Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
## — Contents —

[Research Paper]
A Study on Combustion Characteristic and Fire Extinguishing of Lithium
Takashi Tsuruda and Chihong Liao …… 1
Experimental Study on Temperature Distribution in a Fire in Stairwell of Building with the Third Basement
Sanae Matsushima and Yuichi Watanabe …… 8
Analysis on Uplift Behavior of Bottom Part of Small-scale Aboveground Tank during Earthquake
- Part 1: The Number of Times and Height of Uplift Motion
Haruki Nishi, Minoru Yamada, and Ken Hatayama …… 16
Analysis on Uplift Behavior of Bottom Part of Small-scale Aboveground Tank during Earthquake
- Part 2: The Strain and Low-cycle-fatigue Life of the Fillet Welding Joint
Minoru Yamada, Haruki Nishi, Naotake Ohtsuka, and Shoichi Yoshida …… 26
Study of Variations in the Soil Moisture Content and the Humidity in Forests with Closed Canopy
Kiminori Araiba and Kohei Sagae …… 35
Influence of Microwaves (1~18GHz) on Fire Detectors and Shield Effect of Conductive Coatings
Hiroyuki Tamura …… 42
A Study on Fire Suppression Phenomena of Gaseous Extinguishing Agents for Flammable Solids
Takeshi Motegi, Toru Shibuya, Takashi Tsuruda, and Naoshi Saito …… 52
[Technical Report]
Report on Sediment Disasters Caused by Earthquake off Miyagi Prefecture on May 26, 2003
Kiminori Araiba and Byeong-pyo Jeong …… 58
Simulated Experiments on Disaster Information Collection by Handy-type Terminals
Shinsaku Zama, Ken Hatayama, Makoto Endo, Masafumi Hosokawa, Hiroyuki Tamura,
Ai Sekizawa, Ken'ichi Takanashi, Kiminori Araiba, and Byeong-pyo Jeong …… 63
A Numerical Simulation of Smoke Movement by Longitudinal Forced Ventilation in Case of a Large-section Tunnel Fire
Yuichi Watanabe and Nobuyuki Abe …… 77
Study on the Recent Increase Trend of Emergency Calls for Ambulance Service
- Analysis of Chronological and Regional Change of Emergency Calls for Ambulance Service
Katsuaki Kubota, Ai Sekizawa, Setsuo Kaneda, and Hiroshi Yoshihara …… 83
Fire Occurrence Rate and Expected Burned Area of Business Establishments Based on Industrial Classification
Keiko Suzuki …… 92
Examination of the Fire Prevention System using a Gas-Separation Membrane
- Preliminary Experiments on the Pouring Method
Chihong Liao, Yoshio Ogawa, Takashi Tsuruda, and Yuko Saso …… 98
[Review]
Formation of Carbon Monoxide from Fires under Oxygen-Enriched or Reduced Condition
Hiroshi Gotoda and Yuko Saso …… 104
Literature Search concerned with Fires of Solid Waste and their Treatment Facilities
Yoshio Ogawa …… 109
[Article]
Report on the Investigation of the Cause of the Desulfurizer Fire
Haruki Nishi and Minoru Yamada …… 114
Report on the Investigation of the Fire in the Aboveground Oil Storage Tank
Haruki Nishi and Minoru Yamada …… 120
[Research Papers Presented in Other Journals or Proceedings]
…… 125
論文

# リチウムの燃焼特性と消火に関する研究

鶴田 俊、廖 赤虹

(平成15年7月18日受理)

リチウムは、一次電池や二次電池の電極材料に用いられている。リチウムの火災危険を明らかにする目的で、リチウムの空気および窒素との反応をカップバーナー装置を改造し、液体金属の試料を取り扱うことのできる装置を用い調べた。リチウムの空気中での燃焼では炎の明るさはナトリウムのそれより強く、固体生成物の発生は少なかった。窒素との反応は、リチウムが残存するにもかかわらず終了した。窒素を用い消火する場合、酸素濃度を5％以下に下げれば消火できることがわかった。

### 1. まえがき

リチウムとリチウム塩は、一次電池および二次電池の電極材料としてしばしば使用されるようになってきた。リチウムを用いた一次電池はリチウム単体を電極としており、電極加工、組み立てなどの作業においてリチウムを取扱う。このような加工を行う事業所が、地方都市に進出するようになり、リチウムの火災危険を考えると、その消火方法についての情報を地方都市の消防機関に提

チウムを単体として利用する工程は、それほど多くはない。リチウムが禁水性であることを考えるとガスや粉末の消火剤の使用を考慮する必要があり、リチウム火災に有効な消火剤も限られている。たとえば、リチウムは、窒素と反応することが知られており、ガス系の消火剤としてはアルゴンなどの希ガスのみが利用可能と考えられている。また、粉末消火剤は、リチウム火災に有効とされるものもあるが、その有効性を確認した実験結果は少ない。さらに、リチウム火災の消火を行う場合、ナトリウムと同様な特異な燃焼挙動が生じる可能性があり、消火の確認や火災後の安全な処置には、細心の注意が必要である。そこで、本研究では、リチウムの火災危険を明確にする目的で、リチウム火災の消火特性を調べると同時に、リチウムの燃焼特性の把握も行った。

