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# 火災性状把握システムに関する研究（その2） - ファジィロジック導入による非火災報低減効果-

河関大祐、佐藤晃由、竹元昭夫

野村淳二 $ ^{*} $ 、栗尾孝 $ ^{*} $ 、中西慎治 $ ^{*} $

(平成2年11月30日受理)

本研究は自動火災報知設備の信頼性の一層の向上を図るとともに、火災の性状を的確に把握できる「火災性状把握システム」を試作することを目的としている。ここでは、散乱光式センサー、熱センサー及びイオン化式センサーの3種類1組のセンサーを用い、ファジィ・エキスパートシステムにより、火災と非火災現象を識別する可能性の検討を行った。実験の結果、上記のセンサーとファジィ・エキスパートシステムにより、発災燃焼、くん焼、湯気、及び喫煙の識別が可能であり、火災性状把握システムの信頼性の一層の向上を図る上で有効であることがわかった。

### 1. はじめに

自動火災報知設備の信頼性の向上を図るとともに、火災の性状を的確に把握するためのシステム（火災性状把握システム）に関する研究についての前報では、天井3カ所に設置した3種類のセンサー群とファジィ・ベイズ・ロジックを導入した火災性状の把握手法について検討し、主として室内出火場所の自動推定を行う上での問題点とシステムの有効性について報告した。

これに引き続く本報告では、前報の研究において使用したセンサーを室内正方形天井中央に設置し、さらにファジィ・エキスパートシステムを導入し、火災に起因するセンサー信号と非火災報要因に基づくセンサー信号とを識別する手法とその検討結果について報告する。

実際のビルにおける自動火災報知設備から電話回線により計測した非火災報発生状況に関する測定結果 $ ^{2} $ によると、事務所用高層ビルでは非火災報は極めて少く、バスルームやベッドなどを有するホテル用ビルに比較的多く、その対策が望まれているので、このシステムの対象を当面、ホテルの客室にしぼり、同室における火災性状把握システムを検討することとした。

一方、非火災報低減のためには、湯気、タバコなどによる非火災報要因対策が重要である $ ^{33} $ 。これにより、ここでの識別対象状況は、ホテル客室において想定されるベッドシーツや毛布のくん焼、紙屑の発炎燃焼時の熱煙、非火災報要因である上述のタバコの煙およびバスルームから室内へ流入する湯気の4種類とし、これらの識別実験を行うこととした。

### 2. 実験方法

### 2.1 実験室

ここで用いた実験室は、前報で用いたものと同じで、一辺4.45mの正方形の床と、高さ2.45mの天井からなり、ホテル客室を想定した部屋である。この部屋にFig.1のように、ホテル客室の非火災報要因の一つである湯気を発生させるバスルームと入口ドアーからのエントランスに相当する通路を設置した。さらに、空
Fig. 1 Schematics of an experimental room assumed as a hotel guest room.

調下での火災・非火災識別実験を行うため、このエントランスと客室との接合部の天井付近の壁から水平に吹きだすエアコン用換気孔を設けた。

### 2.2 センサー

本報では、前報と同じく、散乱光式煙感知器、イオン化式煙感知器、熱センサーの3種類1組からなるセンサーを用いた。この理由は、技術的には既に確立している既存のセンサーを組み合わせ、システムの早期実用化を図ろうとしたためである。

一方、筆者等は上述の3種類1組からなるセンサーの他に、金－白金電極上に有機物溶液をキャステイング・乾燥したCOガスセンサー $ ^{4)} $ 、散乱光式煙センサー及び熱センサーの3種類1組からなるセンサーも開発したが、現在各種試験により信頼性をチェック中である。これまでの試験結果では、COガスセンサーは火災と非火災の識別、火災性状の把握に有望である。

2.3 センサー設置位置及び信号計測

この3種類1組の火災監視センサーをFig.1に示すように、室内天井中央〔X〕の位置に設置した。また、実際の建物室内ではエントランスに近い天井隅に火災感知器が設置される場合もあるので、Fig.1の〔Y〕にも同じセンサーを設置し、部屋の天井隅での実験データも収集した。

センサーからの信号を Fig.1 に示す観測室（コン

Fig. 2 Prototype AI fire alarm system.
ピュータールーム）に設置した試作中の火災性状把握システム（Fig.2）のCPUにAD変換装置を経由して1秒毎にサンプリングした。なお、将来本システムが実用化される際は、中継器等でサンプリング及び分散処理する予定である。

以下、各センサーの信号に対して次の記号を用いる。

(a) 散乱光式センサーの信号出力

(b) 熱センサーの信号出力

## (c) イオン化式センサーの信号出力

また、筆者らの実験によると、湯気に対する散乱光式感知器の信号出力は、他の火災煙などの場合と著しく異なり、その信号出力は時間的に大きく変動していた。従って、ここでは、次の情報も採用した。

(d) 散乱光式センサーの信号出力が、5％／mの値を継続して超えている時間、10％／mの値を継続して超えている時間、15％／mの値を継続して超えている時間

## 2 ．4 判別の対象とした火災・非火災事象と実験条件

ここでは火災を想定した2種類の状況と非火災状態である2種類の状況、あわせて4種類の状況を設定した。すなわち、

(A) 紙屑の発炎燃焼の状態

(B) ベッドシーツや毛布のくん焼の状態

(c) 喫煙が行われている状態

(D) バスルームの湯気がホテル客室に流入する状態発炎燃焼(A)の場合、A4コピー用紙20枚をまるめた紙屑を絨毬ばり室内床上のアルミ板上に置き、ライターで着火させ燃焼させた。また(B)のくん焼の場合、Fig.1のように室内にホテル客室用のベッドを設置し、この上で木綿ベッドシーツ（前報と同じく10cm角で8枚重ね）及びアクリル毛布（同じ大きさで3枚）を電熱（600W）加熱によりくん焼させた。

さらに、非火災報要因としての(C)のタバコの煙は、単に手に持った状態または灰皿に置いた自然煙の状態では、センサー信号の上昇はほとんどみられなかったため、センサーの直下に2人の人間が立って喫煙し、やや意図的にセンサーに煙を吹きかけた。また(D)の湯気の発生は、バスルームの換気扇を止め、45℃程度の湯をシャワーへッドから噴出させた状態でバスルームのドアを閉めて湯気を溜め、測定開始後ドアを閉ける方法を用いた。

