり，黒塗は消炎時の温度である。また，各々の燃料の沸点を，図中に点線で示した。予燃時の液面付近温度は，いずれの燃料についてもバーナー規模に関係なくほぼ沸点に等しい。これに対し，消炎時の液面付近温度は，①エタノールの場合，沸点から30℃程度低下し，50℃前後でカップ径によらずほぼ一定であり，②n-ヘプタンおよびトルエンでは，カップ径の縮小にともない低下する傾向を示した。②の結果は，消炎付近において火炎内に流入する燃料気体の温度が，カップ径により異なることを意味している。一方，①の結果は，消炎直前におけるこのような火炎基部付近の温度場が，特にエタノールの場合に，消炎の主要な要因になっていることを示唆している。

### 3.2 空気流量と消炎濃度の関係

カップバーナー内に供給する空気の流量を変化させると消炎濃度が変化することは，過去にもBajpai $ ^{3} $ 等により報告されている。我々の場合も，従来の報告に等しく，測定範囲内で空気流量の増大にともない，消炎濃度は増大した。D=43mm，d=16mmの装置で測定したn-ヘプタンの例と，D=43mm，d=30mmの装置で測定したエタノールの例を，各々Fig.5およびFig.6に示す。Fig.5において，空気流量を10ℓ/minから20ℓ/minまで増加させると，消炎濃度は3.4%から4.0%まで増大した。Fig.6では，エタノールの消炎濃度は4.4%から5.5%まで増大している。空気流量による消炎濃度のこのような変化は，エタノールとn-ヘプタンについて見られたが，トルエンの場合には，我々が測定した空気流量範囲内では，消炎濃度の明確な変化は見られなかった。

消炎の様子を観察していると，火炎の上流端，すなわち火炎基部における連続的着火が停止した時点で，火炎が消失している。バーナー火炎の保炎領域は，必ず火炎の上流端になければならず $ ^{4} $ ，従って，カップバーナー火炎の消炎現象を支配しているのは，火炎基部の安定性である。火炎の安定性は，火炎反応帯における滞留時間と反応時間の比，すなわちダムケラー数により論じられている $ ^{5} $ 。それ故，空気流量による消炎濃度のこのような変化は，①カップの下流側に再循環域ができることにより，火炎基部反応帯における滞留時間が長くなり，空気力学的保炎効果が生じるか，或は②火炎基部反応帯への周囲空気の流入量が増加し，燃焼反応が促進され反応時間が短くなるかの，いずれかの理由によると考えられる。我々の測定における空気流速程度では，①の効果は，カップバーナー装置の外管径Dとカップ径dの差が小さい程大きく影響する。また，②の効果も，Dとdの差が小さくなると，カップ上端を通過する周囲気流の水平方向速度成分が増大することにより，影響が大きくなると考えられる。
Fig. 5 Effect of air flow rate on flame-extinguishing concentration of Halon 1301 for n-heptane flame

れる。従って，これら流れ場の影響を，規模効果の一因として考慮する必要がある。

空気流量と消炎濃度に関する同様の結果について，Bajpai $ ^{39} $ は，我々とは異なった解釈をしている。すなわち，彼は，空気流量を小さくすると，火炎気流と周囲気流の速度差が大きくなり，両気流間に渦が生じ，この渦が燃料と空気の混合を促進し，結果として火炎への消火剤の供給を増すために消炎濃度が低下すると説明している。しかし，渦による混合の促進が，彼らの測定した全空気流量範囲で，常に燃焼反応を抑制する方向に働くとする根拠はない。また，下流側の火炎が消炎したとしても上流端の火種が消失しない限り，火炎全体の消炎は起こらない。以上の理由から，空気流量と消炎濃度の関係についてのBajpaiの説明には無理があり，普遍的事実とはいい難い。従って，Fig. 5及びFig. 6に見られるn-ヘプタン及びエタノールの消炎濃度の変化は，上述した火炎基部の安定性の増大によるものといえる。尚，トルエンについては，測定した空気流量範囲が狭いために，消炎濃度の変化の有無を結論することはできなかった。

### 3.3 外管壁温度と消炎濃度の関係

エタノール，n-ヘプタンおよびトルエンについて，2種類の縮小バーナー装置を用いて，外管壁の冷却が消炎濃度に与える影響を調べた結果をFig.7に示す。測定範囲内において，消炎濃度は冷却水温度の上

Fig. 6 Effect of air flow rate on flame-extinguishing concentration of Halon 1301 for ethanol flame

昇とともにほぼ直線的に増大した。また，長さ150mmの水冷筒を用いた測定では，100mmの水冷筒を用いた場合よりも，消炎濃度の冷却水温度に対する依存性が顕著に現れた。これは，Fig.2(b)に示したように，長さ150mmの水冷筒では，冷却水が外管壁のみでなくバーナー底部のガラスビーズまで冷却したため，カップ内の燃料あるいは周囲気流の温度に変化を与えたことによると考えられる。

Table 1 Effect of chimney cooling on flame-extinguishing concentration of Halon 1301

Fuel	Flame-extinguishing concentration (%)
Without cooling	With water cooling (23℃)
Ethanol n-Heptane	3.8 3.9	3.5 3.8

Conditions: Inner diameter of chimney D=26mm, outer diameter of cup d=16mm.