### 2 \. 実験

実験には、Fig. 1に示すナトリウムの燃焼実験に用いたものと同様なカップバーナー装置を用いた $ ^{1)} $ 。このカップバーナー装置には、長さ400mmのガラス円筒内に加熱用ヒーターを内蔵した試料保持台を設けてある。ガラス円筒の下部にはガラスビーズ層を設け、気流を整えるようにした。ガスは、質量流量計で計量し、装置に供給した。試料のリチウムは、ワイヤー状の材料から切り出したもの。

Fig. 1 Experimental Setup
ので、ナトリウムに比べると硬く変形しにくいため、整形することなく一定量をカップ中に充填し、実験に用いた。カップは、内径15mm、深さ10mmである。アルゴンで満たしたカップバーナー装置内にカップを取り付け、画像記録を行いながら加熱し、そこに所定の温度で、空気や消火剤を供給し、実験を行った。実験に用いたアルゴンおよび空気は、それぞれボンベで購入した99.999%の高純度ガスのものおよびドライヤー付のコンプレサーで圧縮したものである。カップバーナー装置への空気の供給速度は、40ℓ/分とした。また、リチウムが着火しない温度条件では、空気を加湿してから、試料の表面に上から吹きつけ着火を試みた。

リチウムを、実験装置の耐熱上限の700℃まで昇温した実験では、ヒーターやカップが熱ストレスにより損傷する。また、燃焼時のカップ温度がナトリウム燃焼実験時に比べると高くなり、カップ加熱用ヒーターやカップに損傷が生じたので、直径の大きい予備のビーターを用いた。

リチウムの蒸気は、アルゴン中で発光することが知られている $ ^{2-4)} $ が、発光帯は、671nm付近にあるので、通常のカメラや肉眼では確認が困難である。そこで通常のカラービデオカメラに加え、1μmまで感度を有する高速度CCDビデオカメラ、高解像度デジタルカメラを使用した。

### 3 \. 実験結果

試料のリチウムは、アルゴン中で、加熱により融点を越えると徐々に変形し、やがてカップ内に均一に広がり、表面が滑らかな鏡面状となった。リチウムの温度が高くなると肉眼では、白い煙状のものが観察できた。671nm付近のリチウムの発光波長に感度を有するCCDカメラで観察するとカップの縁に発光が観察できた。雰囲気を空気や窒素に切り替えると、その直後数秒以内のリチウム表面近傍の気相に、発光が観察されるが、その後、発光はなくなり、リチウムの表面が変色し、部分的に突起部が形成される。火炎が形成される場合には、リチウムの表面が急激に変形し、火炎が現れる。火炎が安定に形成された場合には、消火剤を添加し、消火の様子を観察し

Table 1 Ignition of Lithium in Air

EXPERIMENT NUMBER	LITHIUM TEMPERATURE (°C)	WATER VAPOR INJECTION	IGNITION
1	700	NO INJECTION	YES
2	700	NO INJECTION	YES
3	700	NO INJECTION	NO
4	700	INJECTION	YES
5	650	INJECTION	YES
6	600	NO INJECTION	NO
7	600	NO INJECTION	NO
8	600	INJECTION	YES
9	600	INJECTION	NO
10	580	INJECTION	YES
11	400	NO INJECTION	NO
12	300	NO INJECTION	NO
13	300	INJECTION	NO
14	25	INJECTION	NO

た。また、すでに述べたように空気のみで着火しない場合には、カップの上部から加湿した空気をリチウムの表面に吹き付け着火するかどうかを調べた。

### 3.1 リチウムの空気中の着火挙動

Table 1にリチウムの空気中での着火実験の結果を示す。リチウムを700℃まで加熱し、空気に切り替えた場合、実験番号1，2では着火した。同様な操作を行った実験番号3では、着火しなかった。リチウムの温度を700℃以下に低下させ場合、加湿空気を吹きつけると着火した。文献（5）に報告したナトリウムの燃焼実験の結果と比べるとナトリウムよりリチウムのほうが着火しにくいことがわかる。リチウム固体を着火させることは、この装置ではできなかった。

Fig. 2に700℃におけるリチウムの着火前後の写真を示す。着火した場合、リチウムの表面に高輝度の発光部が形成され、固体酸化物が放出される。この結果と文献（5）に報告したナトリウムの燃焼実験の結果と比べてみると、発光の色は、ナトリウムに比べ赤みが少ない。発光強度は、ナトリウムに比べて高かった。固体酸化物の濃度は、ナトリウムに比べると少なく反応帯の光学観察は容易であった。

