Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
VI 数量化理論III類分析結果

付 - VI - 1 カテゴリー数量

アイテム	カテゴリー	反応サンプル数	X¹	X²
計画との関連(問1)	計画なし	108	4.295	0.348
ガイドライン	368	-0.431	-0.215
計画準拠他	178	-2.440	0.531
その他	44	2.936	1.201
予算編成方針(問5-2)	国等の指導提示	418	-0.278	0.502
"提示せず	280	0.415	-0.749
予算編成方針(問5-3)	計画提示	428	-1.662	-0.023
"提示せず	270	2.635	0.037
上限提示(問6)	一律上限提示	86	-0.791	-2.441
上限提示(一律でない)	230	-0.294	-0.119
提示せず	382	0.355	0.621
復活折衝,首長査定での変化(問8)	規模・内容変化	213	-0.086	0.051
内容変化	161	0.253	0.859
変化せず	324	-0.068	-0.461
議会に対する事前調整(問10)	すない	336	-0.096	-0.689
しない	362	0.098	0.639
修正・否決例(問12)	なし	612	-0.037	0.314
あし	86	0.263	-2.235
住人ニーズの受入窓口(問15-1)	議員政党Yes	480	-0.092	0.651
"No	217	0.204	-1.443
首長介入段階(問17)	計画策定段階	129	-2.755	0.575
予算編成方針段階	97	0.665	1.319
要求段階	51	0.726	1.025
査定段階	141	0.671	-1.263
復活折衝段階	230	0.791	-0.164
その他	50	-0.457	-0.773
単独施策発案者(問21-1,2)	首長Yes	256	-0.273	1.317
"No	442	0.158	-0.763
福祉に対する考え方(問27)	推進持制	218	-0.090	0.882
維持制	263	0.036	-0.521
抑搾制	217	0.047	-0.255
建設事業編成パタン(問32)	枠提示せず	215	0.785	-0.881
枠提示	91	-1.177	-1.972
枠提示	218	1.825	1.139
計画に基づく	174	-2.642	0.692
建設事業査定因(問36-2)	計画Yes	553	-1.094	0.021
"No	145	4.173	-0.083
建設事業費査定因(問36-3)	国等の指導Yes	618	-0.158	0.289
"No	80	1.225	-2.239
首長裁量分(問38)	10%未満	280	-0.408	-0.087
10~20%	172	-0.064	-0.794
20~50%	131	0.635	0.748
50%以上	61	0.639	0.831
その他	54	0.058	0.229
アイテム	カテゴリ-	反応サンプル数	X¹	X²
建設事業費における補助金の影響(問39)	なし227	471227	-0.1100.228	-0.1800.374
給与改訂の影響(問42-2)	国等の指導YesNo	209489	0.216-0.092	1.484-0.634
給与改訂の影響主体(問43-1)	首長YesNo	452246	-0.0770.143	1.554-2.855
給与改訂の影響主体(問43-2)	議会YesNo	100598	0.036-0.006	2.797-0.467
給与改訂の影響主体(問43-3)	財政部門YesNo	136562	-0.1950.047	-3.6910.893
職員増減の影響主体(問50-1)	首長YesNo	302396	0.046-0.035	2.154-1.643
職員増減の影響主体(問50-2)	財政部門YesNo	232466	-0.0520.026	-1.8650.928
予算編成方式の変化(問54-1)	首長の影響力YesNo	71627	1.493-0.169	3.253-0.368
予算編成方式の変化(問54-2)	事務当局の力YesNo	217481	1.691-0.763	-0.6240.281
予算編成方式の変化(問54-3)	計画YesNo	296402	-2.2361.648	-0.2070.152
付 - VI - 2 属性別サンプルスコア