### 3. ファジィ・エキスパートシステム

最近、人工知能技術（AI）の一つであるファジィ・ロジックを導入した各種電気製品が製造されており、従来の単純な制御に比べてはるかに多様な制御を可能にしている。

本研究のシステムでは、ファジィ・エキスパートシステム $ ^{5)} $ を導入し、センサー信号の変動を発生させている現象に対する推論結果の確からしさを求めている。ファジィ・エキスパートシステムは、エキスパートシステム $ ^{6-10)} $ にあいまい（ファジィ）表現を取り入れたもので、Fig.3のように構成されている。ファジィ表現には、メンバーシップ関数 $ ^{11)} $ を用いた。この関数は各々の事象情報の入力に対し、その事象がファジィ集合に属する割合（確からしさの程度）を出力するものである。

Fig. 3 Functions of fuzzy expert system incorporated in the present prototype AI fire alarm system.

上記(A)-(D)の各火災・非火災状態における各センサーからの信号出力に対するファジィ・メンバーシップ関数をFig.4のように定義する。ここで、例えばくん焼状態(B)での熱センサー(b)の温度上昇値ΔTに関するメンバーシップ関数を記号(B)-(b)で表し、その他の場合も同様とすることにする。

Fig.4では、各状態において、横軸のセンサー信号出力が発生する可能性が縦軸に示される。これらの関数は、上記(A)-(D)の状態において収集した実験データを基に、エキスパートシステムのそれぞれのルールに矛盾を生じないように、試行錯誤のらえ定義したものである。

Fig.4 に示すメンバーシップ関数(B)−(b)はくん焼時の温度上昇に関する次のエキスパートシステムのルー
( A )

( a )

( c )

( B )

(C)

(D)

(d)

(d)

(D)

(C)

Fig. 4 Fuzzy membership functions for various fire and non-fire phenomena.

(A): flaming fire, (B): smoldering fire,

(C): smoke of tobacco, (D): steam from bathroom,

(a) : photoelectric type smoke sensor

(b) : thermal sensor, (c) : ionization type smoke sensor

(d) : duration time of signals exceeding a constant level of photoelectric type smoke sensor.
ルに対応している。即ち、「くん焼時には天井付近の温度上昇は一般に小さく、くん焼初期において煙感知器が作動するまでに、温度上昇値ΔTが20℃も増加する可能性は極めて小さい。また、くん焼である可能性は、温度上昇値の上昇とともに減少する。」

また、(A)−(c)、(B)−(c)、(C)−(c)の場合におけるイオン化式センサー出力に対するメンバーシップ関数は、次のエキスパートシステムのルールに対応している。即ち、「発炎燃焼においては、火災感知器が作動する前後におけるイオン化式センサー出力は大きい場合が多く、0.1程度である可能性は小さい。一方、くん焼の場合は、発炎燃焼の場合よりイオン化式センサー出力は小さい場合が多い。また、タバコの煙の場合もイオン化式センサー出力は小さい場合が多く、0.3程度の出力になる可能性はほとんどない。」

ここでは、Fig.4において与えられるメンバーシップ関数の値を、各事象における各センサー出力ごとに求め、下記のように3種類のセンサーに対応する値の積を各事象の発生確率とした。

発炎燃焼 $ (A-a)\times(A-b)\times(A-c) $

くん焼 $ (B-a)\times(B-b)\times(B-c) $

タバコ $ (C-a)\times(C-b)\times(C-c) $

ここでは、湯気である確率を求める方法として、「湯気－1」、「湯気－2」の2通りを用意し、散乱光式センサー信号出力がセンサーの測定限界である20%／mの値を超えるか否かと散乱光式センサー信号出力に4～6秒周期の変動があるか否かに応じてどちらかの方法を選択した。

[湯気-1]：散乱光式センサー信号出力に4～6秒周期の変動がある場合、同信号出力が5％／mの値を継続して超えている時間、10％／mの値を継続して超えている時間、15％／mの値を継続して超えている時間それぞれについて（D-d）を求め、その最大値を採用する方法で、散乱光式センサー出力の湯気による変動を捉える。

湯気 MAX((D-d:5),(D-D:10),(D-D:15))

〔湯気－2〕：散乱光式センサー信号出力が20%/mの値を超え、飽和して変動が捉えられない場合の方法である。

湯気 $ (D-a)\times(D-b)\times(D-c) $

発炎燃焼、くん焼、タバコ及び湯気の識別は、上記の方法で得られた各確率値の中から最大値及び第2位の値を抽出し、最大値が0.95以上であり、第2位の値が0.7以下の状態が3秒以上継続した時点で、最大値を示している事象であると判定して行う。

## 4 ．実験結果及び考察

ここでは上述の４種類の火災・非火災実験、即ち、

(A) 紙屑の発炎燃焼

(B) ベッドシーツ及び毛布のくん焼

(c) 喫煙による煙

(D) バスルームから室内へ流入する湯気において、以下の回数の実験を繰り返した。

(A)の発炎燃焼の場合、温度上昇が著しいという特徴があるため、他の3種類の場合と比べて区別が容易であったため、2回実験を行った。

(B)のくん焼の場合、くん焼の始まり方や状態が一様でなく、比較的多くの実験回数が必要で、シーツ6回、毛布2回の実験を行った。

(c) タバコの煙の場合、予備実験から温度センサーの信号にほとんど変化がないこと、また、数分間も継続して、散乱光式センサーで5％/m、イオン化式センサー信号で0.1をこえることはないなどの特徴が明らかになったため、2回の実験を行った。

(D)湯気の場合、予備実験から散乱光式センサー信号は極めて時間的に変動する特徴が得られたため、これを確認するため、7回実験を行った。

これらの実験においてサンプリングされた

(a) 散乱光式センサーの信号出力

(b) 熱センサーの信号出力

(c) イオン化式センサーの信号出力

につき、ほぼ典型的とみられる測定結果の例を

Fig.5-1、2に示す。

次に、Fig.5-1、2に示した代表例の信号と上述したファジィ・エキスパートシステムを用いて求めたこれらの状況下での発炎燃焼、くん焼、喫煙、バスルームからの湯気の4種類それぞれの発生確率をFig.6に示す。この闵で明らかなように、ファジィ・エキスパートシステムは、それぞれの事象の確率と、上述した判断基準に基づき、それぞれの事象の状態をほぼ的確に把握していることがわかる。特に、(A)、(D)の場合の第2位以下の事象である確率は極めて小さい。Fig.6のそれぞれにファジィ・エキスパートシステムが各事象であると判断を下した時刻を記号（▼）で示
( A )

( B )

Fig. 5-1 Signal outputs of three sensors for various conditions. (A): flaming fire, (B): smoldering fire.

