Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
# 管状火炎バーナーによる液体燃料一消火剤 一空気混合気の燃焼範囲の測定

廖 赤虹、斎藤 直、佐宗祐子、尾川義雄

(平成8年5月30日受理)

管状火炎バーナーによる燃焼限界の測定方法は，気体燃料に対しては迅速に再現性よく測定できる優れた方法である。

本研究は，この管状火炎バーナーによる燃焼範囲の測定方法を液体燃料に拡張するために，管状火炎バーナー装置に液体燃料蒸発装置を加え，n一ヘプタンまたはエタノール一空気混合気に窒素および二酸化炭素を添加した場合の燃焼範囲を測定した。その結果以下のことが明らかとなった。

1）気体燃料の場合と同様，管状火炎バーナー法が液体燃料に対しても簡単に再現性よく燃焼範囲を測定することができた。また，それは爆発容器法による文献値より大きい燃焼範囲すなわち安全側の燃焼範囲を与える。

2）ヘプタン火炎に対しては，バーナーを垂直方向に設置した場合，消炎時の火炎形状は主にルイス数に左右されるが，バーナーを水平方向に設置された場合，火炎形状は選択拡散と浮力の両者の影響を受ける。ヘプタン混合気火炎のピーク付近で観測された二重限界もその影響によるものと考えられた。

### 1. まえがき

燃焼限界は燃焼研究上の基本的問題の一つであり、また、そのデータは爆発事故防止など安全工学上重要な指標とされている。

気体燃料および液体燃料の燃焼限界は，主に爆発ビュレットに代表される爆発容器を用いた火炎伝播法により測定されてきた¹。しかし，燃焼限界は絶対的なものではなく，測定時の燃焼条件に左右されることが知られている²。爆発容器法は測定操作が繁雑な上，測定条件と測定される燃焼限界との関係が必ずしも明らかではないため限界の解釈が難しく，測定されたデータは相対的な意味しか持たないとされている²³。

一方，管状火炎バーナー法は，爆発容器法に比べ操作が簡単で迅速に測定でき，可燃，不燃の判定を明確にできる利点があり，気体燃料に対しては迅速に再現性よく測定できる方法であることを報告してきた $ ^{4} $ 。また，管状火炎バーナー法は測定結果に影響する要因が相対的に少なく，かつ，制御しやすいので，条件の明らかな燃焼限界の測定ができる $ ^{4} $ 。

われわれは，測定条件の明確な燃焼限界データを提供すること，およびハロン代替新消火剤の性能を評価することを目的とし，すでに管状火炎バーナーによる希釈剤，または消火剤添加の気体燃料－空気混合気の燃焼範囲を測定し報告した $ ^{5.6} $ 。

今回はこの管状火炎バーナーによる燃焼範囲の測定方法を液体燃料に拡張するために，管状火炎バーナー装置に液体燃料蒸発装置を加え，n一ヘプタンまたはエタノール一空気混合気に窒素および二酸化炭素を添加した場合の燃焼範囲を測定した。その結果に基づき文献値との比較，消炎時の火炎挙動と選択拡散などの影響について考察したので報告する。
Fig.1 Schematic diagram of liquid fuel vaporizer system

### 2. 実験装置と実験方法

液体燃料供給装置を加えた管状火炎バーナー装置によって燃焼限界の測定を行った。実験に用いた管状火炎バーナー装置は気体燃料の測定に使用したものと同じで、多孔質円筒は、長さ80mm、内径30mm、厚さ5mmで、平均粒径5μmの黄銅製小球を焼き固め作られたものである $ ^{4)} $ 。

燃料供給装置は斎藤 $ ^{7)} $ が液体消火剤を気化するために用いた装置を改良したものである。Fig.1に示したように，燃料容器からチューブポンプによって所定の流量で液体燃料を送り出し，5mLの注射器の外筒と注射針を利用して作った安定器を通して脈動を除き，液体燃料の流れを平滑化する。その後，液体燃料は，燃料の沸点以上に加熱されたベーパーライザーに入りガス化され，空気と混合される。燃料容器中の燃料の重量を電子天秤で測定し，データをパーソナルコンピューターで処理し毎分の供給量に変換した。

空気は，ドライヤー付きのコンプレッサーから，窒素，二酸化炭素は市販の高压ボンベから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。液体燃料には市販の特級試薬のn一ヘプタンとエタノールを使用した。

液体燃料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。液体燃料一空気混合気について，ガスクロマトグラフでは液体燃料濃度の調製精度を，赤外分光光度計では液体燃料濃度の時間変化の様子を調べた。

実験は25℃と大気圧の条件で行われた。混合気の吹き出し速度は，気体燃料の測定に再現性よくかつ安全側のデータが得られた5cm/sに設定した。また，燃焼限界を測定する時，主にバーナーを水平方向に設置して行ったが，バーナーの設置方向が燃焼限界および火炎の挙動に及ぼす影響を調べるために，n一へプタン蒸気一窒素一空気混合気についてはバーナーを垂直方向に設置した測定も行った。

### 3. 結果と考察

### 3.1 液体燃料供給装置の性能

Fig.2は液体燃料供給装置で調整したヘプタン一空気混合気の濃度をガスクロマトグラフで測定した値と，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ヘプタン濃度を比較したグラフである。両者は測定範囲内で相対誤差2％以内で一致している。

同じ装置で調製したヘプタン一空気混合気を光路長10cmの赤外ガスセルに通して，分光光度計で波数1462cm $ ^{-1} $ における透過率の時間変化を測定した。Fig.3(a)にチューブポンプのダイヤル設定に対する赤外透過度の変化を示した。使用範囲内では調製濃度にリップルは見えず，設定濃度で一定となることを確認した。Fig.3(b)透過度とn一ヘプタンの供給量から計算される濃度との関係を示したもので，両者によい比例関係が成立している。