Table 1に，長さ100mmの水冷筒を用いた場合の冷却水温度23℃でのエタノールおよびn-ヘプタン火炎の消炎濃度を，外管を冷却しない場合の同規模の装置に
Fig. 7 Effect of cooling water temperature on flame-extinguishing concentration of Halon 1301 (Burner size: (a) D = 43mm, d = 30mm, (b) D = 26mm, d = 16mm)

よる消炎濃度と比較した。その差は，エタノールおよびn-ヘプタンについて各々，0.3%，0.1%であり，エタノールの方が消炎濃度の変化が大きい。このことは，エタノールの消炎濃度がn-ヘプタンの場合に比べ外管壁温度の影響を受け易いことを示しており，先に述べた燃料液面付近の温度の項で，エタノールが他の燃料に比べ温度場の影響を受け易いとしたことと一致する。

以上の検討から，外管壁温度も消炎濃度に影響を与えることがわかる。Table 1において，外管を冷却しない場合の消炎濃度の方が，室温程度に冷却した場合の消炎濃度より大きいことから，予燃時のみならず，火炎が小さくなる消炎付近においても，外管壁の温度は室温よりかなり高くなっていると予想され，このような外管壁の蓄熱が消炎濃度を増大させる方向に働いていることがわかる。そして，その寄与は，外管壁と火炎間の距離が短くなるほど大きくなると考えられることから，カップ径が一定の場合，外管径を縮小することにより，消炎濃度は増大することになる。

3.4 消炎濃度に及ぼすバーナー規模効果の原因

以上，本研究の結果から，カップバーナー外管径の縮小は，カップ径一定の条件下において，流れ場，温度場の両面から火炎を安定化し，結果として消炎濃度の増大に寄与することが確認された。

一般に，火炎規模が小さくなる程，火炎からの熱損失の割合は増大する。これはカップバーナー内の火炎にも当てはまるから，バーナー規模効果を次のように説明することができる。カップ径の縮小により火炎規模は小さくなり，火炎からの熱損失割合が増大し，消炎し易くなる。これに対し外管径の縮小は，流れ場，温度場の効果により火炎を安定化する。バーナー規模による消炎濃度の増減は，これらの，カップ径の縮小による効果と外管径の縮小による効果の大小関係に依存する。ISOのドラフトと同等な消炎濃度を与える縮小カップバーナー装置（Fig.1の△および▲）は，火炎規模の縮小による熱損失の増大を，流れ場の効果と外管壁の蓄熱の効果が相殺していると考えることができる。

縮小カップバーナー装置でエタノールの消炎濃度を測定するとISOの装置と同等の値が得られないのは，熱損失による消炎濃度低下への寄与が他の燃料の場合より大きく，流れ場や蓄熱の効果によって埋め合わせ
られない為と考えられる。このように熱損失の寄与が大きくなった一要因として，エタノールの持つ熱的性質が挙げられる。実験に使用した液体燃料の，沸点での蒸発熱と，25℃の液体状態における燃料熱をTable 2にまとめた⁶。各燃料の分子量と質量燃焼速度を考慮しても，カップバーナー内におけるエタノール火炎の発熱量は，他の燃料に比べかなり低い。火炎からの熱損失が増大した場合，エタノール火炎は，発熱量が低くしかも蒸発熱が大きいという燃料の熱的性質により，火炎を維持できるだけの火炎温度あるいは燃料蒸発量を保つのが困難になることが予想される。考慮すべきもう一つの要因は，ハロン1301を添加した火炎が，予燃時に比べカップ端から少し上方へ離れていることである。これにより，火炎から燃料液面への伝導あるいは対流による熱移動が抑えられる。放射の寄与の小さいエタノール火炎では，ハロン1301の添加による燃料蒸発量の顕著な減少が，他の燃料よりバーナー規模効果が大きくあらわれた一要因になっていると思われる。

Table 2 Thermal properties of the liquid fuels

Heat of vaporization* $ ^{*1} $ (kJ·mol $ ^{-1} $ )	Heat of combustion* $ ^{*2} $ (kJ·mol $ ^{-1} $ )
Ethanol n-Heptane Toluene	38.6 31.69 33.5	1367.6 4817.2 3910.2