属性	反应サンカ数	Y¹	Y²
平均	分散	標準偏差	平均	分散	標準偏差
制度上の区分	都道府県政令都市特別市町	42	0.012	0.096	0.310	-0.137	0.050	0.225
8	-0.163	0.032	0.180	-0.206	0.068	0.261
20	0.049	0.081	0.285	-0.155	0.049	0.221
547	-0.001	0.132	0.363	0.005	0.064	0.253
81	0.007	0.136	0.369	0.093	0.068	0.262
人口	30万人以上	34	0.006	0.111	0.333	-0.174	0.059	0.244
10～30万人	108	-0.055	0.096	0.310	-0.010	0.069	0.262
5～10万人	181	0.028	0.134	0.367	-0.006	0.062	0.249
3～5万人	223	-0.014	0.148	0.384	0.041	0.057	0.239
3万人未満	82	0.043	0.136	0.370	0.115	0.067	0.259
都道府県政令都市·特別区	70	0.002	0.088	0.297	-0.150	0.052	0.229
人口	5％以上	76	-0.018	0.146	0.382	-0.025	0.095	0.308
3～5％	72	0.032	0.144	0.379	-0.023	0.053	0.232
2～3％	73	-0.061	0.103	0.322	-0.021	0.061	0.248
1～2％	143	-0.000	0.103	0.321	0.001	0.067	0.260
0～1％	206	0.021	0.137	0.370	0.010	0.068	0.262
0％減少	128	-0.006	0.133	0.365	0.022	0.055	0.236
予算規模	200億円以上	132	-0.017	0.094	0.307	-0.114	0.063	0.251
100～200億円	83	-0.009	0.110	0.332	-0.034	0.076	0.276
50～100億円	191	0.037	0.134	0.367	-0.016	0.058	0.241
30～50億円	214	-0.023	0.146	0.382	0.065	0.057	0.240
30億円未満	78	0.013	0.135	0.368	0.089	0.065	0.256
実施収支比率	10％以上	74	0.019	0.143	0.378	0.077	0.051	0.226
5～10％	140	-0.062	0.121	0.348	0.032	0.061	0.248
2.5～5％	139	0.006	0.130	0.361	0.011	0.071	0.267
0～2.5％	207	-0.029	0.121	0.348	0.017	0.065	0.255
-5～0％	80	0.067	0.113	0.336	-0.113	0.063	0.251
-5％以下	58	0.121	0.134	0.367	-0.109	0.059	0.244
財政力指数	1.0以上	43	0.006	0.123	0.350	-0.016	0.055	0.234
0.75～1.0	122	0.000	0.121	0.349	-0.024	0.067	0.259
0.5～0.75	235	-0.019	0.121	0.348	-0.015	0.075	0.275
0.25～0.5	249	0.018	0.132	0.364	0.020	0.060	0.245
0.25未満	49	-0.009	0.159	0.398	0.048	0.061	0.247
1次就業比率	20％以上	191	-0.004	0.142	0.376	0.017	0.063	0.251
10～20％	156	0.020	0.132	0.363	0.029	0.059	0.243
5～10％	109	-0.001	0.118	0.344	-0.003	0.069	0.264
3～5％	44	-0.083	0.111	0.334	-0.040	0.060	0.245
1～3％	74	-0.017	0.104	0.323	-0.096	0.066	0.258
1％未満	43	0.052	0.110	0.331	-0.143	0.049	0.223
非該当(町)	81	0.007	0.136	0.369	0.093	0.068	0.262
属	性	反应サン カ数	Y¹	Y²
平 均	分 散	標準偏差	平 均	分 散	標準偏差
2	50 % 以 上	40	-0.030	0.133	0.365	0.004	0.070	0.265
次	40 ~ 50 %	163	-0.028	0.124	0.352	-0.035	0.066	0.258
就	30 ~ 40 %	198	-0.025	0.119	0.345	0.001	0.068	0.262
業	25 ~ 30 %	92	-0.021	0.112	0.335	-0.025	0.070	0.264
比	20 ~ 25 %	75	0.112	0.142	0.378	0.000	0.044	0.210
率	20 % 未 满	49	0.077	0.135	0.367	0.000	0.064	0.254
非 該 当(町)	81	0.007	0.136	0.369	0.093	0.068	0.262
3	60 % 以 上	112	0.011	0.113	0.336	-0.058	0.060	0.245
次	55 ~ 60 %	85	0.046	0.097	0.311	-0.058	0.057	0.240
就	50 ~ 55 %	112	0.015	0.123	0.351	-0.045	0.074	0.273
業	45 ~ 50 %	101	0.056	0.140	0.375	0.008	0.073	0.271
比	40 ~ 45 %	111	-0.045	0.128	0.358	0.019	0.065	0.256
率	40 % 未 满	96	-0.086	0.145	0.380	0.064	0.045	0.213
非 該 当(町)	81	0.007	0.136	0.369	0.093	0.068	0.262
首長の政 党 色	自 民 保 守 系 無 所 属 純無所属(町を含む) 革 新 系 無 所 属 革 新	62	0.041	0.170	0.413	-0.017	0.055	0.235
383	-0.006	0.122	0.349	0.000	0.064	0.254
136	-0.005	0.128	0.357	0.050	0.073	0.271
106	0.019	0.128	0.357	-0.054	0.068	0.261
11	-0.126	0.085	0.292	0.002	0.054	0.234
Serial No. 79

# 消防研究所报告

通 卷 79 号

1995年3月

## 目次

ハロン代替候補物質の消火性能と実用性評価

井上康史，斎藤直，佐宗祐子，尾川義雄……（1）

気象庁強震計記録に基づく大阪でのやや長周期地震動特性

座間信作……(8)

石油タンクの隅肉溶接部近傍の弾塑性解析

一その２ 歪み分布一

西晴樹，亀井浅道，山田實……(22)

遺伝的アルゴリズムによる適応ディジタルフィルタの構造決定法について

細川直史，座間信作……(31)

所外発表論文……(39)

消防厅消防研究所
# REPORT OF FIRE RESEARCH INSTITUTE OF JAPAN

Serial No. 79

March 1995

## —Contents—

Evaluation of Fire Suppression Efficiency and Practical Applicability of Halon Replacements

Yasufumi Inoue, Naoshi Saito, Yuko Saso and Yoshio Ogawa ..... 1

Characteristics of Long-Period Strong Motion Obtained from JMA Strong Motion Seismograms in Osaka

Shinsaku Zama ..... 8

Elasto-Plastic Analysis around the Toe of Fillet Welded Joint in Oil Storage Tank

—Part 2: Distribution of Strain —

Haruki Nishi, Asamichi Kamei and Minoru Yamada ..... 22

Determination of Structure of Adaptive Digital Filter Using Genetic Algorithm

Masafumi Hasokawa and Shinsaku Zama ..... 31

Articles of staff of FRI published by Outside Organization ..... 40

Published by

Fire Research Institute

14-1, Nakahara 3-chome, Mitaka, Tokyo, Japan
# ハロン代替候補物質の消火性能と実用性評価

井上康史 $ ^{*} $ 、斎藤直、佐宗祐子、尾川義雄

(平成6年11月17日受理)