これらの結果は，燃焼範囲の測定に利用した燃料の供給範囲で，液体燃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された濃度に一致し，濃度の安定した燃料一空気混合気に調製されていることを示している。

Fig.2 Relation between observed and calculated concentrations of heptane vapor in mixture

Stability of IR transmission with time

Fig.3(a) Stability of IR transmission with time
Fig.3(b) Liner relation between absorbance and concentration of heptane vapor in mixture

### 3.2 ヘプタン蒸気ー窒素ー空気混合気の燃焼範囲

バーナーを水平と垂直方向に設置し、ヘプタン蒸気一空気混合気に窒素を添加したとき得られた燃焼範囲をFig.4に示した。●は水平方向のデータで、△は

Fig.4 Flammability limits of heptane vapor in mixtures of air and nitrogen ● and △: Tubular flame data by this work; ---: Explosion vessel data by Zabetakis $ ^{8} $ ; ■: Explosion vessel data by NFPA $ ^{9} $

垂直方向のデータである。また，図中に点線で示した燃焼範囲は高級炭化水素燃料（ $ C_{n}H_{2n+2},n\geq5 $ ）に対するZabetakisの推定値である $ ^{8} $ 。

窒素を添加しないときの下限界はバーナーのいずれの設置方向とも1.1％で，■で示したNFPAデータ $ ^{9)} $ と一致しているが，25℃の時のヘプタンの飽和蒸気圧の制限があるため，燃料濃度が5％より大きい領域では，上限界の測定をしなかった。

燃焼範囲全体からみると，気体燃料の時と同じく，バーナーが水平方向に設置される場合は垂直の時より広い燃焼範囲と大きいピーク濃度を与える。燃料の希薄側では，バーナーの設置方向に関係なくほとんど同じ測定値が得られた。それに対し，燃料の過濃側ではバーナーの設置方向によって消炎時の燃料濃度が違い，水平に設置したときの消炎時の濃度が垂直の時より0.5％大きくなる場合もあった。これは気体燃料のときと同様に，流れ場および火炎構造の安定化によるものと見られる。ただし，バーナーの設置方向にかかわらず，本実験はZabetakisの推定値より大きい燃焼範囲を与えた。

気体燃料の場合と異なり，今回はFig.4に示したようにバーナーが水平方向に設置されたとき，ピーク付近で窒素濃度に対する二重の限界が観測された。その原因について3.5節に考察する。

Fig.5 Flammability limits of heptane vapor in mixtures air and carbon dioxide ●: Tubular flame data by this work; ---: Explosion vessel data by Zabetakis $ ^{8} $ ; ■: Explosion vessel data by NFPA $ ^{9} $
### 3.3 ヘプタン蒸気－二酸化炭素－空気混合気の燃焼籠囲

Fig.5にバーナーを水平方向に設置し，混合気の吹き出し速度を5cm/sとして測定されたヘプタン蒸気－二氧化碳素－空気混合気の燃焼範囲を示した。比較するために，■で示したNFPAデータ⁹と点線で表したZabetakisの推定値⁸もいっしょにプロットした。管状火炎バーナーにより測定された二氧化碳素のピーク濃度は37%で，Zabetakisの測定値より大きかった。Table1に我々の管状火炎バーナーで測定したメタン，エタン，プロパン，ブタン，ヘプタン－空気混合気に二酸化炭素又は窒素を添加したときのピーク濃度を示した。メタン，エタンを除いて，二酸化炭素添加の時のピーク濃度は約37%で，窒素添加の時のピーク濃度は約50%である。爆発容器法の場合，同じ条件でのそれらの値はそれぞれ28%と42%であり⁸，管状火炎バーナー法より約9%程小さかった。すなわち，液体燃料の場合でも，管状火炎バーナーによる測定方法はより安全側のデータを提供することができる。

また，二酸化炭素を添加する場合には，窒素を添加するときのようなはっきりした二重限界が現れていなかったが，ピーク付近では測定されたデータが気体燃料のときほどスムーズに並ばず，団子状に固まってるように見える。しかし，これはばらつきによるものではなく，同一条件では再現性を持っている。そのため，窒素を添加するときと同じく，実験の誤差や流体の乱れなど以外に原因があると考えられる。

### 3.4 エタノール蒸気—窒素—空気混合気の燃焼範囲

Fig.6にバーナーを水平方向に設置し，吹き出し速度を5 cm/sとして測定されたエタノール蒸気一窒素一空気混合気の燃焼範囲を示した。ヘプタンの時と同様に，室温での飽和蒸気圧の制限で，上限界の測定はピーク付近に限られている。測定されたピーク濃度は52.3%であり，44.5%であるZebetakisのデータより8％大きかったが $ ^{8)} $ ，測定された下限界は3.6%で，NFPAデータ $ ^{9)} $ の3.3%より0.3%狭くなった。これはいままで管状火炎バーナーにより測定されたデータの傾向と異なっている。その原因についてさらに検討する必要がある。

### 3.5 ヘプタン蒸気－窒素－空気混合気火炎の消炎時の挙動

Table1 Peak Concentration of Inert Gases for Hydrocarbon Fuels

Inert	Fuel
(%)	Methane	Ethane	Propane	n-Butane	n-Heptane
$ CO_{2} $	29.6	39.7	36.9	37.1	37.0
$ N_{2} $	41.7	51.6	49.4	48.6	50.9