$ ^{*1} $ at boiling point under 1 atm

$ ^{*} $ 2) at liquid state, 298.15K

### 4. まとめ

消炎濃度に及ぼすカップバーナー規模効果の原因について調べた結果，以下のことが明らかになった。

(1) 消炎付近において火炎内に流入する燃料気体の温度は，カップ径の縮小により低下する。燃料としてエタノールを用いた場合，このような火炎基部の温度場が，消炎の主要な要因になっている。

(2) 外管径とカップ径の差が減少すると，カップ周囲を通過する空気の流速が増大する。その結果，カップ周囲気流による火炎の安定化が起こり，消炎濃度は増加する。

(3) 外管径の縮小により，外管壁と火炎間の距離は短くなる。これにより，外管の蓄熱による火炎の安定化の効果が増大し，消炎濃度は増加する。

(4) カップバーナー法により測定される消火剤の消炎濃度は，火炎からの熱損失による火炎の不安定化の程度と，カップ周囲気流および装置の蓄熱による火炎の安定化への寄与の大きさとの競合を通して，バーナー規模に依存する。

## 参考文献

1) Saso, Y., Saito, N. and Iwata, Y.: Fire Technology, 29(1), 22 (1993)

2）ISO/DIS 7075-1（1988）

3) Bajpai, S. N.: J. Fire Flamm., 5, 255 (1974)

4）R. A. ストリーム：基礎燃焼学，p. 227，森北出版 (1973)

5）平野敏右：燃烧学，p.74，海文堂出版（1988）

6）日本化学会編：化学便覧基礎編，丸善（1984）
# Experimental Investigation of the Cup Burner Scale-Effect on Flame-Extinguishing Concentrations

(Abstract)

Yuko Saso, Naoshi Saito, and Yusaku Iwata

(Received May 31, 1993)

In the previous studies, we found that flame-extinguishing concentrations of fire extinguishing agents for liquid fuels were affected by a size of cup burner. But the causes had not been cleared yet.

In this study, fuel temperature near liquid surface in the cup was measured with various cup diameters when flame went out using Halon 1301 as an agent. Effects of air flow rate in the cup burner and of chimney temperature on flame-extinguishing concentration were also examined to reveal the influence of the flow and thermal conditions.

The measurements of the fuel temperature near the liquid surface at extinction suggest that the temperature of fuel vapor flowing into the flame near extinction is dependent on the scale of the burner used. It is also suggested that the thermal properties of the fuels affect the extinction mechanism. The flame-extinguishing concentration of Halon 1301 increased as air flow rate increased. When the chimney of the burner was cooled with water, the flame-extinguishing concentration decreased.

It was concluded that destabilization of the flame caused by heat loss, and stabilization of the flame caused by the air flow around the cup and by the heat accumulated in the chimney wall were the contributory factors of the cup burner scale-effect on flame-extinguishing concentrations.
# 火災感知器の性能向上に関する研究

# 一熱とCOの2素子センサーとファジー推論手法を導入したシステム

田村裕之，佐藤晃由，河関大祐，細川直史草薙繁量 $ ^{*} $ ，藤岡透 $ ^{*} $ ，渡部祥文 $ ^{*} $ ，栗尾孝 $ ^{*} $ 中西慎治 $ ^{*} $ ，下村茂樹 $ ^{*} $ ，桐畑慎司 $ ^{*} $

(平成5年5月31日受理)

住宅等の火災の早期発見を目的として，信頼性が高く比較的コストの低い火災警報システムを試作した。

従来型の煙や熱の単一素子センサーでは火災／非火災の識別には限界があり，また，3素子または4素子のセンサーでは，住宅用火災センサーとして普及するには，価格上の難点があるため，種々検討した結果，火災感知器を熱とCOの2素子で構成し，2素子センサーからの信号を基にファジー推論し，火災か非火災かの判断を行うシステムを試作した。本試作システムに対し，種々の火災実験と非火災実験を行い，性能評価を行った。その結果，本試作システムでは，発火災とくん焼火災の両方を発見でき，非火災報の発生も少ないことが確かめられた。

### 1. はじめに

火災から発生する熱や煙をとらえて，自動的に火災警報を発する自動火災報知設備は，火災による被害の軽減において重要な役割を果たしている。しかし，建物火災件数の約50％を占め，建物火災での死者数の約90％を占める一般住宅用建物には，現在のところ，この設備はほとんど設置されていない。従って，建物火災の犠牲者を大幅に減少させるには，一般住宅に広く火災感知装置を普及させることが有効と考えられる。