す。

さらに、湯気の場合行った7回の実験及び発炎燃焼の場合の2回の実験ともすべて、本システムはそれぞれ湯気、発炎燃焼と正しく判定し、100％の正解率であった。

また、くん焼の場合と喫煙の場合、ファジィ・メンバーシップ関数作成の途上において、例えばくん焼の場合、その事象の発生確率の最大値0.95以上に対し、第2位の値がタバコの煙である確率が0.7を超える傾向が現れ、また、同様に、タバコの煙の場合、その事象の確率0.95以上に対し、第2位の値がくん焼である確率が0.7を越える傾向が見られた。このような状態
( C )

(D)

Fig. 5-2 Signal outputs of three sensors for various conditions. (C): smoke of tobacco, (D): steam from bathroom.

において、ファジィ・エキスパートシステムが下した判断の正解率は必ずしも良好ではなかった。

このため、メンバーシップ関数を試行錯誤の上、各種修正を重ねた。これは、くん焼の初期段階では、3種類のセンサーにおよぼす煙、熱の影響が弱く、喫煙のそれと大差がないためであった。くん焼が進み、煙濃度が10%/m程度に達すると、熱センサーの信号出力がやや上昇してくると同時に、喫煙の場合と信号継続時間において差が生じてくる。すなわち、喫煙の場合は、煙濃度が10%/mを継続して超える時間が比較的短いのに対して、くん焼の場合は長く継続する場合が多い。従って、くん焼と喫煙の判定には、タバコの
Fig. 6 Probabilities of fire and non-fire phenomena.

(A): flaming fire, (B): smoldering fire

(C) : smoke of tobacco, (D) : steam from bathroom

☑ : the time when decision is made.

煙の可能性に関し、継続時間を計測するエキスパートシステムのルールとメンバーシップ関数を用いることが有効であった。従って、ここでは、Fig.4-(c)-(d)に示すように、散乱光式センサーの10%/mの信号レベルを継続して超えている時間に関するメンバーシップ関数を作成した。これを用いた場合、タバコの煙の継続時間が比較的短いことから、システムが正解を与える率においてかなりの改善がみられた。しかし、現在なお正解率は100%に達していない。現在、どのような実験条件と実験回数のもとで正解率を算出すべきかなお検討中である。システムの実用化のため、今後引き続いて正解率100%をめざして実験を行う予定である。

このように、散乱光式センサー、イオン化式センサー、熱センサーとファジィ・メンバーシップ関数及びファジィ・エキスパートシステムの組合せによる手法は、ホテル客室における火災・非火災報の識別に効果があることがわかった。

最後に、室内空調の影響について述べる。発炎燃焼くん焼の場合、室内空調により気流が乱されるが、ファジィロジックによる火災か否かの判定には大きな影響はなかった。また、本実験では空調がかけられている室内へバスルームからの湯気が流入する場合、Fig.7-(x)に示すように客室内天井中央にはほとんど湯気は到達することはなく、非火災報を生じる場合もなかった。
$$ X $$

[Y]

Fig. 7 Signal output of three sensors for steam flowing out of bathroom when an air-conditioner is operated. [X] : center, [Y] : corner close to bathroom.

### 5. まとめ

本研究では、紙屑の発炎燃焼、ベッドシーツ及び毛布のくん焼、非火災報要因である喫煙による煙、さらにバスルームから室内へ流入する湯気の4種類の状況下での散乱光式センサー、イオン化式センサー、熱センサーの信号出力を用いてファジィ・メンバーシップ関数を作成し、各現象のファジィ値を求める方法により、火災と非火災現象を識別することを試みた。その結果、次のことがわかった。

(1) ファジィ・メンバーシップ関数及びファジィ・エキスパートシステムの手法はホテル用の火災性状把握
システムにおける火災・非火災報の識別に有効である。

(2) 散乱光式センサー、イオン化式センサー、熱センサーとファジィ・メンバーシップ関数及びファジィ・エキスパートシステムの組み合せでは、発災燃焼や湯気の場合はほとんど確実に判定できた。一方、くん焼とタバコの煙の識別は必ずしも容易ではない。しかし、これに対しても最終判断に多少の時間をおくことにより火災であるか否か正確に判定できる。

[本研究は平成2年度特別研究「火災性状把握システムに関する研究」において、その一部分について、消防研究所と松下電工験及びホーチキ験との間で行っている共同研究の一環として行われた研究の一端である。]

## 参考文献

(1) 河関大祐、佐藤：「火災性状把握システムに関する研究（その1）一天井の三カ所に設置した三種類のセンサー群による火災性状把握ー」、消防研究所報告第69号、p.55（1990）

(2) 竹元昭夫、河関、渡辺、山内、万本：「非火災報の発生原因とその継続時間について**ホテル客室の場合**」、平成2年度火災学会研究発表概要集、日本火災学会、p.59（1990）

(3) 河関大祐：「近未来の火災感知技術について」、第35回全国消防技術者会議資料、消防研究所、p.122（1987）

(4) S. Kusanagi, et al.: Planar Microelectrochemical

Carbon Monoxide Seneor, Sensors and Actuators, B1 (1990) 319–325

(5) 菅野道夫：ファジィ制御、日刊工業新聞社

(6) 上野晴樹：エキスパートシステム－知識工学とその応用、オーム社（1986）

(7) 野村淳二、栗尾、中西、西山、椹木、片井、岩井、佐藤、竹元、河関：「時系列データの定性的解釈機構を有する火災性状把握システム」、第28回計測自動制御学会学術講演会予稿集、計測自動制御学会、p.835(1989)