Mixture injection velocity : 5cm/s,

Burner setting direction: Horizontal

3.2節に述べた二重限界の原因を調べるため，測定された限界と消炎時の火炎の挙動との関係を考察した。

Fig.7にバーナーを垂直方向に設置した場合のヘプタン蒸気－窒素－空気混合気火炎の消炎のパターンを示した。希薄混合気では，Fig.7の(a)，(b)，(c)に示したように，火炎はバーナー表面に回転しながら消炎するのが基本パターンであるが，消炎するときの火炎の直径は窒素添加量の増大につれやや小さくなる傾向がある。過濃混合気では，Fig.7の(e)のように，燃料の濃度の増大に連れ，火炎は直径の大きい花模様から細い円筒状に変化したのち消炎する。これらのパターンはプロパン混合気火炎と同じである。また，ピークのあたりでは，窒素添加量の増大につれ，火炎は花模様から円筒状火炎に変化し上限界側と同じ消炎パターンを示したが，消炎時の火炎の直径は上限界のときよ

Fig.6 Flammability limits of ethanol vapor in mixtures air and nitrogen

☐: Tubular flame data by this work;

●and○:Explosion vessel data by Zabetakis $ ^{8)} $
り大きい。これらの挙動は化学量論比φ=1のラインを境にして分かれ、選択拡散の効果によるものである $ ^{10)} $ 。

Fig.8にバーナーを水平方向に設置した場合の消炎時の火炎挙動を示した。燃料希薄の混合気については、火炎は燃料濃度の減少につれ，Fig.8(b)に示したように火炎の上部が先に管壁から消え，その後火炎全体が管壁から離れて下向きの凸状火炎となり，最後に上に浮かびほぼ水平の1枚の火炎となって消炎する。ただし，Fig.8(a)に示したように希釈剤を添加しない下限界では，火炎はバーナーの表面に振動しながら消炎する。

それに対し，燃料過濃の混合気については，Fig.8(c)，(d)に示したように，燃料濃度の増大に連れ，火炎の下部がさきに浮かび上がり，下部の真ん中から消え，さらに火炎の全体が管壁から離れ，希釈剤の添加量によって2つの管状火炎か，あるいは1つの上向きの凸状火炎となって消炎する。

バーナーが水平に設置されたときのこれらの火炎の挙動は選択拡散効果に浮力の影響を加えた結果である。Fig.9にヘプタン蒸気－窒素－空気混合気の燃焼限界における混合気不足成分のルイス数Le= $ \kappa/D $ を示した。ここに， $ \kappa $ は熱拡散係数，Dは物質拡散係数である。

燃料希薄混合気火炎については，ルイス数が約2.94で，1より大きい。すなわち物質拡散より熱の拡散が強い。この場合，未燃混合気側に対する凹火炎としては，熱の発散が少ないため燃焼が強められ，火炎が未燃側へ前進する。また，未燃混合気側に対する凸火炎は，熱の発散が多いため燃焼が弱められ，火炎が未燃側から後退する。つまり火炎が自身の曲率を減少する方向に働き，消炎時の火炎の直径が小さくならないの

Fig.7 Appearance of various heptane vapor flames close to extinction when the burner is set up vertically
である $ ^{[11]} $ 。Fig.10(a)にバーナーを水平方向に設置したときにヘプタン希薄混合気火炎が受けた力を示した。下部の火炎にとって，混合気の吹き出す方向は浮力の方向と基本的に一致するので，火炎の円周方向に特に伸張の力が加わらない。それに対し，上部の火炎にとって，混合気の吹き出す方向と浮力の方向が反対であるので，浮力と吹き出した混合気の両方の作用により火炎の上部が円周方向の伸張を受けて，消えやすくなるわけである。従って，火炎が上部から消えていく。

燃料過濃混合気火炎については，ルイス数が0.88～0.99であり，1より小さい。すなわち物質拡散が熱の拡散より優勢を占める。この場合，未燃混合気側に対する凹火炎は，物質拡散による火炎への不足成分の集中が少ないため燃焼が弱められ，火炎がさらに未燃側から後退する。それに対し，未燃混合気側に対する凸火炎としては，火炎への不足成分の集中が多いため燃焼が強められ，火炎がさらに未燃側へ前進する。つまり火炎が自身の曲率を増大する方向に働き，消炎時の火炎の直径が小さくなるのである $ ^{[11]} $ 。Fig.10(b)に燃料過濃混合気火炎の受けた力を示した。下部の火炎にとって混合気の吹き出す方向と浮力の方向は火炎の安定方向と一致するので，火炎のほかの部分より未燃側から後退しやすい。そのため，火炎の下部がさきに浮かび上がる。浮かび上がった部分の火炎は曲率が小さくなったため弱められて，さらに後退する。最終的にFig.8(c)，(d)に示したように，希釈剤の添加量によって2つの管状火炎に分かれて消炎するか，あるいは1つの上向きの凸状火炎となって消炎する。

また、バーナーの水平方向での測定に現れてきたピーク付近の2つの限界は消炎時の火炎の形に関係している。ヘプタンの流量を一定に保ち、窒素の添加量を48.5%から徐々に増やしていくと、火炎は窒素濃度が

Fig.8 Appearance of various heptane vapor flames close to extinction when the burner is set up horizontally
Fig.9 Lewis number of the deficient species of heptane vapor mixture at the flammability limits

約49%のところでFig.8(e)のような2つの管状火炎の形で消炎する。しかし，窒素の添加濃度を48.5%から一気に49.5%まで増やしていくと，分かれた2つの管状火炎が再びつながって，Fig.8(c)のような1つの上向きの凸状火炎となり，窒素添加濃度の約51%のところで消炎する。

これは混合気組成の割合の変化によって火炎の形状が変わり、それがまた流れ場および選択拡散の両方から火炎に影響を及ぼし、よって2つの異なる限界が観測されたものと考えられる。また、二酸化炭素を添加した混合気の場合について、詳しく調べていないが、同じ現象であると推測している。