ところで，現在，既に「住宅用火災警報器」が市販されているが，その数は日本消防検定協会の鑑定品で年間約1万5千個にすぎず，防火対象物用等の「煙・熱感知器」の約800万個に比べ著しく少ない。また，性能面でも，過去の調査結果によると，非火災報の発生が1台当り一般感知器の約30倍もあり，改善が望まれる。さらに，感知器は一住戸に数個取り付ける場合もあり，価格はできる限り安価なことが必要である。

これまで，筆者らは，熱，煙，一酸化炭素（CO）の3素子複合型センサーと人体赤外線センサーの計4素子からなる火災感知センサーを導入した火災警報システムを試作し，主としてホテル等の大規模建物に対するシステムとして，その有効性を確認した $ ^{2-4} $ 。

しかし，4素子センサーからなる火災感知器は，従来型の熱・煙感知器に比べて，価格は比較的高くなることは避けられない。
このため，筆者らは，主に住宅用火災感知器として，なるべく安価にして，かつ上記4素子センサーからなるシステムに近い性能を有するシステムを開発することは可能か否か検討した。その結果，上述の大規模建物用のシステムと比較すれば，非火災報の発生の可能性はやや多くなるものの，従来の住宅用火災警報器に比べれば格段に性能を向上させることは可能であると予想した。その検討の結果に基づいて，ここでは，2素子からなるセンサーを導入した火災感知システムを試作した。本報では，同試作システムの概要と性能評価実験結果について報告する。

## 2 ．現状の火災感知器の問題点の検討

現在，わが国では，熱と煙と炎を検出する3種類の火災感知器が主に使われており，日本消防検定協会の検定個数では，99％以上を熱と煙感知器が占めている。しかし，現状の熱や煙の感知器は感知素子が単一であるため，熱感知器では温度上昇が少ないくん焼火災の早期検出は困難である。同様に，煙感知器では煙が少ない発火燃焼火災の早期検出は困難である。

また，現状の火災感知器では，火災と湯気などの非火災要因との識別性が脆弱であるため，非火災報が頻発する問題点がある。このため，蓄積時間方式の導入などの諸方策が図られているが，その効果には限界がある。

### 3. 最適センサーの検討

上述の単一素子火災感知器における問題点を克服するため，ここでは，くん焼及び発炎火災の両方を早期に感知でき，非火災報が少なく，かつ比較的安価な感知センサーを検討する。

### 3.1 多素子複合センサー

筆者らは，“火災性状把握システムに関する研究” $ ^{3-5)} $ において，従来型のシステムと比較して大幅に信頼性が向上した火災警報システム「火災性状把握システム」を試作した。同システムでは，熱，煙，COの各センサーと人体赤外線センサーの4つの素子の情報を用い，ファジー推論を行い，非火災報が少なく，かつ火災の状況を的確に把握することができる。

また，筆者らは，熱，光電式煙，イオン化式煙の各センサーからなる3素子火災感知器を導入した火災感知システムも試作し，非火災報の低減に有効であることを示した $ ^{6} $ 。

しかし，3または4種類のセンサーを導入したシステムは，信頼性向上には有効であるが，1または2素子のセンサーに比べて価格が上昇するため，そのまま一般住宅に対して広範な普及を図るには難がある。

### 3.2 最適な複合2素子センサーの選択

住宅用火災感知器に用いる複合センサーでは，素子数の選択によるコストの低減も検討する必要がある。種々検討の結果，ここでは，2種類のセンサーの複合化を図ることとした。

火災は，熱，煙などの粒子，COなどのガスの発生を特徴とする。サーミスター熱センサーは火災による異常高温度をとらえるのに適しており，現在，サーミスター自体の価格は極めて低い。したがって，ここでは，火災の早期検知と非火災報の低減のため，複合センサーの一つの素子としてサーミスター熱センサーを用いることとし，その他もう1種類のセンサーを検討した。

## [熱と煙の2素子複合センサー]

2素子複合センサーの一例として，熱と煙を用い，センサー出力があるしきい値を超えた場合に発報する火災感知器が既に提案されている。しかし，予備実験の結果，この2種の組合せは，非火災報の低減にはあまり効果的ではないことがわかった。なぜならば，煙感知器の主な非火災報要因であるたばこの煙，湯気，ほこりなどとくん焼火災煙との識別には，熱センサーはほとんど役割を果たさない。この場合，熱と煙の2素子感知器も煙感知器単体と変わらない火災・非火災の識別能力になった。

## [熱とCO_{2}の2素子複合センサー]

そのほか，ここでは，熱とCO₂の2つのセンサーを用いて，火災感知実験を行った。CO₂センサーは，GAZTECH社製Fire Smart Model 3110で，CO₂の波長4.3μmの赤外線吸収を利用して濃度を測定するもので，測定範囲は0～5000ppmである。