(8) 野村淳二、栗尾、中西、西山、椹木、片井、岩井、佐藤、竹元、河関：「複数センサーデータの定性的解釈に基づく火災・非火災現象パターンの同定」、第15回システムシンポジウム・第10回知識工学シンポジウム合同シンポジウム講演予稿集、計測自動制御学会、p.149（1989）

(9) 中西慎治、栗尾、兼田、野村、佐藤、竹元、河関：「火災判断ファジィエキスパートシステム」、平成2年度火災学会研究発表概要集、日本火災学会、p.59(1990)

(10) 兼田真由美、中西、栗尾、野村、中森、佐藤、竹元、河関：「火災判断におけるファジィモデリング技術の応用」、日本オペレーションズ・リサーチ学会春季研究発表会概要集、p.206（1990）

(II) 水本雅晴：ファジィ 理論とその応用、サイエンス社
# A Study of Fire Detection System Introducing AI Technology Part 2 – Role of Fuzzy Expert System to Reduce False Alarms –

(Abstract)

Daisuke Kozeki, Kohyu Satoh, Akio Takemoto, Junji Nomura $ ^{*} $ , Takashi Kurio $ ^{*} $ and Shinji Nakanishi $ ^{*} $

(Received November 30, 1990)

The objective of this study is to develop a new fire detection system which is extremely reliable, i.e. far less alarming falsely, using modern Artificial Intelligence (AI) technology.

In this study, the role of Fuzzy Expert System incorporated in our prototype AI fire detection system was examined to reduce false alarms. Fuzzy membership functions corresponding to flaming fires, smoldering fires, smoke of tobacco, and steam flowing out of a bathroom in a hotel guest room were defined in consistency with the rules of expert system.

Experimental results showed that the Fuzzy membership functions defined in this study and the Fuzzy Expert System are useful to reduce false alarms. It was easy to identify flaming fires and steam from bathroom, but not always easy to identify smoldering fires of bed sheets with the tobacco smoke before and just when the smoke concentration reaches the value of 10%/m. However, in case of smoldering fires the fire growth rate is much smaller than in case of flaming fires. Therefore, the system can wait a little until the final decision of either fires or non-fires. By delaying the final decision a little, the system could judge either fires or non-fires clearly.
# トンネル内における液体燃料の燃焼性状について 一小型模型によるn-ヘプタンの火災実験-

渡部勇市・宮崎早苗

(平成2年11月30日受理)

トンネル内での液体燃料火災の燃焼速度の基本的特性について調べるため、n—ヘプタンを燃料とした小型トンネル模型による火災実験を自然換気の状態で行った。主にトンネル断面の大きさと燃焼速度の関係について調べ、天井等から燃料への放射熱および流入空気による燃焼速度への影響について検討した。

その結果、小型模型サイズにおいては、 $ B \cdot H^{3/2} / A_{t} $ （ $ B \colon $ トンネル幅m、H：天井高さm、 $ A_{t} $ ：燃焼皿の面積 $ m^{2} $ ）が約 $ 8\ m^{1/2} $ で燃焼速度は最大となり、開放空間での燃焼時に比べ約7倍も大きい燃焼速度となった。その時の天井および火炎から燃料への放射熱は約 $ 147\ kW/m^{2} $ にも増加した。また、天井に沿って流れ出す火炎の長さは、天井高さの約6倍にまで伸びた。

### 1. はじめに

これまで、トンネル内での自動車火災を対象とし、ガソリンを燃料とした火災実験が幾つか行われてきた。小型トンネル模型による火災実験としては名神高速道路トンネル模型火災実験 $ ^{1} $ 、消防研究所内トンネル模型火災実験 $ ^{2} $ が、また、実大規模のトンネルとしては、旧鉄道トンネルを利用したスイスのオヘネグトンネル火災実験 $ ^{3} $ 、土木研究所内の実大トンネル施設で行われた火災実験がある $ ^{4,5} $ 。

これらのガソリン火災実験では、トンネルの大きさが固定されており、燃料を入れる燃焼皿の大きさもある範囲に限定されているので、ガソリンの燃焼状態が換気支配か燃料支配かどちらかに限定されており、燃焼状態が燃料支配から換気支配に変わる条件等を調べた研究は少ない。また、トンネル内のガソリン火災は、天井等から燃料への放射熱で燃焼速度は増加する傾向にあるが $ ^{2)} $ 、このことについても実験的に測定された例は少ない。

トンネル内のガソリン火災の燃焼速度は天井等から燃料への放射熱および流入空気により大きく影響されると考えられる。そこで本研究は、まず第一段階として天井高さ可変の小型トンネル模型によりn-ヘプタンを燃料とした火災実験を行い、天井高さを変えた場合の燃焼速度、火災の長さ等を測定し、トンネル断面の大きさと燃焼速度の関係及び換気支配、燃料支配の条件等について検討した。

### 2. 実験方法

### 2.1 小型トンネル模型

実験に用いた小型のトンネル模型をFig.1に示す。実際のトンネルの断面はアーチ型が多いが、後で天井からの放射熱等を計算しやすくするために、トンネル模型の断面は長方形とした。トンネルの長さは7.28m、幅は0.6mとした。天井の高さは天井から燃料への放射熱、流入空気量を変えるため15～75cmに変えられるようにした。トンネルの壁には、厚さ4cmのけい酸カルシュウム板を使用した。Fig.1に示すように天井面、
Fig. 1 Schematic sketch of experimental small-sized tunnel.