### 4. まとめ

ベーパライザーと管状火炎装置を用いることによって，窒素または二酸化炭素を添加した液体燃料のn-ヘプタンとエタノール-空気混合気の燃焼範囲を簡単にかつ再現性よく測定できた。管状火炎バーナーによる燃焼範囲の測定は液体燃料にも拡張できることが確認された。気体燃料に比べ，液体燃料蒸気混合気火炎が消えやすく，ゆっくりした操作が必要とされるため測定にかかる時間は気体燃料の場合より長くなる。

本研究で測定したヘプタン蒸気－空気混合気の燃焼下限界は1.1％で，NFPAのデ－タと一致しているが，窒素または二酸化炭素を添加したときのピ－ク濃度は

Fig.10 Various force act on the flame when the burner is set up horizontally

それぞれ51％と37％で，Zabetakisの推定値よりそれぞれ約9％大きかった。一方，エタノールの場合には測定された下限界は3.6％で，NFPAのデータより0.3％狭く測定された。その原因は不明で，今後検討されなければならない。また，窒素を添加したエタノール混合気のピーク濃度は52.3％である。

ヘプタン蒸気混合気火炎の消炎時の挙動は，選択拡散と火炎の浮力などに左右される。バーナーが垂直に設置された場合，ルイス数が1より小さいとき，消炎時の火炎が細いチューブ状になって消えるが，ルイス数が1より大きいとき，火炎が大きい直径を保ったまで消える。また，バーナーが水平方向に設置された場合，ルイス数が1より大きいとき，火炎が上部から消えていくが，ルイス数が1より小さいとき，火炎が下部から消えていく。一方，ピークの付近では，二重限界が観測され，それらは消炎時の火炎の形状に関係しているが，その火炎形状が形成される具体的なメカニズムはまだわからない。それらの解明は今後の課題である。

本研究は新技術事業団の「科学技術特別研究員制度」により実施したものである。この内容の一部は第32回
燃焼シンポジウムに発表した $ ^{12)} $ 。

## 参考文献

1) Coward, H. F. and Jones, G. W.: "Limits of Flammability of Gases and Vapors," Bureau of Mines Bulletin 503 (1952)

2 ) Notarianni, K. A.: Preliminary Screening Procedures and Criteria for Replacements for Halons 1211 and 1301 (R. G. Gann, Ed.), NIST Technical Note 1278, p.41 (1990)

3）疋田強，秋田一雄：燃焼概論，p.26，コロナ社(1971)

4）廖赤虹，斎藤直，岩田雄策：「管状火炎バーナーによるピーク濃度の測定」消防研究所報告，No.76, p.33 (1993)

5) Saito, N., Saso, Y., Liao, C., Ogawa, Y., and Inoue, Y.: "Halon Replacements: Technology and Science," (Miziolek, A. W. and Tsang, W., Editors), ACS Symposium Series 611, p.243, Washington (1995)

6) Liao, C., Saito, N., Saso, Y., and Ogawa, Y.: "Flammability Limits of Combustible Gases and Vapors Measured by Tubular Flame Method," Fire Safety J., (in press).

7）斎藤直，佐宗祐子，岩田雄策：「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」消防研究所報告，No.74, p.9 (1992)

8) M. G. Zabetakis: "Flammability Characteristics of Combustible Gases and Vapors," Bureau of Mines Bulletin 627, (1965)

9) Natl. Fire Protect. Assoc., "Natl. Fire Codes", 12, 325 M (1980)

10) Ishizuka, S.: "Determination of flammability limits using a tubular flame geometry," J. Loss Prev. Process Ind., 4, 185 (1991)

11）河村長司：「伸張を受けかつ曲率を持つ予混合層流火炎」，燃焼研究，No.93, p.3 (1993)

12) 廖赤虹，斎藤直，佐宗祐子，尾川義雄：「管状火炎バーナーによる液体燃料一消火剤一空気混合気の燃焼範囲の測定」，第32回燃焼シンポジウム前刷集，p.597 (1994)
# Measurement of Flammability Limits of Liquid Fuel Mixture using a Tubular Flame Burner

(Abstract)

Liao Chihong, Naoshi Saito, Yuko Saso and Yoshio Ogawa

(Received May 30, 1996)

Tubular flame burner method has been employed as a new test method on flammability limits, and the repeatable and reliable flammability limits are measured for the gaseous fuel.

In this paper, to expand this method in measuring flammability limits of liquid fuel, we used tubular flame burner system with a liquid fuel vaporizer, and measured flammability limits of n-heptane or ethanol in mixtures of air and nitrogen, and of air and carbon dioxide.

As the results, the following were found.

1) Flammability limits of the liquid fuel mixture can be measured simply and quickly by tubular flame burner method as a case for gaseous fuel, and wider flammable regions were obtained than by explosion vessel method.

2) For n-heptane mixture flame, when the burner is set up vertically, the flame geometry at the extinction was effected mainly by Lewis number, and when the burner is set horizontally, that was effected by both of preferential diffusion and buoyancy. Double limits observed in near the peak of nitrogen concentration is due to the effects of preferential diffusion and buoyancy.
# 縮小モデルによる2個の音源からの 放送音声の明瞭度

稻垣 實、松原 美之

(平成8年5月31日受理)

複数のスピーカーからの音波の競合による音声明瞭度の低下の防止に関する実験を縮小モデルによって行なった。明瞭度はスピーカーの指向特性が周波数によらず一定と仮定し簡略化したSTI法を用いた。実験は近似的に無響室とみなされる室内で2個の小型スピーカーから縮小率に応じた短波長のSTI測定用音波を放送して行ない。広帯域マイクで集録した信号波形はAD・DA変換のサンプリング周波数の差によって音声帯域の信号に周波数変換して分析しSTI値を求めた。その結果、音声波形のエンベロープを揃える放送方式は従来の放送方式に比べて約20%高いSTI値を示し明瞭度が改善された。