成層圏オゾン層の保護を目的に1994年1月1日からハロン消火剤の生産が禁止され、ハロン代替の消火剤候補物質が提案されている。これら物質を実用とする場合の問題点を検討するため、FC-3-1-10、HFC-227ea、及びHFC-23の3種類のハロン代替候補物質の消火性能を、カップパーナー装置でヘプタン、エチルアルコール及びトルエンに対する消炎濃度を測定して評価し、他の文献値と比較した。消炎濃度の大きさは、全ての燃料で、HFC-23＞HFC-227ea＞FC-3-1-10の順であり、消火性能はFC-3-1-10が最も大きかった。

実用性評価の試みとして、測定したハロン代替候補物質の消炎濃度から、全域放出消火装置に関する米国防火協会のNFPA2001基準に従い防護区画単位体積当たり必要な消火剤量を求めた。消火剤量の大きさの順序はFC-3-1-10＞HFC-227ea＞HFC-23となり、重量基準の消火性能は消炎濃度による消火性能と逆の結果となった。これは、消炎濃度を重量パーセントで表わすと本来の消炎濃度の大きさの順と逆になるためである。ハロン1301との消火剤量の比は、消炎濃度の高いエチルアルコールの方がヘプタンより大きくなる。この原因は、ハロン1301の設計濃度が両燃料共に最低基準の5％であるのに対し、ハロン代替候補物質の場合は消炎濃度の1.2倍としたためで、実用の際に注意が必要である。

### 1. まえがき

ガス系消火設備の代表的消火剤として利用されてきたハロン1301消火剤は、高性能、高絶縁性、高浸透性、低毒性等の優れた特性をもち、コンピューター設備、通信設備、発電所、変電所などの重要施設に多く用いられてきた。しかし、成層圏のオゾン層を破壊する物質であるとの理由により、1994年1月1日から生産が禁止された¹。このため、ハロン代替候補物質として数種のフッ素化合物が主として米国で開発され、さらに別の新候補物質も研究されている。これらのハロン代替候補物質を消火剤として使用する場合の諸課題について早急に検討され、わが国でも利用できるようになることが望まれている。それらの検討項目の一つに、消火性能の評価がある。

現在、国際的に規格化された消火剤の性能評価方法は存在しない。しかしながら、従来から性能評価の一方法としてカップバーナー装置で測定した消炎濃度が広範に用いられ、設計濃度を決めるための一基準として利用されてきた $ ^{2)} $ 。測定者により、場合によっては相対値で30%もの差がでることのあるカップバーナー法の消炎濃度を、これに20%程度の安全係数を加味して設計濃度を求めるための基準とする $ ^{3)} $ ことには疑問が残る。しかし、これに代わる有望な消炎濃度の測定方法は、未だに提案されていない。また、カップバーナー装置による消炎濃度は、装置の寸法などを決めると十分に再現性のよいデータの得られることが知られている $ ^{4)} $ 。本研究では、消防研究所で開発し利用してきたISOタイプのカップバーナーにより、現在入手可能な3種類のハロン代替候補物質のヘプタン、エチ
ルアルコール、トルエンに対する消炎濃度を求め、ハロン1301の消炎濃度及び消炎濃度の文献値と比較し、候補物質の消火性能の傾向を調べることを目的の一つとした。ここで研究の対象とした3種類のハロン代替候補物質はFC-3-1-10、HFC-227ea、及びHFC-23で、それらの化学式はそれぞれC_{4}F_{10}、CF_{3}CHFCF_{3}、CHF_{3}である。

次に、消火剤の実用性評価上、「防護区画単位体積当たりの消火剤の量 $ ^{5)} $ （以下、消火剤量と略）」が重要である。ここで、防護区画とは消火設備による消火対象の区画された室内等の空間を意味する。消火剤量は、消炎濃度を参考にして求められる体積1 $ m^{3} $ 当たりに必要とされる基準の消火剤重量（kg／ $ m^{3} $ ）で、消火設備を設置する場合の経費や設置場所の大きさを算出するための基本データである。ハロン代替候補物質には、ハロン1301の消火性能を越えるものはない $ ^{1)} $ 。そのため、候補物質を消火剤として利用する場合、消火設備に必要な消火剤量がハロン1301の何倍になるかが、消火設備設置のコスト面からも関心が持たれる。したがって、今回測定した消炎濃度と、米国ですでに定められNFPA2001 $ ^{3)} $ に記載されている全域放出消火装置に関する技術基準から、必要とされる消火剤量を各代替候補物質について調べる。

最後に、それらの消火剤量のハロン1301の消火剤量に対する比を、ヘプタンとエチルアルコールについて求め、危険物施設の消火設備にハロン代替候補物質を消火剤として利用する場合の消火性能からの留意点について触れることにする。

### 2. 実験装置及び実験方法

実験に用いたISOタイプのカップバーナー装置をFig.1に示す。本装置は、カップバーナー本体、定液面燃料供給装置及びマスフローコントローラーで構成されている。カップバーナー本体には燃料を入れておく外径30mmのカップと、その外側に内径85mmの外管が同軸状に配置されている。カップと外管はパイレックスガラス製である。また、バーナー装置下部には空気と消火剤との混合及び装置内を流れる混合気の整流を目的にガラスビーズが入れられている。

空気と消火剤の流量調整をマスフローコントローラ

Fig.1 Schematic diagram of ISO type cup burner system
一で行った。精密測定用湿式ガスメーターを基準流量計として、マスフローコントローラーを較正した。マスフローコントローラーの流量設定目盛と実流量との間に良好な直線関係があり、設定流量の相対誤差は1％以下と見積もられた。

消炎濃度を測定する場合には、室温と大気圧を測定し、空気及び消火剤の流量を25℃、1気圧の体積流量に換算した。25℃、1気圧における空気流量を常に40ｌ／minに固定し測定を行った。