井桁状（4本／段）に組んだ12本の木材クリブ（1×2×25cm）を少量のメタノールで着火させた発炎火災の測定結果をFig.1に示す。CO₂濃度は，時間の経過とともに上昇し，数千ppm以上になっている。

一方，綿シーツ（20×20cm，8枚重ね）を電熱器（1.2kw）上で加熱くん焼させた火災の測定結果をFig.2に示す。この場合，煙濃度が25%/m以上，CO濃度が100ppm以上に上昇しても，CO₂濃度はほとんど上昇せず，CO₂の発生量は極めて少ない。
Fig. 1 Sensor outputs (flaming fire of wood cribs)

Fig. 3 Relationship between concentration of CO gas and density of smoke

た，この実験のようなくん焼火災の場合，温度上昇は非常に小さい。従って，熱とCO_{2}の2素子センサーでは，くん焼火災の早期検知は困難である。

[熱とCOの2素子複合センサー]

これまで筆者らが行ってきた研究で，燃料による差はあるものの，発炎，くん焼火災いずれの場合にも，CO₂とは違って，COはかなり（センサー検知レベル

Fig. 2 Sensor outputs (smoldering fire of cotton bed sheet)

程度以上）発生することがわかっている。このため，ここでは2素子センサーとして，熱とCOの2素子を検討した。

ここでは予備実験として，火災発生初期において，煙とCOの火災感知器への到達性について検討した。一例として，住宅火災において想定されるシーツのくん焼火災の実験結果をFig.3に示す。これによると，第1種煙感知器相当の煙濃度レベルである5％/mでのCO濃度は10～20ppmであり，ほぼ右上がりの比例関係にある。10～20ppmのCO濃度は充分感知可能なレベルであるため，くん焼火災の早期感知は可能である。

また，住宅火災における死者の多数はCOガスの吸引により生じているため，火災の監視として煙濃度の検知よりもむしろ，CO濃度の方が重要と考えられる。これらの検討の結果，本研究では，熱とCOからなる火災感知センサーを用いることとした。

### 4. 熱とCOの感知センサー

CO センサーには，酸化物半導体式センサー，光学式センサー，電気化学式センサーなど $ ^{8)} $ がある。
酸化物半導体センサーは，長期間使用でき比較的安価であるが，ガスの吸脱着を促進させるための加熱用ヒータが必要で消費電力が大きく，応答時間も遅い。また，COの他にH₂，CH₄，C₃H₈などのガスにも感応し，ガス選択性に難がある。

光学式のものは，赤外線の特定波長の吸収を利用するため，装置そのものが大きくなり，火災感知センサーとして適さない。

電気化学式センサーは，一般に応答性がよく，消費電力も小さい。このため，火災感知用センサーとして適している。また，半導体製造方法を応用して小型化も可能なため，生産量によっては将来的に低価格化も期待できる。

このような理由から，上述の「火災性状把握システム」では，COセンサーとして，電気化学式センサーが用いられた。同じ理由により，本研究のシステムでも，同じCOセンサーを用いた。

ところで，このCOセンサーは周囲温度依存性があるため，温度補償装置を内蔵している。この温度補償装置におけるサーミスター温度センサーを火災感知熱センサーとして用いることもできる。このため，本研究の2素子センサーとして，実際は，上述の「火災性状把握システム」における4素子複合センサーのうち，COセンサーの部分のみを用いればよく，これは，4素子複合センサーに比べると，結果的に相当なコスト低下になる。

### 5. システム構成とファジーメンバーシップ関数 $ ^{*} $

本システムの実験的検討は，次の構成で行った。

① サーミスター熱センサーと電気化学式COセンサー

② これらの電気信号を取り込むインターフェース部分

③その信号を解析するコンピューター

④ 信号処理ソフト

温度と CO 濃度を監視することによって火災を感知する方法は，すでにいくつか提案されており，例えば焦電型温度センサーと半導体 CO ガスセンサーを組み合わせたものがある。これでは火災の早期発見を第一に考慮しているため，しきい値を設ける方法をとっており，瞬間的な高いセンサー出力があると火災と判断してしまう。この方法では，それぞれのセンサーを単体で設置したのと同じで，火災を火災と判断しない失報を減らせるが，しきい値を越えてしまう非火災報への対策には向かない。そこで，本システムでは，判断の信頼性を上げるため，火災性状把握システム $ ^{4} $ で有効であったファジー推論処理を採用し，火災か非火災かの判断を行い，非火災報を低減させる。