### 1. はじめに

屋外防災スピーカー・システム（屋外拡声式同報設備）は複数のスピーカーから同時に放送された音波が競合することにより聴取障害をおこすことが知られている $ ^{1} $ 。筆者等は複数のスピーカーから放送された音波を聴取地域に同時に到着させることにより音声波形のエンベロープの崩れを防ぐことが出来るという考えに基づき，音波の競合によって生じる聴取障害を原理的に解消する放送方法（時間差放送）を提唱した $ ^{2} $ 。更に，数値計算による放送音声の伝播シミュレーションを行い，従来の放送方法は音声競合による明瞭度の低下のために聴取困難な地域ができることを示し，時間差放送はノイズ環境下においても従来の放送方法よりも明瞭度の高い放送を行える可能性を示した $ ^{3} $ 。

本報では実際の音波を使って放送した場合の時間差放送と従来の放送方法の明瞭度の差異を知るために行なった縮小スケールの実験について報告する。

### 2. 縮小モデルと音響測定

音楽用ホール等の設計段階でその残響特性を予測するために縮小模型を用いて測定を行なうことがある $ ^{1)} $ 。この場合，模型の縮小率に応じて短波長の試験用の音波を用いることによって完成時のホールと音響的に同じ現象を縮小模型のホール内でおこすことが可能となる。即ち，模型の縮小率と音波の波長の短縮率を等しくすることによって相似則が成立する。屋外防災スピーカーの実験も上記の方法に則って行なう。また縮小モデルを用いて屋内で実験を行なうことにより，STI値の測定に必要な長時間の試験用音波の放送が可能になり環境ノイズの影響も軽減出来る。尚，ホール等の残響特性を測定する場合は試験用のパルス状音波の残響強度を記録するだけで良いが，本報の屋外防災スピーカーの場合のように縮小模型で明瞭度を測定するには音波の波形を一定時間記録する必要がある。

### 3. 明瞭度

明瞭度を示す方法として客観的指標であるSTI法を用いる $ ^{5)} $ 、 $ ^{6)} $ 、 $ ^{7)} $ 。STI法では源信号としてランダムに発生する音声周波数帯全域を含む信号（ホワイト・ノイズ）をバンドパス・フィルタによって7つのオクターブ・バンドに分け、これを0.6Hzから12.6Hzの14種類の正弦波で100%振幅変調した98種類のランダムに変化する信号を用いる。一地点のSTI値を求めるために
これら全ての信号に対する変調率の変化を知ることが必要となる。一方，屋外防災スピーカーの性能を評価するには聴取区域を面的におさえるために多数の点の明瞭度の測定が必要となる。このため本報ではSTI値を求める方法の簡略化を図りスピーカーの指向特性が周波数によって変化しないとして一つのオクターブ・バンドの14種類の信号によってSTI値を求めた $ ^{2)} $ 。

### 4. 縮小モデルにおけるSTIの測定系

STIの測定系をFig.1に示す。ホワイトノイズを振幅変調した信号波はノイズ・ジェネレイタ，AM変調器等によって作る。これらの機器は音声周波数帯を縮小率の逆数倍した縮小モデルで用いる周波数よりも充分に高い周波数まで対応できるので縮小率に応じた周波数の信号をそのまま送り出す。後述の明瞭度分析用の機器の帯域は音声周波数帯に限られているので縮小率に応じて周波数変換を行なう。100%振幅変調された信号波はディレイ・ラインによって高周波数用の音源（以後スピーカーとする）間の距離に応じて時間差を付けて送りだされ増幅器で増幅されたのちスピーカーから音波として実験空間 $ ^{3)} $ に放送される。今回は2個のスピーカーからの音波についての測定を行なった。2個のスピーカーから放送された音波は空中で合成されてマイクによって電気信号に変換されAD，DA変換機能をもつ音声用信号編集装置（サウンド・マスター）を介してメモリに記録する。DA変換する場合のサンプリング・レートとAD変換する場合のサンプリング・レートの比によってモデルの縮小率が決まる。この比はAD変換のサンプリング・レートの比を12倍に拡大して用いた。

DA変換して通常の音声周波数帯に戻された信号波は変調波の成分を側帯波の形で搬送波（音声周波数帯オクタープ幅のランダムに発生する波）と0.6Hzから12.6Hzだけ周波数の異なる波として含んでいるので、自乗器によって自乗して変調波を分離し $ ^{9)} $ ，周波数分析器によって変調波と搬送波の強度比を求め変調度を算出する。更に，変調度からMTF $ ^{5.6)} $ を求めSTI値を算出する $ ^{6.7)} $ 。

### 5. トランスデューサー

前章の測定系は電気系、電気・機械変換系、機械・電気変換系によって構成されている。このような測定

Fig.1 General scheme for studying intelligibility of sound from the reduced scale public addressspeakers.
Fig.2 Frequency response of the speaker.

系で通常応答特性に制約を受け易いのはトランスデューサー，特に電気・機械変換系である。ここでは音源であるスピーカーがそれに当たる。8 kHz以上で周波数特性が平坦なスピーカーとして，例外的に高音域まで平坦な応答特性を持っている直接放射型の一種であるリーフ型のスピーカー（テクニクス10TH1000）を採用した。その周波数特性をFig.2に指向特性をFig.3に示す。また，機械・電気変換系であるマイクロフォンは広帯域のコンデンサー型マイクロフォン $ ^{10} $ （ブリュウエルケアBK4136）を採用した。その周波数特性をFig.4に示す。

### 6. 縮小モデルによる放送音声の明瞭度

Fig.5に従来の放送方式の場合の縮小モデルによる放送音声の明瞭度の測定に用いたスピーカーの配置，測定点を示す。2個のスピーカーは互いに向き合っており図中の数字はその点の明瞭度を示している。実験空間は吸音材を備えた床面積約32m²の部屋の中の自由空間と見なされる5m×1m×1mの区域 $ ^{9)} $ 内で，スピーカー間の距離は4mとし，測定区域はFig.5に示した2m×1mの区域とした。但し，スピーカーの指向特性および配置の対称性から4m×2mの区域の明瞭度を知り得ることになる。また，今回の実験の縮小率は1/12であるので実際のスケールに換算すると48m×24mの区域となる。

2個のスピーカーからの放送された音波は，測定区域の各点に2個のスピーカーからの距離の差に応じた時間差で到着し，その最大値は11.8msecである。これは実際のスケールの場合0.14secに相当する。人間

Fig.3 Constant sound pressure response of the speaker.