側面は板1枚であるが、床面は深さ6cmの燃焼皿を埋め込むために板を2枚重ねとした。側板、床板との合わせ面には、石灰粉を埋め込み、トンネル内にはできるだけ隙間ができないようにした。

### 2.2 燃料及び燃焼皿

液体燃料は、ガソリンと燃焼性状がほぼ同一で、かつ、物性値が分かっているn→ヘプタン（C_{7}H_{16}）を使用した。n→ヘプタンの燃焼熱は48.2kJ/g、蒸発熱は316J/g、比重は0.688、比熱は2.12J/g Kである $ ^{6\sim8} $ 。

燃焼皿は正方形とし、その大きさは112cm²（10.6cm角）のものと、225cm²（15.0cm角）のもの2種類を使用した。深さは共に6cmである。燃焼皿の設置位置はトンネルの中央部とした。

今回の実験では、主に燃料表面で受熱し、側面から燃料への熱伝達量を少なくするために、燃焼皿を床に埋め込み、上端部を床面と同一レベルになるようにした。燃料液面の高さは、床面より1cm下となるように設定した。

### 2.3 測定項目および測定方法

#### 2.3.1 燃烧速度

燃焼速度は、燃焼皿での燃料の重量減少速度で表すことにした。燃料の重量減少速度を測定する装置をFig.2に示す。燃焼による消費分だけの燃料をタンクAからサイホンにより燃焼皿へ供給することにより、液面の高さを火災実験中一定となるようにした。燃焼速度は、Fig.2に示す流量差 $ Q_{2}-Q_{1} $ から求めた。タンクAから容器Cへオーバーフローする流量 $ Q_{1} $ はロードセルにより求めた。タンクBからタンクAに流れる一定の流量 $ Q_{2} $ は、点火前は $ Q_{1} $ に等しいので、点

Fig. 2 Apparatus for measuring burning rate of liquid fuel.

火前に $ Q_{1} $ を測定し $ Q_{2} $ とした。

燃焼速度のデータは、20秒ごとにA／D変換し、コンピュータのフロッピーディスクに記録した。

## ２．３．２　天井に沿って流れる火炎の長さ

縦5cm、横7cmの大きさの鏡を長さ3.5mの棒の先端に棒の長手方向から見て90度上部方向が見えるよう45度傾けて取り付けた。この棒をトンネル内床面に滑らせながら挿入し、天井に沿って流れる火炎を出口から鏡で観察した。観察により鏡の付いている棒の先端を火炎の先端に合わせ、火炎の長さは棒のトンネル内進入長さを測定することにより求めた。鏡の大きさはトンネル断面と比較し小型であるので、鏡を挿入することにより火炎の長さが変わることはなかった。

天井に沿って流れる火炎の長さは、燃焼皿直上の中央部から火炎の先端までの水平距離とした。なお、火炎の先端は伸縮しているが、火炎の最大伸長を火炎の長さとした。
#### 2.3.3 火柱の横幅

燃焼皿直上に立ち上がる火柱の横幅は、トンネル出☐から燃焼皿上部の写真撮影により測定した。

### 2.4 実験の種類と燃焼時間

小型トンネル模型を用いた火災実験は、Table 1に示すように天井の高さを15～75cm、燃焼皿の大きさを112cm、225cmに変えて13種類行った。なお、天井及び側壁のない開放空間での火災実験も2種類行っており、記号として $ H=\infty $ を用いた。今回は、トンネルを水平に保ち、強制換気を行わず自然換気の状態で実験を行った。

Table 1 Maximum burning rate and radiant heat transfer from flame and ceiling to fuel surface at various ceiling heights. ( $ \infty $ : Open fire without ceiling and side wall).

Fuel tray area	Tunnel heights	B·H³/²/A, ×2	Maximum burning rate by experiment	Radiant heat transfer from flame and ceiling to fuel surface q(kW/m²)
A: (cm²)	H (cm)	(m³/²)	R (g/s)
112	15	6.22	1.1	48
22.5	11.4	2.3	100
30	17.6	2.8	121
37.5	24.6	1.8	78
45	32.3	0.64	28
60	49.8	0.42	18
75	69.6	0.39	17
∞	∞	0.38	16
225	15	3.11	1.8	39
30	8.76	4.6	99
45	16.1	6.8	147
60	24.8	6.2	134
67.5	29.6	1.8	39
75	34.6	1.5	32
∞	∞	1.0	22

液体燃料の燃焼時間は、天井が高い場合には1時間10分内で、ほぼ定常状態になったので、全ての場合この時間とする予定であった。しかし、天井が低い場合には燃焼速度が4 g／s以上に上昇するようになり、この燃焼速度で1時間10分も燃焼が継続するとトンネルの天井が変形し、割れる恐れが生じた。また、火災実験は排煙装置の付いた室内で行っているが、燃焼速度が4 g／s以上になると排煙能力の不足のため、室内に高濃度の煙が充満し見通しがきかなくなり、実験を行う上で危険が生じるようになった。このため、燃焼速度が4 g／s以上に上昇した場合には、燃焼速度が、ほぼ一定かあるいは最大燃焼速度から低下した時点で燃料供給を止め実験を終了するようにした。

## 3 ．実験結果および考察

### 3.1 燃焼速度について

#### 3.1.1 燃焼速度の経時変化

燃焼速度の経時変化を燃焼皿112cm、225cmの場合について代表的な天井高さをパラメータとしてそれぞれFig.3(1)、(2)に示す。

天井が高い場合の燃焼速度は、時間の経過にしたが、い緩やかに増加し、最大燃焼速度に達するまでは長時間を要したが、その後、燃焼速度はほぼ一定となり定常状態となった。しかし、天井が低い場合の燃焼速度は、時間の経過に従い天井が高い場合と比べ急激に増加し、最大燃焼速度に達するまでは短時間であった。最大燃焼速度の後は定常状態にならず、燃焼速度は徐々に低下する傾向を示した。特に最大燃焼速度の後、天井高さ30cmの場合と比較してより長く測定した天井高さ15cmの場合は、最大燃焼速度から低下した後に定常状態となっている。

天井が低い場合、燃焼速度が一旦最大になり、その後低下しているのは、次のような理由が考えられる。

時間経過とともに徐々に天井が熱せられ、天井、火炎からの放射熱を液体燃料が受熱し、燃焼速度が上昇し始める。その後、天井等からの放射熱が強くなるに従い火炎は燃焼皿直上の火柱だけでなく、未燃蒸気が天井に流れ始め、火炎は天井に沿うように流れ出す。この頃が燃焼速度が最大になる時期であると考えられる。

この時期になると、流入空気は天井に沿って流れる火炎に巻き込まれ消費されるようになる。このため、燃焼皿直上の火柱まで十分に空気が流れなくなり、火柱は完全に燃焼することができなくなる。従って、火柱の温度が低下し、燃焼皿直上に立ち上がる火柱から燃料表面への放射熱が小さくなるので、燃焼速度は低下したものと考えられる。
(1) Fuel tray area $ 112cm^{2} $

(2) Fuel tray area 225cm $ ^{2} $

Fig. 3 Burning rate-time history of n-heptane. (H: Ceiling heights, ∞: Open fire without ceiling and side wall).