実験で用いた空気は、乾燥機を備えた無潤滑油型空気圧縮機からの空気である。この空気圧縮機の吐き出し容量は、最大400ｌ／minである。燃料のヘプタン、エチルアルコール及びトルエンには、市販の特級試薬をそのまま用いた。また、消火剤として使用した3種類のハロン代替候補物質について、ガスクロマトグラフを用いてそれぞれの純度が99％以上であることを確認した。

測定操作を次のように行った。空気流量を40ｌ／minに調整し、バーナーへ供給する。次に、カップ内の燃料に点火し、予燃中の燃料液面がカップの上端とほぼ一致するようにオーバーフロー式定液面燃料供給装置を調整する。約8分間予燃したのち消火剤を加え、階段状に消火剤濃度を増加させる。消火剤濃度の増加幅を添加濃度が高くなるに従って小さくし、消炎する濃度付近では0.1％ずつとした。各添加濃度で10秒間その消火剤濃度を保持し、正しく調整された消火剤濃度の気流中で火炎が燃焼、消炎するようにした。消炎したときの消火剤流量Q（ｌ／min）と空気流量40ｌ／minから、次式を用いて消炎濃度Ce（%）を求めた。

$$ Ce=Q/(Q+40)\times100 $$

Table 1 Comparison of flame extinguishing concentrations of replacements and halon 1301 for n-heptane

Unit : %

Agent	This Work*	Reference (3)
NRL	3M	NMERI	Fenwal	GLCC	Average*
HFC - 23	12.4±0.2	12	----	12.6	12	12.7	12.3±0.4
FFC - 227ea	6.4±0.1	6.6	----	6.3	5.8	5.9	6.2±0.4
FC - 3 - 10	5.2±0.1	5.2	5.9	5.0	5.5	----	5.4±0.4
Halon1301	3.4±0.1	3.1	3.9	2.9	3	3.5	3.2±0.4

$ ^{*} $ The numbers after $ \pm $ sign are standard deviations, $ \sigma $ (N-1).

NRL: Naval Research Laburtory

NMERI: New Mexico Engineering Research Institute

GLCC : Great Lakes Chemical Company

Table 2 Flame extinguishing concentration of halon replacements and halon 1301 for toluene and ethyl alcohol

Unit : %

Agent	Toluene	Ethyl alcohol
This Work $ ^{*} $	(6)	This Work $ ^{*} $	(6)
HFC-23	9.7±0.1	---	16.0±0.1	---
HFC-227ea	4.6±0.1	---	8.2±0.1	---
FC-3-1-10	3.6±0.1	4.2	6.9±0.1	6.8
Halon1301	2.2±0.1	2.7	4.1±0.1	4.7

$ ^{*} $ The numbers after $ \pm $ sign are standard deviations, $ \sigma $ (N-1).

Number in ( ) indicates reference number.

有効なデータが5個以上得られるまで繰返し測定を行った。

### 3. 結果と考察

### 3.1 ハロン代替候補物質の消炎濃度

消防研究所のカップバーナー装置で測定した、3種類のハロン代替候補物質のヘプタンに対する消炎濃度をTable 1に、トルエン及びエチルアルコールに対する消炎濃度をTable 2に示す。既に報告されている消炎濃度の文献値と比較検討するため、Table 1にはNFPA2001 $ ^{3)} $ に記載されている消炎濃度を測定した組織名とともに掲げ、それらのデータの平均と標準偏差
を示した。また、Table 2には3M社の測定データ $ ^{6)} $ を併記した。なお、Tables 1,2中の消炎濃度データの標準偏差値σ（N-1）は、土記号を付けて示されている。

Table 1から、ヘプタンに対する消炎濃度の我々の測定値は、ハロン代替候補物質それぞれについて、NFPA2001に記載されている消炎濃度の平均値とよく一致していることがわかる。このことは、消炎濃度の測定がさまざまな機関で、さまざまなサイズのカップバーナー装置を用いて測定されているが、我々のカップバーナー装置は、それらの装置で得られる代表的消炎濃度を与えることを意味する。それゆえ、Table 2に示したトルエン及びエチルアルコールに対する消炎濃度の文献値は、我々の測定値より20％以上大きいものもあるが、ここで測定した我々の消炎濃度は、これらの燃料に対しても代表的消炎濃度になっていると考えて良い。

空気中の体積濃度である消炎濃度で、ハロン1301とハロン代替候補物質の消火性能を比較すると、消火性能の高い順番は、実験に用いた3種類全ての燃料に対し、ハロン1301＞FC-3-1-10＞HFC-227ea＞HFC-23の順となった。また、燃料に対する消炎濃度の大きさの傾向は、各ハロン代替候補物質とも同じで、トルエン＜ヘプタン＜エチルアルコールの順に大きくなり、これはハロン1301のそれぞれの燃料に対する消炎濃度の大きさの傾向に等しい。

Table 1 中の、それぞれのデータの標準偏差に着目すると、数値の大きさとしてNFPA2001掲載データの標準偏差は、我々の測定データの標準偏差の2倍から4倍大きくなっている。我々のデータの標準偏差は、同一のカップバーナーによる測定で生じるデータのバラツキに関するものであり、NFPAのそれは各測定機関で得た消炎濃度データのバラツキであるため、性格が異なり単純に比較することはできない。しかし、我々が同一のカップバーナーで測定した消炎濃度データでは、標準偏差の平均値に対する割合は3％以下でバラツキは少なく再現性が良いのに対し、異なる測定機関に渡る消炎濃度データの標準偏差は全て3％以上であり、変動の大きなものになっている。特に消炎濃度の小さいハロン1301の場合には、NFPAデータでは約14％にも達している。