Fig.4 Frequency response of the condencer microphone.

の音声は0.6Hzから12.6Hzの周波数の波で振幅変調されており，STI法もそれに則ってその周波数範囲を1/3オクターブ間隔の14の周波数で振幅変調した信号を用いている。音波が重なり合う場合最も影響が大きいのはその位相が半波長異なる時である。この実験で最も低い周波数で半波長位相がずれるのは重なり合う音波の時間差が最大の場合でそれは3.5Hzである。変調周波数が3.5Hzより低い周波数では位相のずれは半波長よりも少ない値に留まることになる。従って，この実験ではスピーカーの間隔がより大きく全ての変調周波数で半波長ずれる可能性がある場合に比べて音声競合による明瞭度への影響は少なくなる $ ^{2} $ 。

Fig.5の12点の測定点のSTI値の最高値は0.8，最低
Fig.5 Arrangement of loud-speakers and STI distribution in conventional style. "→" indicates loud-speaker and its heading.

Fig.6 Arrangement of loud-speakers and STI distribution in the synchronized outdoor speaker system and STI distribution. "→" indicates loud-speaker and it's heading.

値は0.5であり，12点の平均値は0.7である。

時間差放送の場合をFig.6に示す。2個のスピーカーは同じ方向を向いている。2個のスピーカーはディレイ・ラインによりスピーカー間の距離を音波が伝わるのに要する時間，即ち5.9msecだけ中央にあるスピーカーの放送を遅らせて測定用信号を放送する。この場合のSTI値の最高値は1.0，最低値は0.7，平均値は0.9である。音声波形のエンベロープをそろえることによる効果を示すためにFig.6のP点のSTI測定用の信号波の一部をFig.7に示す。Fig.7(a)は5.9msecのディレイをかけた場合でそのSTI値は0.9である。Fig.7(b)はディレイをかけない場合でそのSTI値は0.5である。

両放送方法の場合ともSTI法による4段階明瞭度評価で不可と評価されるSTI値が0.45以下の点は無かった。また，従来の放送方法の場合のSTI値の平均値の0.7はSTI値をもとに4段階の評価を行なった場合，上から2番目の良に分類され，時間差放送の場合の0.9は優に分類される。両方法の場合ともスピーカーの間隔を400mとして行なった数値計算による放送音声の伝播シミュレーション $ ^{2)} $ のSTI値の各々0.52および0.84より高い値となった。

これは今回の実験ではスピーカーの数を2個に限った為に第3のスピーカーからの位相のずれた音波 $ ^{2)} $ による音声競合が無かったこと，および，この章のは

Fig.7 An example of sound wave to measure STI at point P in Fig.6.

(a) Delay time: 0.59 msec STI: 0.9

(b) Delay time: 0.00 msec STI: 0.5
じめに述べたスピーカー間隔が短かかった為STI測定用の信号音波の一部で音声競合が発生しなかったこと等の明瞭度を高くする要因が，信号を处理する過程で伴うノイズや歪とスピーカーの過渡特性による信号の変調率の低下，および，実験空間の無響室としての不完全さ $ ^{5)} $ ，更に実験室内のノイズ・レベル等の明瞭度を低くする要因を上回っていたことによる。

尚，スピーカー1個だけ単独で放送した場合のSTI値はスピーカーの軸から1m離れた線上の測定点で0.9それ以外の測定点で1.0であった。また，実験時の測定点の音圧はおよそ90dbでありノイズ・レベルはおよそ50dbであった。

### 7. おわりに

モデルの縮小率を測定系を構成する機器の周波数帯域等の制約により1/12にとどめたため，模型のスケールは実際のスケールに戻した場合のスピーカーの間隔約50mに相当し，参考文献2），3）の場合より狭くなった。しかし，この実験で有限長の振動板をもつスピーカーから実際に空中に音声を放送し，音波の合成を行なう実験により，スピーカーを点音源と仮定して行なった数值計算による音声の伝播シミュレーション $ ^{2)} $ $ ^{3)} $ と同じ傾向の結果を得ることが出来た。

## 前章までを要約すると

(1) 縮小モデルを用いてSTI法による明瞭度予測を行なう測定系を構成した。

(2) 12分の1の縮小モデルで小型のスピーカーをつかって放送音波の競合の実験を行なった。スピーカーの指向特性が周波数によって変化しないとしてSTI値を算出した結果，時間差放送は従来の放送方法よりも高いSTI値を示した。

である。

## 参考文献

1）東京都調布市役所：“調布市防災行政無線固定（同報）系屋外子局音響調查委託報告書”，（1988）

2）稲垣實，松原美之：屋外防災スピーカー・システムにおける時間差放送の音声明瞭度，消防研究所報告，78,34（1994）

3）稲垣實，松原美之：ノイズ環境下の放送音声の明瞭度，消防研究所報告，80,14（1995）

4）木村翔，関口克明：模型実験におけるオーディトリウムの室内音響設計，日本建築学会論文報告集

134,29 (1967)

5) Houtogast, T. and Steeneken, H. J. M.: The modulation transfer function in room acoustics as a predictor of speech intelligibility, Acustica, 28,66 (1973)