#### 3.1.2 最大燃焼速度に達するまでの時間

燃焼皿112cm、225cmの場合の最大燃焼速度に達するまでの時間は、Fig.3(1)、(2)から天井高さが低くなるほど短くなり、燃焼皿の大きさが大きくなるほど短くなった。

最大燃焼速度に達するまでの時間 $ t_{\mathrm{m}}(\mathrm{min}) $ と、天井高さ $ H(\mathrm{m}) $ と燃焼皿面積 $ A_{t}(\mathrm{m}^{2}) $ の比 $ H / A_{t} $ の関係を Fig.4 に示す。最大燃焼速度に達するまでの時間は、Fig.4 から回帰式により求めると (1) 式のように表すことができる。

$$ t_{\mathrm{~m~}}=0.018\mathrm{~(~}\frac{H}{A_{\mathrm{~f~}}}\mathrm{~)~}^{2.5} $$

最大燃焼速度に達するまで時間は天井の高さと燃焼皿面積の比の2.5乗に比例するように長くなった。なお、この関係は天井が比較的低く、Bが0.6m、H/Aが27/m以下の場合に成り立つ関係である。

#### 3.1.3 最大燃焼速度Rと天井高さHの関係

最大燃焼速度と天井高さの関係について Table 1 に示す。最大燃焼速度 R（g／s）は天井高さにより変化し、最大燃焼速度が最も大きくなる天井高さが存在することが分かった。最も大きくなる最大燃焼速度は燃焼皿112cmの場合、天井高さが30cmの時で2.8g／s、燃焼皿225cmの場合は天井高さが45cmの時で6.8g／sであった。

Fig. 4 Time to reach maximum burning rate $ t_{m} $ as a function of H/A $ _{f} $ . (H: Ceiling heights, A $ _{f} $ : Fuel tray area).
天井、側壁がない開放空間（Fig.3の∞印）での最大燃焼速度は、燃焼皿112cm、225cmでそれぞれ0.38g/s、1.0g/sであった。小型トンネル模型の最も大きい最大燃焼速度は天井、側壁がない開放空間のときの最大燃焼速度に比べ約7倍も大きな値を示した。

最も大きな最大燃焼速度を示す天井高さより天井高さが低くなるに従い最大燃焼速度は減少した。これは、天井から燃料表面への放射熱は十分受熱しているが、天井高さが低くなるに従い、出入口からの流入空気量が減少するためと考えられるので、このような燃焼状態は換気支配であると考えられる。換気支配における燃焼の特徴は、黒色の煙が大量に発生した。その煙は煤の集合体で開放空間での通常の煙より大きく、最大約5ヘーロ前後であった。

また、最も大きな最大燃焼速度を示す天井高さより天井高さが高くなるに従い最大燃焼速度は減少した。これは、流入空気量は十分であるが、天井高さが高くなるに従い、天井の温度が上昇せず天井から燃料表面への放射熱が減少したためと考えられるので、このような燃焼状態は、燃料支配であると考えられる。燃料支配における煙の発生は、換気支配に比べて少なく、開放空間での煙と、ほぼ同じであった。

本来は、実際にトンネル内への流入空気量を測定し、空気過剰率等から換気支配、燃料支配の区別を考察すべきであると思うが、今回は流入空気量を測定していないので、燃焼速度の増減から推定を行った。

最大燃焼速度が最も大きくなる天井高さは、天井および火炎からの放射加熱による液体燃料の蒸発量と燃焼に必要な流入空気量が最も有効に働いたものと考えられる。なお、天井高さ7.5cmの場合、燃焼皿112cmで実験を行ったが着火後、約3分で消えてしまった。このように、天井が極端に低くなると空気が入りにくくなり、小型トンネル模型内の燃焼は持続しなくなってしまった。

#### 3.1.4 最大燃烧速度と $ B\cdot H^{3/2} $ の関係

トンネル内の燃焼でも室内火災と同じように換気支配型と燃料支配型に分かれることを示した。天井高さを室内火災でも多く用いられている流入空気の従属変数である $ B\cdot H^{3/2} $ （B：トンネル幅）で整理し、最大燃焼速度Rを示すとFig.5のようになる。トンネルは、両出口で開口しているので、 $ B\cdot H^{3/2} $ を2倍にしたものを横軸とした。

Fig. 5 Maximum burning rate R as a function of B·H^{3/2}. (H: Ceiling heights, B: Tunnel widths, R: Maximum burning rate, X: Burning rate at steady state after maximum burning rate, ∞: Open fire without ceiling and side wall).

最大燃焼速度は燃焼皿112cm²の場合、 $ B \cdot H^{3/2} $ が約0.10で最も大きくなり、燃焼皿225cm²の場合は $ B \cdot H^{3/2} $ が約0.18で最も大きくなった。従って、この値以下が換気支配、この値以上が燃料支配となる区間と考えられる。

燃料支配の区間は、流入空気が十分にあり $ B\cdot H^{3/2} $ の大きさによらず最大燃焼速度は火炎および天井から燃料表面への放射熱量に比例する区間である。特に $ B\cdot H^{3/2} $ が大きくなると、最大燃焼速度は開放空間と変わらない大きさとなる。

換気支配の区間では、両皿共に最大燃焼速度は、 $ B \cdot H^{3/2} $ に、ほぼ比例している。室内火災の換気支配の区間では、燃焼速度は燃焼皿の大きさにかかわらず、 $ B \cdot H^{3/2} $ に比例し、 $ B \cdot H^{3/2} $ が同じであれば燃焼速度も同じ値を示す $ ^{9} $ 。しかし、小型トンネル模型では両皿の最大燃焼速度を比較すると燃焼皿112cm $ ^{2} $ より225cm $ ^{2} $ のほうが最大燃焼速度は約50%大きな値を示した。

この理由は次のように考えることができる。最大燃焼速度の時には、天井に沿って流れる火炎に流入空気が巻き込まれるようになる。この時期は、天井に沿う火炎は、トンネル内に空気が十分にあるので、燃焼皿の大きい方がよく燃焼したためと考えられる。
次に、換気支配時における最大燃焼速度の後の定常状態の燃焼速度について述べる。