本システムは，センサー出力値を以下に示す火災判断用のルール $ ^{*2} $ にあてはめ，発炎火災とくん焼火災であると推定される確率をそれぞれ算出しそれを確信度とし，確信度の高い状態が一定時間継続したときに，火災の判断結果を出力する。

本システムの入力信号の種類としては熱と CO だけなので，火災性状把握システムに用いたメンバーシップ関数とはまったく別に，新しく関数を設定した。非火災報を低減させるため，温度または CO 濃度の監視だけでなく，これらの上昇した状態の継続を監視するようにもし，湯気，たばこの煙，調理などの非火災報要因への発報を防いた。

実際にファジー推論部分に用いたメンバーシップ関数をFig. 4, Fig. 5に示す。この関数は，実験室内での火災実験によるデータや過去の非火災報発生時のアナログデータなどから，いろいろな種類の火災や非火災事象での温度上昇やCO濃度の上昇の仕方を検討して定義した。

### 5.1 発炎火災ルール

Fig. 4に設定したメンバーシップ関数を示す。なお，図中のMIN（）は（）内の最小値を取り出す関数，MAX（）は（）内の最大値を取り出す関数である。発炎火災は，種々の実験から，炎の放射エネルギーによる温度上昇変化が顕著に現れる傾向があるので，CO濃度よりも温度上昇に特徴を持たせたルール1を設定した。また，液体燃料の発火災などでは，CO濃度がほとんど上がらないこともあるため，温度
Rule 1

Pff 1 = MIN ( fond, f co )

Probability of flaming fire = MAX (Pff 1, Pff 2)

Fig. 4 Membership functions for flaming fires
Psf 1 = MIN (fond, fco)

Fig. 5 Membership functions for smoldering fires
上昇だけで判断するルール2も設定した。

ルール1では，温度上昇が初期温度に対して15度以上あり，CO濃度が7 ppm以上ならばそれは発炎火災と判断する。温度上昇で求められる $ f_{ond} $ の値とCO濃度で求められる $ f_{co} $ の値を比較し，小さい方をこのルール1の関数で求められた発炎火災の確率として確信度1とし， $ P_{ff} $ と表す。

ルール2は，30度以上の温度上昇の状態がどれだけの時間継続しているかによって，発炎火災の確信度が上がる。継続時間によって $ f_{t-ond} $ の値を求めこの値を発炎火災の確信度2とし， $ P_{tf2} $ と表す。このルールは，突発的な高温気流の流入による非火災報の防止とCO発生が少ないがための失報を防止するために設けた関数である。

発炎火災の確信度として，ルール1とルール2から

求まった確信度 $ P_{fl} $ と $ P_{fl2} $ の大きいほうを採用する。

そして，発炎火災の確信度の値が

0.9以上で6秒以上継続の時，または

0.8以上で9秒以上継続の時，または

0.7以上で12秒以上継続の時に発炎火災の判断を出力

する。

5.2 くん焼火災ルール

Fig. 5に設定したメンバーシップ関数を示す。種々の実験からくん焼火災の場合，温度上昇はあまりなくCOが多く発生する傾向があるので，温度上昇よりもCO濃度上昇が大きいという特徴を持たせたルール1を設定した。また，センサーから離れた場所でのくん焼では温度上昇がほとんどみられない場合があるため，CO濃度だけで判断するルール2も設定した。

ルール1では，温度上昇が2.5度以上で，CO濃度が10ppm以上のときはくん焼火災と判断する。温度上昇で求められる $ f_{ond} $ の値とCO濃度で求められる $ f_{co} $ の値を比較し，小さい方をこのルール1の関数で求められたくん焼火災の確率として確信度1とし， $ P_{sf1} $ と表す。

ルール2は，CO濃度が20ppm以上の状態がどれだけの時間継続しているかによって，くん焼火災の確信度が上がる。このときのくん焼火災の確信度2を $ P_{sf2} $ とする。

くん焼火災の確信度として，ルール1とルール2から求まった確信度 $ P_{sf1} $ と $ P_{sf2} $ の大きいほうを採用する。そして，くん焼火災の確信度の値が

0.9以上で6秒以上継続。または

0.8以上で9秒以上継続。または

0.7以上で12秒以上継続する時，

くん焼火災と判断する。

くん焼火災のルールは，非火災報を低減させるため，たばこの煙とくん焼火災を見分けられるようにした。どのようなたばこの煙で非火災報が発生するか調べた実験である置きたばこの実験では，置きたばこ10本でも直上のセンサーしか煙濃度が発報レベルに達しない。また，たばこの煙による非火災報発生時の時系列データ $ ^{2)} $ を検討すると，煙濃度が突発的に大きくなっており，たばこの煙のふきつけか，なんらかの気流で濃い煙が感知器に流入したものである。そこでくん焼火災のルール2を設け，高濃度の状態が短時間だけ現れるのは，火災ではないと推論し，非火災報を防ぐようにした。