同一サイズのカップバーナー装置で得られる消炎濃度の再現性はよく $ ^{4} $ 、従って、Table 1に見られた各消火剤の消炎濃度のバラツキは、

(1) カップバーナー装置に統一された規格がなく、測定者により異なる装置で消炎濃度が測定されたため、バーナー規模の影響 $ ^{7,8} $ がでたこと、

(2) 測定の具体的な手順、すなわち、予燃時間、消火剤を添加する際の消火剤濃度の増加幅と各濃度での保持時間などの条件が統一されていないための影響を無視できないこと

等、カップバーナー装置と消炎濃度の測定方法が基準化されていないことに起因していると考えてよい。カップバーナーによる消炎濃度測定法について、何らかの標準化がなされる場合には、前記(1)及び(2)で指摘した問題点について十分な検討を行い標準化すべきである。

### 3.2 ハロン代替候補物質とハロン1301の消火剤量

「まえがき」に述べた消火剤量の定義より、任意の消火剤の消火剤量が分かれば、体積 $ V\left(\mathrm{m}^{3}\right) $ の防護区画に必要とされる消火剤の重量をただちに求めることができる。したがって、消火剤量の値は、消火設備を設置するための経費や、必要な量の消火剤を設置する床面積を算出するための基本的なデータとなる。ここで、ハロン代替候補物質に関し、NFPAの基準 $ ^{3)} $ に従い必要とされる消火剤量を、消防法令 $ ^{5)} $ に規定されているハロン1301の消火剤量と比較する。

消火設備に必要なハロン代替候補物質とハロン1301の必要量の重量比をKとし、ハロン代替候補物質の消火剤量をW_{1}、及びハロン1301の消火剤量をW_{2}として、K=W_{1}/W_{2}で表すことにする。W_{2}に、現行の消防法令に従いハロン1301の消火剤量0.32（kg／m^{3}）を用いることにする。さらに、ハロン代替候補物質のW_{1}は、ハロン1301消火設備に関するNFPA 12A^{9}に記載されている消火剤量の式

$$ W_{1}=W/V=(C/(100-C))/S $$

を用いて求めることにする。ここで、Sはハロン代替候補物質の比容積（ $ m^{3}/kg $ ）、すなわち気体状態にある消火剤密度の逆数であり、温度の関数となる。Cは設計濃度（%）で、消炎濃度に安全係数と消炎濃度の積を加え算出される濃度である。

消防法令の $ W_{2}=0.32\ (kg/m^{3}) $ の値は、米国におけるハロン1301消火設備の基準、NFPA 12A $ ^{9)} $ に従うなら、防護区画の温度が約30℃で、設計濃度を5％とするときの値である。そこでハロン代替候補物質については、30℃にほぼ等しい90°Fにおける比容積Sを
NFPA2001基準から求めTable 3に示した。なお、参考のため、ハロン1301のSの値も表中に掲げた。ハロン代替候補物質の設計濃度を決めるための安全係数についても、同基準にならって0.2を用いることにする。

ヘプタン及びエチルアルコールに対するハロン代替候補物質及びハロン1301の設計濃度Cと消火剤量W_{1}を、それぞれTable 4に示す。また、式(2)から求

Table 3 Specific vapor volume of halon 1301 and halon replacements at 90°F

Agent	Specific vapor volume at 90°F (m³/kg)
Halon 1301	0.165
HFC-23	0.356
HFC-227ea	0.144
FC-3-1-10	0.105

も、HFC-23＜HFC-227ea＜FC-3-1-10の順となっている。すなわち、必要とされる消火剤の重量から見た消火性能の大きさはHFC-23＞HFC-227ea＞FC-3-1-10で、ちょうど消炎濃度による消火性能の良さの順と逆になることを意味する。これは、Table 5に示したヘプタンに対する消炎濃度の例のように、HFC-227eaやFC-3-1-10の分子量が大きいため、重量％で表した消炎濃度は体積％で表現した通常の消炎濃度の逆になってしまうことによる。

ハロン代替候補物質の消火剤量のハロン1301の消火剤量に対する比に関し、Fig.2の結果を得た。ハロン1301消火剤量に対するそれぞれの消火剤量の比は、エチルアルコールの場合ハロン1301の2倍以上、ヘプタンの場合ハロン1301の1.5倍以上となっており、各ハロン代替候補物質ともエチルアルコールの方がヘプタンよりも大きくなっている。これは、比較の基準としたハロン1301のエチルアルコールに対する消炎濃度は

Table 4 Design concentration and agent weight requirement calculated after NFPA 2001 for n-heptane and ethyl alcohol

Agest	n-Heptane	Ethyl alcohol
Design concentration C(%)	Agent weight requirement W1(kg/m3)	Design concentration C(%)	Agent weight requirement W1(kg/m3)
HFC-23	14.9	0.49	19.2	0.67
HFC-227ea	7.7	0.58	9.8	0.76
FC-3-1-10	6.2	0.63	8.3	0.63
Halon 1301	5.0	0.32	5.0	0.32

Table 5 Flame extinguishing concentrations for n-heptane represented by weight % and volume %

Agent	Weight %	Volume %
HFC-23	25.5	14.2
HFC-227ea	28.6	6.4
FC-3-1-10	31.1	5.2
Halon 1301	15.3	3.4