換気支配で最大燃焼速度の後の定常状態における燃焼速度を測定したのは、Fig.3に示すように天井の高さ15cmの時である。天井高さ15cmの場合をFig.3(1)、(2)から比較すると最大燃焼速度は燃焼皿225cmの方が112cmより約50％大きくなっているが、最大燃焼速度の後、徐々に低下し定常状態になった燃焼速度は、両皿でほとんど同じ1.0g/sを示している。この燃焼速度をFig.5に×印で示した。

換気支配における最大燃焼速度後の定常状態の燃焼速度は、天井高さ15cmの時だけ両皿で一致することを確認したが、他の天井高さではどのようになるか測定していないので不明である。

#### 3.1.5 単位面積当たりの最大燃焼速度と $ B \cdot H^{3/2} / A_{t} $ の関係

燃料支配の区間では、燃料表面の単位面積当たりに受ける天井および火炎からの放射熱は一定であるとすれば、最大燃焼速度は燃焼皿面積に比例し、単位面積当たりの最大燃焼速度 $ R/A_{t} $ は一定になると考えられる。

また、流入空気量の従属変数である $ B\cdot H^{3/2} $ は、完全燃焼するためには燃焼皿面積に比例し、 $ B\cdot H^{3/2}/A_{t} $ は一定になると考えられる。

そこで、天井高さを $ B \cdot H^{3/2} / A_{f} $ で整理し、単位面積当たりの最大燃焼速度 $ R / A_{f} $ を示すとFig.6のようになる $ ^{10} $ 。トンネルは、両出口で開口しているので、 $ B \cdot H^{3/2} / A_{f} $ を2倍にしたものを横軸とした。

このように整理すると、燃焼皿112cm²、225cm²では燃焼速度がほぼ同じような一本の曲線で表すことができた。また、天井高さ15cmについて最大燃焼速度の後、徐々に低下し定常状態になった燃焼速度をFig.5に×印で示したと同じようにFig.6に×印で示した。

小型トンネル模型では、両皿で最大燃焼速度 $ R/A_{t} $ は $ B\cdot H^{3/2}/A_{t} $ が約2から約8までの範囲では、流入空気量のパラメータ $ B\cdot H^{3/2}/A_{t} $ に比例するように直線的に増加し、約8で最大となった。約8から約20まで大きくなるに従い火炎および天井からの放射熱の減少にともない急激に減少する傾向を示した。約20以上では開放空間とほとんど変わらない燃焼速度を示した。

従って、本実験で用いた小型トンネル模型では、

Fig. 6 Maximum burning rate per unit area R/A_{f} as a function of B·H^{3/2}/A_{f}. (H: Ceiling heights, B: Tunnel widths, A_{f}: Fuel tray area, R: Maximum burning rate, X: Burning rate at steady state after maximum burning rate, ∞: Open fire without ceiling and side wall).

$ B \cdot H^{3/2} / A_{t} $ が約2から約8までの範囲は換気支配の燃焼となり、約8より大きくなると燃料支配の燃焼であると考えられる。 $ B \cdot H^{3/2} / A_{t} $ が約8で最も大きい最大燃焼速度となった。

しかし、これらは $ B \cdot H^{3/2} / A_{f} $ の中で $ A_{f} $ が112cm²、225cm²の2種類、Bが60cm、Hが15～75cmの範囲での実験結果である。これらをさらに大きな実大規模のトンネルに適用する場合には次のような事を考慮する必要がある。

実大規模では、放射熱が小型トンネル模型よりも大きくなる可能性がある。この場合、Fig.6に示す最も大きい最大燃焼速度0.28g/m²sより増大すると考えられる。従って、最も大きい最大燃焼速度を示す $ B\cdot H^{3/2}/A_{f} $ の値も約8より大きくなると考えられる。後述の4項で求めた換気支配における液体燃料への放射熱qと $ B\cdot H^{3/2}/A_{f} $ との関係式(7)から、最大の放射熱qが約147kW/m²より大きい場合には、最も大きい最大燃焼速度となる $ B\cdot H^{3/2}/A_{f} $ の値も放射熱に比例し(2)式のように約8よりも増大することが予想される。

$$ \frac{B\cdot H^{3/2}}{A_{f}}=0.056q $$
ただし、

q：天井および火炎から燃料表面への最大放射熱（kW／m²）

なお、今回の実験では小型トンネル模型の長さは7.28mと固定にしているので、トンネル長さに対する燃焼速度の影響は調べていない。トンネル長さに対する流入空気の抵抗による燃焼速度の影響は今後の研究課題である。

### 3.2 火炎の形態

#### 3.2.1 燃焼皿直上の火柱の大きさ

最大燃焼速度時のトンネル出口から観察した燃焼皿直上で燃え上がる火柱の無次元横幅と $ 2 \cdot B \cdot H^{3/2} / A_{t} $ の関係について Fig.7 に示す。

換気支配の $ B\cdot H^{3/2}/A_{f} $ が約2から約8の範囲では、未燃蒸気は床面に広がり、トンネルの出口から内部を見た火柱の横幅はトンネルの横幅60cm一杯となった。トンネルの長手方向に伸びた火柱の縦幅は、写真から正確に測定することはできなかった。換気支配で点火直後から最大燃焼速度に至るまでは、燃焼皿直上の火柱の色は、開放空間での燃焼と同じ橙色を示しているが、最大燃焼速度から後は、徐々に火柱の色は薄赤色を示すようになった。このことから、3.1.1でも説明したが、天井に沿った火炎に流入空気が巻き込まれ、そこで大部分消費され、燃焼皿直上の火柱まで十分に空気が届かず、火柱近傍では酸素濃度が低下して

Fig. 7 Dimensionless flame widths over fuel tray as a function of B·H^{3/2}/A_{f}. (H: Ceiling heights, B: Tunnel widths, A_{f}: Fuel tray area, L_{w}: Flame widths at maximum burning rate, $ \infty $ : Open fire without ceiling and side wall).