6) Steeneken, H. J. M. and Houtogast, T.: A physical method for measuring speech-transmission quality, J. Acoust. Soc. Am., 67(1), 318 (1980)

7）松原美之，稲垣實：音声明瞭度の評価法，消研輯報，48（1994）

8）稲垣實，松原美之：実験室の音響特性の測定と調整，消防研究所報告，74, 41（1992）

9）柳沢健：“エレクトロニクス講座，基礎編3，変復調と回路” p.219,共立出版（1964）

10) Rasmussen, G. et al.: Condenser microphones and microphone preamplifiers for acoustic measurements, p.61, Bruel & Kjear (1982)
# Model Investigations on Intelligibility of Sound Broadcasted from Two Sound Sources

(Abstract)

Minoru inagaki and Yoshiyuki Matsubara

(Received May 31, 1996)

We have been proposing a new synchronized outdoor speaker system as a countermeasure for the decline of the intelligibility caused by the interference of sounds from multiple speakers. We tried to evaluate the performance of the new system through a reduced scale experiment. As the first step, the white noise was modulated with the frequency proper for STI method in the reduced scale experiment. Then the modulated sound broadcasted from 2 speakers was collected by a microphone and converted to normal audio frequency. The experiment was performed in a room which can be thought as a non-reverberating room for the frequency range used. The intelligibility of broadcasted sound was then evaluated by the simplified STI method. The experimental results showed that the synchronized speaker system improved the intelligibility.
# 強震記録からみた1995年4月1日 新潟県北部の地震の特徴

座間信作

(平成8年5月31日受理)

被害をもたらした1995年4月1日新潟県北部の地震の震央に近いところで強震記録を得ることができた。地表最大速度及び加速度は約20cm/s，200galであった。波形には震源が近い場合に現れる相，前駆的破壊を示す相が認められた。また後続位相にやや長周期の波が明瞭に認められたことから，震源は相当浅いと推察された。そこで，地震記録の顕著な後続位相に注目して推定した堆積層のS波速度を用いて，S-P時間を満足する震源深さを求めたところ，数km以下であるとされた。震源決定された余震等の分布などから，本震は長さ約5km，幅2～3km，北西に約60°傾斜する逆断層タイプの地震であったと推察された。

### 1. はじめに

1995年4月1日12時49分，新潟県北部を震源とするマグニチュード(M)6.0の地震が発生し，重軽傷者82人住家被害1613棟等の被害が生じた $ ^{1)} $ （Fig.1参照）。この地震の震央は，消防研究所の強震観測点の一つである，新潟県水原郷消防本部（SBR）に約5kmと極めて近く，この地震及び前震活動，余震活動の地震動記録を得ることができた。震源に近い所での地震記録は非常に不足しているのが現状で，この地震に限るとSBRの記録は唯一の震源近傍の記録となる。

また，この地域は以前から近い将来被害地震が発生する可能性が高いことが指摘されていた $ ^{2,3} $ 。実際の震源域は予想域のせいぜい1/5から1/4程度の広さでしかないことから，今後また近接地域に被害地震が起こる可能性のあることが指摘されている $ ^{4} $ 。従ってこの地震について検討することは，今後発生するかもしれない地震の特性を探る糸口にもなると考えられる。

このような観点から，この地震の震央近傍等の観測記録を紹介するとともに，記録から見たこの地震の特徴について報告する。

### 2. 観測状況

### 2.1 観測点，観測機器

観測点は震央付近のSBRの他に，震央距離約15km以内の新潟石油共同備蓄（KYD），昭和シェル石油（SYW）の2地点に設けてある（Fig.1）。地震計センサーは，サーボ型速度計（VSE-11，12）で，0.025～70Hzまでほぼ平坦な振幅特性を持っている。記録計はCV-901N-VRで，これらの特性を併せた総合特性から，0.025～20Hz程度まで信頼できる記録精度となっている。AD変換は16bit，100Hzサンプリング，記録遅延時間は20秒，データ記録媒体はICカードである。刻時は内部時計を用いNHKの時報によって自動校正をかけ，1/100秒以内の絶対時刻が保証されるようになっている。データ収集はNTT一般回線を用いて行っている。

### 2.2 地質

SBRの表層地質は，上位より盛土，シルト，シルト質細砂，砂礫となっている。深度3.8m付近までN値は
Fig.1 Station location and epicentral distribution Shaded zone shows the area reported of the seriously damaged houses.

1～8で，特にシルト質細砂は含水が多くN値も1～2を示すところがあるなど，かなりゆるい砂層である。これより深いところでは密な砂礫層が分布し，N値は30～50以上を示す。また，水位は1.4～1.9mと全般に高い。KYDでは砂質土で，深度3mまで水分は少ないが，4mから8mの間ではやや多く，N値も深度1m付近とほぼ同じ10程度で軟らかい。これよりも深いところでは細砂を挟みN値は30程度と硬くなる。SYWも砂質土で，表層から深度20mまでN値は深さの増大とともに大きくなり，35程度となる。深度4mまでは含水が多い。

### 2.3 地震記録の概要

今回解析に用いた地震は，前震を含め23個である。前震活動の中では，1994年12月19日の地震（M4.2）でSBRにおいて最大速度2 cm/sを記録したことが注目される。本震では，19.5 cm/s（NS），210 gal（EW）の最大水平地震が記録された。この最大加速度は大木・他（1995） $ ^{6)} $ が墓石の転倒率から推定した加速度分布と調和的である。

1995年4月2日の最大余震（M5.2）では，同じSBRでNS成分で6.3cm/s，106galとなっているが，4月5日のM4.7の地震では近かったせいかEW成分で11.9cm/s，207galと大きな値となっている。一方，KYD，SYWではこの4月5日の地震では最大速度は1cm/sにも達せず，また最大加速度も10gal程度でSBRに比べ非常に小さかった。