めた、消火設備に必要なハロン代替候補物質の消火剤量とハロン1301の消火剤量の比を、Fig.2に示す。

Table 4から、消火設備の消火剤量が少なくてすむ順は、ヘプタン、エチルアルコールのいずれに対して

Fig.2 Ratio of agent weight required to halon 1301
ヘプタンの場合より大きいにもかかわらず、ヘプタン及びエチルアルコールの両者共に設計濃度が5％に決められているためである。

なお、消火設備に必要とされる消火剤容器の実際の本数は、消火剤の貯蔵容器であるボンベに消火剤を充填する際の充填比（kg／l）によって変わる。このため、消火剤容器の設置に必要な面積は、Fig.2から予想される結果と多少異なる可能性は残っている。

### 4. まとめ

ヘプタン、エチルアルコール及びトルエンに対する3種類のハロン代替候補物質の消炎濃度をカップバーナー法により測定し消火性能を比較した。得られたデータは、さまざまな機関で報告された消炎濃度の平均値とよく一致していた。研究に用いた3種類のハロン代替候補物質のヘプタン、エチルアルコール及びトルエンに対する消炎濃度の大きさは、いずれもハロン1301の消炎濃度の大きさと同じ順であった。

また、得られた消炎濃度から消火設備に必要な防護区画1 $ m^{3} $ 当たりのハロン代替候補物質の量（消火剤量）を求め、ハロン1301の消火剤量との比を求めた。

本研究で取り上げた3種類のハロン代替候補物質の消炎濃度の大きさの順は、それぞれの消火剤量の大きさの傾向と逆であった。すなわち、ハロン代替候補物質の消炎濃度に基づく消火性能はFC-3-1-10が最も優れ、設計濃度は小さくてすむが、消火設備に必要な消火剤の重量に関係する消火剤量ではHFC-23が一番小さかった。

危険物施設に設置する消火設備に必要なハロン1301の消火剤量に対するハロン代替候補物質の消火剤量の比は、エチルアルコールの方がヘプタンよりも大きくなった。これは、ハロン1301の設計濃度がヘプタンとエチルアルコール共に5％とされてきたのに対し、ハロン代替候補物質の設計濃度は両燃料それぞれの消炎濃度の1.2倍としたためで、これらのハロン代替候補物質を消火剤として実用に供する際には注意が必要である。

我々のカップバーナー装置による消炎濃度の測定値の標準偏差は消炎濃度の3％以下であり、再現性にすぐれていた。それに対し、文献3）に見られるように、各種機関でさまざまなサイズのカップバーナーで得られた消炎濃度の値の標準偏差は大きかった。その主要な原因は、バーナー装置の規格の不統一と測定方法の不統一にあると推定された。今後、カップバーナーによる消炎濃度測定法について、何らかの標準化がなされる場合には、これらの点を十分検討したうえで標準化すべきである。

## 参考文献

1）自治省消防厅予防課：「ハロン抑制対策検討委員会報告書（平成5年度）」（1994.3）

2) ISO/DIS 7075-1: "Fire protection equipment-Automatic fire-extinguishing systems using halogenated hydrocarbons-Part1: Halon total flooding system" (1988)

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

4) Saito, N., Saso, Y., Ogawa, Y., Inoue, Y., Sakei, R. and Otsu, Y.: "Improvement on Reproducibility of Flame Extinguishing Concentration Measured by Cup Burner Method," Submitted to Halon Options Technical Working Conference (1995)

5）自治省令：消防法施行规则第20条

6）3M Technical Information : "3M Brand PFC-410 Clean Extinguishing Agent" (1992)

7) SASO, Y., SAITO, N. and IWATA, Y.: "Scale Effect of Cup Burner on Flame-Extinguishing Concentrations," Fire Technology, 29(1), 22(1993)

8）佐宗祐子，斎藤直，岩田雄策：「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」、消防研究所報告，No.76, P.43(1993)

9) NFPA 12A: "Standard on Halon 1301 Fire Extinguishing System," 1987 Edition
# Evaluation of Fire Suppression Efficiency and Practical Applicability of Halon Replacements

(Abstract)

Yasufumi Inoue $ ^{*} $ , Naoshi Saito, Yuko Saso and Yoshio Ogawa

(Received November 17, 1994)

The flame extinguishing concentrations of three halon replacements were measured using a cup burner system. Fuels are n-heptane, ethyl alcohol and toluene. The concentrations obtained agree well with averages of the literature data. The order of fire suppression efficiency based on the flame extinguishing concentration among the agents is FC-3-1-10 > HFC-227ea > HFC-23 for all of fuels used here. However, the order of the efficiency based on the weight of agent required per unit volume of a fire protecting area, HFC-23 > HFC-227ea > FC-3-1-10, is completely inverse of the order of the efficiency measured by the fire extinguishing concentrations for a total flooding system. Ratios of weight requirement of the three agents to halon 1301 for extinguishing ethyl alcohol fires are larger than the ratios on the case of extinction of n-heptane fire. This reason is that the design concentrations for heptane and ethyl alcohol are both 5% of the minimum design concentration in the case of halon 1301, while the design concentrations for the halon replacements are 1.2 times of their flame extinguishing concentrations.
# 気象庁強震計記録に基づく大阪でのやや長周期地震動特性

座間信作

(平成6年11月30日受理)

大阪管区気象台の強震計記録を用い、やや長周期帯域（周期2～20秒）の地震動特性を地震地体構造区分毎に求めた。加速度スペクトルの一次ピーク周期を卓越周期とすると、北海道東方沖を震源とする地震を除き、周期3～5秒に卓越周期があることが分かった。また、加速度スペクトルの観測値と半経験式との比から求めた増幅度から判断すると、大阪はこの帯域では揺れにくいことが示された。更に各地体構造区分内に発生するだろう最大規模の地震に対する予測加速度スペクトルは、現行の石油タンクのスロッシング上昇量に対する規定値より下回ることが判明した。