いると考えられる。

燃料支配の $ B\cdot H^{3/2}/A_{f} $ が約8以上では、火柱の横幅は、 $ B/H^{3/2}/A_{f} $ が大きくなるに従いトンネル幅より小さくなった。 $ B\cdot H^{3/2}/A_{f} $ が20以上の火柱の横幅は、閉放空間とほぼ同じ状態で、燃焼皿一辺の大きさより少し大きく約1.6倍を示した。これは、燃焼皿を床に埋め込んでいるために火炎の横幅は、燃焼皿の大きさより少し大きくなったものである。

Fig.7の中で、 $ 2 \cdot B \cdot H^{3/2} / A_{f} $ が約25、30の丸印は黒丸印と大きく異なっている。これは、燃焼皿が225cm²の場合、火柱が側壁の方に引き寄せられたために、火柱の断面は、横幅をトンネル幅、縦幅を燃焼皿の一辺とするような細長い形になったためである。

#### 3.2.2 天井に沿って流れる火炎の長さ

天井に沿って流れる最大燃焼速度時の火炎の長さと $ B\cdot H^{3/2}/A_{1} $ の関係についてFig.8に示す。

換気支配の $ B \cdot H^{3/2} / A_{f} $ が約2から約8までの範囲では天井に沿って流れる火炎の長さは、天井高さの約6倍の長さに伸びた。換気支配である限り、この約6倍の値は天井高さによって大きく変わらなかった。この時の天井面に沿って流れる火炎面は滑らかではなく、波打つような波面が観測された。換気支配で天井に沿って火炎が長くなる理由は3.1.1で指摘した理由と同じである。

燃料支配の $ B \cdot H^{3/2} / A_{f} $ が約15以上では、天井に沿って流れる火炎の長さは極端に短くなった。

Fig. 8 Dimensionless flame lengths extending horizontally under ceilings as a function of $ B \cdot H^{3/2} / A_{f} $ . (H: Ceiling heights, B: Tunnel widths, $ A_{f} $ : Fuel tray area, $ L_{f} $ : Flame lengths at maximum burning rate).
## 4 ．燃烧速度から液体燃料への放射伝熱量の推定

今回の実験で、トンネル内では開放空間に比べ約7倍も燃焼速度が大きくなる場合のあることが明らかになった。これは燃焼皿直上の火柱、天井に沿って流れる火炎および天井壁面から燃料表面への放射熱が大きくなるために燃焼速度が大きくなっていると考えられる。

本項では、燃料の燃焼速度から液体燃料への放射伝熱量 q を推定することにする。

天井および火炎から液体燃料への放射伝熱量と燃焼速度との関係は、(5)式のように表すことができる $ ^{11} $ 。

$$ q = \frac{R}{A_{f}} (H_{v} + C_{f} (T_{s} - T_{a})) \\
= 486 \frac{R}{A_{f}} $$

ただし、

$$ \begin{aligned}&H_{v}: 蒸発熱 &316&(kJ/kg)\\&C_{f}: 液体燃料の比熱 &2.12&(kJ/kgK)\\&T_{s}: 液体燃料表面温度 &373&(kJ/kg)\\&T_{a}: 液体燃料深部温度 &293&(kJ/kg)\end{aligned} $$

(5)式に燃焼速度を代入し液体燃料への放射伝熱量を計算するとTable 1に示すようになる。燃焼皿112cm²の大きさでは、開放空間においては16kW/m²であるが、小型トンネル模型で天井高さが30cmの時最大で、121kW/m²である。燃焼皿225cm²の大きさでは、開放空間においては22kW/m²であるが、小型トンネル模型で天井高さが45cmの時最大で、147kW/m²であり、両皿ともに液体燃料への放射伝熱量は、開放空間の場合の約7倍の大きさである。

換気支配ではFig.6から単位面積当たりの燃焼速度 $ R/A_{1}(kg/m^{2}s) $ は、換気パラメータ $ B\cdot H^{3/2}/A_{1} $ に、ほぼ比例し(6)式のような関係になる。

$$ \frac{R}{A_{\mathrm{f}}}=0.038\frac{B\cdot H^{3/2}}{A_{\mathrm{f}}} $$

従って、換気支配では液体燃料への放射伝熱量 q と換気パラメータ $ B \cdot H^{3/2} / A_{1} $ との関係は(5)式、(6)式から(7)式のように表すことができる。

$$ q=18\frac{B\cdot H^{3/2}}{A_{\mathrm{f}}} $$

ただし、この式は $ B\cdot H^{3/2}/A_{t} $ が約8以下の換気支配で、ほぼ成り立つ関係である。

### 5. まとめ

天井高さ可変な小型トンネル模型（長さ7.28m、幅0.6m、高さ0.15～0.75m）を用い、n一ヘプタンによる火災実験を自然換気の状態で行い、燃焼速度、燃料支配、換気支配等について調べた結果、次のようなことが分かった。

(1) 小型トンネル模型のサイズにおいては、 $ B \cdot H^{3/2} / A $ ，が約2～約8までは換気支配、約8をこえると燃料支配の燃焼となった。燃焼速度は $ B \cdot H^{3/2} / A $ ，が約8で最大となり、トンネル内では火炎および天井から燃料への放射熱の増加によって、開放空間に比べて約7倍大きい燃焼速度に達した。

(2) 小型トンネル模型内では、火炎および天井から液体燃料表面への放射伝熱量は、最大燃焼速度の時に最大で、燃焼皿112cm²の大きさでは最大121kW/m²に、燃焼皿225cm²の大きさでは最大147kW/m²に達したと推定される。

(3) 換気支配の燃焼では、燃焼皿直上に立ち上がる火柱の幅は燃焼皿の数倍の大きさになった。火炎は天井に沿って流れ出し、その火炎の長さは天井高さの約6倍にまで伸びた。

### 6. おわりに

小型トンネル模型でn—ヘプタンを使用した火災実験を行い、基本的な燃焼速度、燃料支配、換気支配等について調べたが、実大規模と小型模型では燃焼皿直上に立ち上がる火柱および天井に沿って流れる火炎の熱放射率、火炎温度等が異なると思われる。今後は小型トンネル模型と実大規模トンネルでの火炎の熱放射率、火炎温度等の相違点を考察し、燃焼速度が実大規模トンネル火災にも適用できるよう検討する必要があると思われる。

また、トンネル長さ L は 7.2m (L/H=4.9～24.3) と固定されているため、十分長いトンネルの長さによる燃焼速度の影響を調べることができなかった。トンネル長さによる燃焼速度の影響は今後の課題であ