### 6. 性能評価実験方法

本システムに対し火災実験と非火災実験を試み，どのように判断するかを確認した。火災実験としては，ISO案のTest Fire $ ^{10} $ を参考にした発炎火災とシーツのくん焼火災の実験を行った。また，非火災実験は，過去の調査結果 $ ^{2} $ から非火災報の原因として調理に伴う湯気や煙，浴室からの湯気やたばこの煙が多いので，これらの現象を考慮した実験を行った。

実験を行った部屋の大きさは4.45×4.45×2.45(H)mである。ISO案では実験室の大きさが約6×9×4(H)mで、部屋中央の床で燃焼させ、感知器は天井中央から3m離れた位置に取り付けることになっている。今回の実験室はISO案に比べ小さいことから燃料の量とセンサー位置を調節した。センサーは部屋の角から部屋中心に向かって1.5m離れた位置の天井面に取り付けた。

(Test 1) 木材クリブの発炎火災

実験室中央の床に置いた木材クリブ（1本25×2×1cmを18本）に，少量のメタノールで着火した。

(Test 2) メタノールの発炎火災

実験室中央の床に置いた鉄皿（20×20×4 cm）にメタノール（300cc）を入れ着火した。

(Test 3) 綿シーツのくん焼火災

実験室中央の床に電熱器（1.2kW）を置きその上に鉄皿（20×20×2cm）をかぶせ綿のシーツ（50×40cmのシーツを15cm四方の大きさに折った。）をのせ，くん焼させた。
Fig. 6 Sensor signals (Test 1)

Fig. 7 Sensor signals (Test 2)

Fig. 8 Sensor signals (Test 3)

## (Test 4) たばこの煙の吹きつけ

家庭用灯油ポンプの吸い込み口にたばこ1本を取り付けこれをセンサー直下1mのところに用意し，吹き出し口をセンサーに向けて煙を3から10回吐き出した。

## (Test 5) ほこりの吹きつけ

手動式の散扮散粒器でセンサー直下1mのところから，試験用ダスト5種を3秒に1回の割で，天井に届く強さで吹き上げた。

## (Test 6) 湯気の吹き上げ

センサ-直下から1m離れた床にホットプレート（1.2kW）を置き充分あたためた後，水（100cc）を注ぎ湯気を発生させた。

## (Test 7) 調理の煙

換気扇を回しながら，LPGのカセットコンロ式のロースターで焼肉を行った。

## (Test 8) ガスストーブ

部屋中央の床上で熱量3 kcal/hのガスストーブを点火した。

### 7. 実験結果及び考察

ここでは，温度とCOセンサー出力に併せて，煙感知器単一の場合の非火災報及び火災感知状況を示すため，煙感知器のセンサー出力も測定した。

## (Test 1) 木材クリブの発炎火災

センサーの出力変化をFig.6に示す。最初は着火材のメタノールが燃焼し，温度が上昇しはじめ，木材が燃え始めると，CO濃度も上昇し，45秒後に，温度上昇とCO濃度の両者の情報から発炎火災ルール1によって〈火災〉と判断した。

## (Test 2) メタノールの発火災

実験中のセンサーの出力変化をFig.7に示す。温度は徐々に上昇し最高で62度に，CO濃度は最高で6.4ppmになった。液体燃料の場合にはCOがあまり発生しないため，このシステムは発炎火災のルール2により，〈火災〉であると判断した。

## (Test 3) 綿シーツのくん焼火災

実験中のセンサーの出力変化をFig. 8に示す。CO濃度はゆっくりと上昇し，最高で70ppmになり，温度上昇は1度ほどであった。温度上昇がほとんどないため，くん焼火災のルール2により〈火災〉であると判断した。くん焼でも温度上昇を伴う場合には，くん焼火災のルール1によって〈火災〉の判断を出力する。(Test4)たばこの煙の吹きつけ
Fig. 9 Sensor signals (Test 4)

Fig. 10 Sensor signals (Test 5)

Fig. 11 Sensor signals (Test 6)

実験中のセンサーの出力変化をFig.9に示す。温度変化はほとんどなく，CO濃度は吹きつけたときに数十から100ppm以上の濃度を示す。しかし，CO濃度はグラフからもわかるように十数秒程度で定常に近い値を示すようになる。この特徴があるため，〈火災〉という判断は下さない。

しかしながら，意図的に長時間たばこの煙をふきつけた場合には，CO濃度はかなり高くなり，くん焼火災の場合のCO濃度と区別できず，推論の結果，結局〈火災〉と判断した。