### 1. はじめに

石油タンクのスロッシングに関しては既に40年前に理論的研究がなされており $ ^{1} $ 、また模型タンクを用いた振動実験 $ ^{2} $ 、或いは大型実タンクでの観測でもその妥当性が確認されている $ ^{3} $ 。一方、1983年日本海中部地震、1993年北海道南西沖地震の際に各地で石油タンクのスロッシングが観測され、最大上昇量の説明が試みられているが $ ^{4-6} $ 、必ずしも全ての場合について定量的な説明ができたとは言えない。その主原因はスロッシングの励起に決定的に影響を及ぼすタンクへの入力地震動の評価が曖昧なことである。

石油タンクのスロッシング対策として、自治省告示では石油タンクの空間余裕高さHcの目安が次式に基づいて規定されている $ ^{7} $ 。

$$ \begin{aligned}Hc&=0.45D\cdot0.15\nu_{_{1}}\cdot4.5/Ts\\&=0.304D\cdot\nu_{_{1}}/Ts\end{aligned} $$

ここに、D(m)、ν₁、Ts(sec)はタンク直径、地域係数、タンク諸元だけから求めるスロッシング固有周期である。地域係数は地震活動度を反映したもので0.7から1の値をとる。一方、最大上昇量ηmax(m)を推定する理論式の一つである速度応答スペクトル法⁸では地震動の速度応答スペクトル（減衰定数約0.1%）をSv(m/sec)、重力加速度をg(m/sec²)として、

$$ \eta\max\doteq0.837\pi\cdot D/(g\cdot Ts)\cdot Sv $$

$$ (1) 式を、\nu_{1}=1\ として (2) 式の右辺の形に書き直すと、 $$

$$ \mathrm{Hc}=0.268\mathrm{D}/\mathrm{Ts}\cdot\mathrm{Sv} $$

となり、結局(1)式は全国一律、周期に依らずSvを約1.13m/sと仮定していることになり、この値以上の地震動に対してはタンク貯液が溢流する可能性がある事を示している。しかし、この値はそれぞれの地域及び周期で期待される最大の地震動強さの平均値として解釈されるべきであり、個々の地域、周期にあたってはその限りではないことは、多くの観測事例から明らかである $ ^{9} $ 。従ってより強固な対策を施すためには、個々のタンクサイトでの地震動特性を明らかにし、来るべき大地震時の地震動を予測しておく事が極めて重要となる。

この観点から、東京と新潟について気象庁強震記録の解析に基づいた地震動予測を行ってきた $ ^{10,11} $ 。そこでは、地震の発生機構がほぼ同じと考えられる地震地体構造区分 $ ^{12} $ 毎に地震記録を整理し、観測スペクトルと理論スペクトルとの比として与えられた増幅度を用い、最大期待地震規模の地震に対する地震動スペクトルを予測し、石油タンクのスロッシングに対する危険度評価を行っている。例えば東京では伊豆付近を震源とする地震の周期7～9秒の地震動が、新潟では日本海東縁部を震源とする地震の周期10秒付近の地震動
が規定値、即ち1.13m/sを上回る事が予測された。

今回、大阪を対象として同様の試みを大阪管区気象台に保存されている強震記録を用いて行ってみた。気象台のある大阪市内の特定屋外タンク基数は124基、また南に隣接している堺市・高石市のそれは363基で $ ^{13)} $ 、両者合わせると全国の約1/20のタンクの殆どが大阪湾岸沿いの約20kmの範囲にあることになる。また、大阪平野と大阪湾は周囲を山地に囲まれた堆積盆地構造の一部とみなすことができる。このような水平方向に不規則な境界を持つ堆積盆地構造に地震波が入射すると、盆地内では周辺岩盤上では見られない大振幅で震動継続時間の長い長周期の地震波がしばしば観測される。実際、1985年メキシコ（Michoacan）地震では震源から約400kmも離れた堆積盆地内のメキシコ市で周期約3秒の地震波が数分間にわたって観測され、この周期と一致する固有周期を持つ高層の建物が大きな被害を受けている $ ^{14)} $ 。従って、大阪においても、長周期地震動が卓越し石油タンクのスロッシングを大きく励起する可能性がある。地震月報に記載されている気象庁1倍強震計、ウィヘルト地震計、100倍電磁式地震計記録の読み取り最大振幅を用いた統計解析で、大阪は相対的にやや長周期帯域で揺れやすいとされている $ ^{15)} $ ことからも、大阪における長周期地震動特性の解明は重要な課題である。

本報告では、スロッシング上昇量推定に決定的に重要なやや長周期地震動予測の問題を主に扱うが、予測対象は(2)、(3)式の速度応答スペクトルSvの代わりに加速度フーリエスペクトル(gal·sec)とする。これは微小減衰の速度応答スペクトルが近似的に加速度フーリエスペクトルに等しいことによる。

### 2. 気象庁強震計記録の補正

今回収集した地震記録は、大阪管区気象台に保管されている1950年以降の永久保存対象となっている一倍強震計記録のうち、最大振幅が記録紙上1 mm以上でかつ地震規模（M）が約6以上、震源深さ60 km以下のものの等倍コピーである。一倍強震計の固有周期は水平動成分で6秒、上下動成分で5秒（いずれも公称値）であるため、数秒から10数秒のやや長周期帯域の地震動特性評価に適しているのであるが、例えば周期10秒の波の振幅は計器の特性から記録紙上では約1/3になるので、実地動の評価には計器補正が必要となる。そのためには記録の数値化が必要で、大量のデータを扱うことからイメージスキャナーによってパーソナルコンピュータに取り込んだ地震記録紙の画像データから波形のみを抽出するシステム $ ^{16)} $ を用いた。