### 3. 地震記録の特徴

### 3.1 波形

Fig.2に本震の速度波形を示す。主要動は約1秒間のパルス1つからなっている。SBRでは、振幅が最大となる時点の約1.8秒前に、主破壊に先んずる前駆的な破壊によると思われる位相が、特にEW成分に顕著に認められる。このような位相は、時間差は異なるものの他地点でも認められる。この位相についてSBRにおける本震のP波初動部分と余震のそれとの比較から検討してみる。Fig.3の上段は両者のP波の立ち上がり時刻をそろえたもの、下段はS波の最大振幅となる時刻をそろえたものである。これをみると、上段では、2秒から3秒の間では主な位相は互いに良く一致しているが、本震でみられる4秒付近の大きな位相は余震にはない。一方、下段では余震の表示時刻を約1.8秒ほど遅らせてあるが、2秒から5秒付近まで位相の一致はよい。このようにどちらでも位相の一致が認められることから、本震記録での最初の立ち上がり部分は前駆的な破壊を示し、主破壊はその約1.8秒後に始まったものと考えられる。また、前駆的破壊のマグニチュード(M)は最大変位振幅が本震のそれの約1/3であることから、5.5程度となる。

その他，Fig.2のSBRやKYDのNS成分の2から4秒付近のS波到達前に，ゆっくりとした動きが認められる。これは震源が近い場合に顕著に現れる挙動で，理論的には震源距離の4乗に反比例して減衰するNearfield項に相当するものである。また，Fig.1のSBRのUD成分の約10秒以降の後続位相等ではやや長周期地震動が卓越していることから，震源は気象庁発表値（17km）よりかなり浅いことが推察される。SYWの波形で特徴的なのは，水平成分におけるS波の約7～8秒後の大きな位相で，これらについては後に検討を加える。

### 3.2 スペクトル

Fig.4は周期0.1～10秒の加速度フーリエスペクトルを示したもので，実線，破線，一点鎖線はそれぞれEW，NS，UD成分を表す。SBRでは周期0.25，0.4，0.6～0.8，1.5秒付近で卓越し60～70gal・secとなっている。KYDでは明瞭な卓越周期は認められず，周期0.4～2秒付近までほぼ一定で30gal・sec強の値をと
Fig.2 Velocity records for the main shock
Fig.3 Comparison of the P-wave portion of main shock with aftershock at SBR Traces are arranged by the P-wave arrival time (upper) and by the S-wave arrival time (lower).

Fig.4 Acceleration spectra

Solid, broken, and dashed-dotted lines indicate the spectra of the EW, NS, and UD component, respectively.

る。SYWでは周期0.45，0.8，1.8～2.5秒付近に卓越が認められる。これらは余震でも認められる。また距離の割にはSBR，KYDと比べ周期約6秒付近のスペクトル振幅が大きい。

はじめに述べたように，この地域は今後も被害地震が起こる可能性があることから，この地域の特性を考慮した地震動予測は極めて重要な問題である。一般に加速度スペクトルは，ある周期帯では変動はあるもののほぼ平坦とみなすことができる。Fig.4では周期約0.2～1.5秒で平坦とみなせるだろう。この平坦のレベルがマグニチュード(M)に依存するならば，将来の地震に対してスペクトルの予測が可能となる。そこで，全ての地震記録の加速度スペクトルレベル(A)を目視で読み取り，Mに対してプロットしてみた（Fig.5）。Mの小さいところではやや傾向が異なっているが，Mが4程度以上では，それぞれの観測点でlogAが0.5M
にほぼ比例している。一方，震源スペクトルの相似則からも0.5Mに比例することが見いだされる。そこで，震源距離(X)による減衰を考慮したスペクトルレベルの予測式として，

の形を考えると， $ a \neq 1.6 $ となる。Xは震源距離で，次章で述べる震源再決定の結果を用いている。上式を用いれば，この地域で将来発生するだろう地震の規模と位置に関する情報から加速度スペクトルレベルのおおよそが推定できることになる。

Fig.6は減衰5％の速度応答スペクトルを示したもので線種の意味はFig.4と同じである。応答はSBRで大きく，周期約0.5～1.5秒で30kine強となっている。建築基準法施行令で定める応答値は，この周期帯では周期が長くなるに従い80から200kineに漸増するので $ ^{6)} $ ，SBRの応答値は相当小さいということになり，SBRで消防庁舎などに被害がなかったことと調和的である。

### 4. 震源决定

Fig.1から分かるように，全壊家屋の分布など被害の甚大な地域は北北東－南南西の方向に延びた非常に狭い領域で，その方向はこの近傍の月岡断層の走向とほぼ平行となっているが，余震分布のそれとは異なっている。震源に関する諸元の公的な発表は気象庁が行っているが，震源決定を行うための常設観測点が震央付近にはなく，またこの地域は，東京大学地震研究所と東北大学理学部の微小地震観測網の境界付近にあたり，観測点の分布が粗なところである。さらに地表に地震断層も現れなかったことから，震源決定の精度に

Fig.5 Relation between acceleration spectral level (A) and earthquake magnitude (M) Lines show the relations derived from regression analysis, for the hypocentral distances X=5, 10, 15 km.

は疑問が残る。震源と被害分布の関係や強震記録の解釈において，震源位置は極めて重要な情報であることから，消防研究所の3観測点のデータを用いて震源決定を試みた。

震源は3観測点が囲む領域内にあると考えられることから、S-P時間を用いる作図法によって地震系列の震源決定を行ったところ、Fig.1の気象庁発表の分布より相当ばらつきが少なくなった（Fig.7）。震源決定には前震、本震及び本震後一ヶ月以内の余震を扱っ

Fig.6 Velocity response spectra of 5% damping

Solid, broken, and dashed-dotted lines indicate the spectra of the EW, NS, and UD component, respectively.