## (Test 5) ほこりの吹きつけ

実験中のセンサーの出力変化をFig. 10に示す。ほこりを吹きつけた場合には，温度上昇もCO濃度の上昇も認められず，非火災報を発生することはない。

## (Test 6) 湯気の吹き上げ

実験中のセンサーの出力変化をFig. 11に示す。温度は湯気を発生させた時に7度ほどの上昇があったが，CO濃度はほとんど上昇しなかった。このため非火災報は発生しなかった。

## (Test 7) 調理の煙

実験中のセンサーの出力変化をFig. 12に示す。台所における通常の煮炊きは湯気の発生が主であり，Test 6のように湯気では非火災報は発生しない。焼肉などは換気扇から離れたテーブルなどで行われるが，換気を行った場合のCOの濃度は約10～20ppmで変動しており，くん焼火災ルール2の〈継続して30秒間20ppmの濃度を越える〉ことはなかった。

換気を行わない場合，焼肉による室内のCO濃度は70ppm以上になり，非火災報を発生した。

## (Test 8) ガスストーブ

実験中のセンサーの出力変化をFig. 13に示す。温度上昇は約20度でCO濃度は5 ppm以下であったため，どの火災ルールにも該当せず非火災報は発生しなかった。

これらの実験結果を基に，ここで試作した2素子センサーによるシステムの性能を，従来型の熱または煙感知器と4素子センサーによるシステムの性能と比較する。

## [従来型熱感知器との比較]

従来型熱感知器は一般に比較的非火災報が少なく，Test 7のような温度上昇でも非火災報は発生しなかったが，くん焼火災の感知には難があり，上記の実験のTest 3の感知はできなかった。これに対して，本試作
Fig. 12 Sensor signals (Test 7)

Fig. 13 Sensor signals (Test 8)

システムでは，Test 7に対する非火災報の発生もなく，早期にTest 3の火災を感知することもできた。

## [従来型煙感知器との比較]

従来型煙感知器を用いた場合，Test 2のような発炎火災に対する早期な火災感知はできなかった。また，Test 4, 5, 6, 7の場合，警報レベルと蓄積時間の設定の仕方によっては，非火災報を発生した。

これに対して，本試作システムではTest 1,2に対して，早期に火災を感知することができ，またTest 4,5,6,7の場合，ほこりや湯気はCOを含まないため，非火災報を発生しなかった。タバコや調理の煙の場合，薄い煙や濃い一過性の煙の場合，非火災報は発生しなかったが，かなり長時間濃い煙が滞留する異常な場合には，非火災報が発生した。

[4 素子型火災感知システムとの比較]

(1) Test 4,7の実験のように，タバコの煙を長時間意図的に感知器に吹き付けた場合や室内で換気を行わないで焼肉などを行い，濃いCO濃度の状態が継続する場合，感知器直下付近に人がいるか否か把握する人体赤外線センサーの情報がないと，タバコの煙とくん焼火災との区別は困難である。このため，人体赤外線センサーを含む4素子型火災感知システムに対し，人体赤外線センサーを含まない2素子型火災感知システムでは，このような場合，非火災報を発生する。

しかしながら、タバコや焼肉の煙に含まれる濃いCOガスが長時間継続して充満している状態はかなり異常な状態であり、警告を発生しても、あるいはやむを得ないとも考えられる。

(2) 本研究で行った発炎およびくん焼火災実験の場合，時間的に遅い早いの差はあるが，いずれも10 ppm以上のCOガスが発生したが，燃焼物質によっては，煙の発生に比べて，COの発生が少ないかまたはほとんど発生しない場合も考えられる。このような場合，煙センサーを有する4素子型システムに比べて，2素子型システムでは，火災の感知が大幅に遅れることも考えられる。

しかしながら，煙が発生していても，温度の上昇が少なく，CO濃度も少ない場合は，比較的危険性上昇の度合は少ないとも考えられる。また，くん焼火災といえども火災の進展に伴って，熱分解に伴って次第に室内温度は上昇してくることが予想されるため，時間的遅延の問題はあるが，熱センサーを有する2素子型システムが火災の感知自体を失敗することはない。

### 8. まとめ

現在，住宅用火災警報器が極めて低い普及にとどまっている現状から，広範な普及をめざし，主に非火災報の低減などの性能面の改善を図るため，高信頼性を有しかつ比較的低廉なシステムを開発することを目的とする研究を行った。

従来型の煙や熱の単一センサーでは火災／非火災の識別には限界があり，また，3素子または4素子のセンサーでは，住宅用火災センサーとして普及するには，価格上の難点がある。このような難点を解決するため，種々検討した結果，熱とCOの2素子で構成するシステムを試作し，これらの2つの情報を基にファ