しかし、このシステムを用いた小振幅記録の数値化では、比較的大きな振幅（～1 cm）では気付かなかった読み取りに伴うノイズの影響が大きく現れてくることが分かった。その原因の一つは、イメージスキャナーで記録を読みとる際、零線がスキャナーの読み取り方向と完全には平行になっていないためにFig.1の最上段の波形のように零線が斜めになることである。以下ではこの影響の除去を試みる。

スキャナーの読み取り値は振幅方向に200dpi (dot per inch)、時間軸方向に100dpiの解像度で整数値として与えられるので、斜線は階段状になる。Fig.1の例では、始点と終点を結ぶ直線の傾きは約1/100であるが、更に傾きを小さくする事は困難である。2段目は零線補正を一次回帰式を用いて行ったものであるが、記録後半で階段状であった波形が三角波として現れる。この影響を評価したものがFig.2である。この図の上段は読み取り値の始点と終点を結んだ直線をスキャナーで読み込んだと同じになるように処理をした後の波形で、下段はそれに計器の周波数特性の補正を施した場合の加速度フーリエスペクトルである。これから0.1gal・sec程度のノイズがもたらされることが分かる。

更に、地震記録にはFig.1の2段目に見られるような三角波の上に小振幅ではあるが、波形を記録するペンの太さ、かすれ、にじみ等の影響と思われる短周期の波形が乗っている。ここでは、これを除去するために適応化平滑化法 $ ^{17)} $ を用いた。その結果がFig.1の3段目の波形で、振幅の大きな部分では殆ど平滑化の影響を受けず歪みは少なく、ノイズと思われる短周期波形に対しては相当の効果が得られていることが分かる。この他にも、地震記録紙のしわが残ったままのコピー、コピー時のゆがみ等によって本来はない筈の長周期の変動が見かけ上現れることがあるので、これに対してはFig.1の5段目のようにバンドパスフィル
Fig.1 Procedure for correction of JMA strong motion record.

Fig.2 Corrected data for oblique lines by the procedure shown in Fig.1, and their acceleration spectra.

## ター（1～30秒）をかけることとした。

以上のような処理によって一次補正データを作成し、かつFig.2に示した零線の傾きによる影響を除去した後、従来方法によって計器の周波数特性補正を施した。Fig.3はその効果を示したもので、(a)は原記録のコピー、(b)は従来方法によって評価した実地動（変位）とスペクトル、(c)がここで用いた方法による結果で、確かに(b)の上下動成分の150秒以降に見られ原記録にはない波形がほぼ除去されている。スペクトルでは周期約15秒以上で若干レベルが下がっている。しかし、(a)の背線（平常時の記録）をこの方法によって処理してもなおFig.4に示すように最大振幅約0.4mm、スペクトル振幅0.1gal・sec程度のノイズが除去できない。そこで、ここでは対象とする周期帯域2～20秒で、上記の処理を施して得たスペクトル振幅が0.1gal・sec以上のものだけをデータとして採用することとした。ちなみにFig.3の例は解析対象から外される。結局扱った地震は66個で、地震規模（M）の範囲は5.8～8.1である。地震の諸元をTable1に、震央位置を地震地体構造区分（Region）と共にFig.5に示す。
0

115 1983/8/8 12:47:59.0 139.02' 35.51' 22.06.0 332 74 KAHTO-CHUBU BORDER

(b)

(c)

Fig.3 Comparison of data processing.

(a) JMA strong motion record (b) ground displacements and Fourier spectra obtained by the former instrumental correction method $ ^{10)} $ (c) ground displacements and Fourier spectra obtained by the present method.
Fig.4 Instrument correction for background noise.

Fig.5 Numbered seismo-tectonic regions and location of earthquakes treated in this study.

Size of a circle showing an epicenter corresponds to a fault area.

### 3. やや長周期地震動特性

### 3.1 卓越周期

石油タンクのスロッシング最大上昇量は、(2)式から分かるようにスロッシング固有周期に等しい周期の速度応答スペクトルSvに比例する。もし、Svに一定の卓越周期が見いだせるなら、対策は比較的容易となる。この観点から、東京、新潟について卓越周期を求めた結果は $ ^{10,11} $ 、震源域を限ればある特定の卓越周期が認められるものの、短周期地震動のようなサイト特有の卓越周期を見いだせないというものであった。大阪の場合についても同様なことが言えるかどうか、減衰の小さな場合のSvとほぼ等しい加速度フーリエスペクトルの一次ピークを与える周期を卓越周期として、Region毎に整理した（Fig.6）。これをみると、Region1を除いて、ほぼ全地域について周期3～5秒程度に求められており、大阪の場合にはこの帯域にスロッシング固有周期を持つタンクに対策を施せば相当な効果が期待できる。なお、最近の地震観測結果からもS波主要動後に周期3～4秒の後続波が顕著に現れることが示されており $ ^{18,19} $ 、更にこれらの波は盆地構造によって局地的に励起されたことが指摘されている $ ^{20} $ ことから、このような大阪の特殊性は、堆積盆地がもつ地質構造 $ ^{21} $ に起因すると考えられる。

Fig.6 Predominant period for each seismo-tectonic region.