IN ARGON

IN AIR

Fig. 2 Ignition of Lithium
Fig. 3に600℃におけるリチウムの着火直後の写真を示す。加湿空気を注入すると、注入空気流に向かってリチウム表面が黒色に変色しながら盛り上がり、やがて盛り上がった先端部が白色に変化する。つづいて、白色に変化した部分が拡がり、白色部分と黒色部分の境界付近で着火する。

燃焼中のリチウムは、カップの壁面を上昇し、樹氷状の酸化物を形成した。ナトリウムの燃焼時に比べると形成された樹氷状物質は小さくなっている。また、燃焼時のリチウムは、燃焼時のナトリウムに比べ、流動性が低かった。

### 3.2 窒素中におけるリチウムの着火挙動

文献（6，7）によると、リチウムは窒素と反応するとされている。窒素を用いた消火の可能性を検討する目的で、アルゴン中で加熱したリチウムを窒素に暴露する実験を行った。Fig.4にカラービデオカメラで撮影した窒素中のリチウム火炎を示す。これはリチウム温度を700℃として空気中で加湿空気注入なしで着火したものである。雰囲気を窒素に切り替えるとアルゴン中で見られたリチウムの発光がなくなり、リチウム表面近傍に火炎が形成された。この火炎は、数秒で消失し、その後約20秒にわたってリチウム表面から微小突起が成長するのが観察できた。つづいて、表面は、急速に変形し、カップの縁に沿って火炎が形成された。CCDカメラの観察によると、火炎の形成後カップ付近における発光の増加が確認できた。さらに40秒程度経過すると、突然消炎した。また、火炎が形成されると、リチウムの表面を黒点が高速で動き回る現象が観察された。空気中の火炎と比べ固体の生成量は少なく、リチウム蒸気と窒素気流の境界層と考えられる位置に火炎が保持されていた。この火炎は、空気中の定常な火炎と比べると著しく形状が異なっている。消炎したリチウムの表面は、窒素添加前と比べると表面は低下し、表面には細かい凹凸が形成されている。火炎の形状は、カラービデオカメラと肉眼では明確に捕らえ

Fig. 3 Ignition of Lithium with Wet Air Injection

ることはできなかったが、1 μm付近まで感度を有するCCDカメラにより、観察することができた。消炎後、装置内に空気を導入したが、着火は観察できなかった。

### 3.3 窒素によるリチウム消火

窒素中では、リチウムの燃焼は継続できないことがわかったので、窒素を用いた消火実験を行った。窒素を添加し、空気中の酸素濃度を10％と5％に低下させる実験を行った。

Fig. 5にリチウムの窒素による消火の様子を示す。まず、リチウムを600℃に加熱し、上部から加湿空気をリチウム表面に吹きつけ着火させた。つづいて、燃焼状態がほぼ定常となったあとに窒素を添加し、酸素濃度を5％に下げた。酸素濃度の低下に伴い、火炎からの発光は減衰し、消火した。酸素濃度10％とした場合には、消火できなかった。

LITHIUM FLAME

IN NITROGEN

LITHIUM

SURFACE AFTER

EXTINCTION IN

NITROGEN

Fig. 4 Lithium Flame in Nitrogen
4）FLAME EXTINCTION

2) BURNING

Fig. 5 Extinguishing Lithium Flame with Nitrogen Injection( $ O_{2} $ 5 %)

1）HEATING

3）NITROGEN INJECTION
### 3.4 リチウム消火残さのX線CT画像

燃焼後のリチウムサンプルをステンレス容器に収容し、X線CT画像を撮影した。カップの上端から9 mmの断面画像をFig.6に示す。ここでは、密度の高い部分を黒く、密度の低い部分を白く表示してある。外側の円がステンレス容器であり、内側のふちの厚みの大きい円がステンレスカップである。カップの右下の外周部に薄く酸化物と思われる影が認められる。このように、リチウムの原子量が小さく画像は淡いが、外部に付着した酸化物とステンレスカップ内側のリチウムの存在は確認できる。

画像で密度が表現されているので、画像の濃度をデジタルデータに変換し、試料の密度分布を求めた結果をFig.7に示す。横軸は、カップの中心からの距離をあらわす。縦軸は、密度であるが画像として認識し易いようにオフセットが加わっている。135の位置が背景の空気の密度に対応し、245の位置がステンレスの密度に対応している。図中の曲線は、カップ上端から8.5mmの位置から13.5mmの位置まで0.5mm毎に示してある。160の位置がリチウムの密度に対応している。垂直方向のビームの広がりによりおよそ1mm程度の範囲でリチウムの密度からステンレスの密度に移り変わるように見える。

カップ上端からの距離と密度の関係をFig.8に示す。横軸は、カップの上端からの距離をあらわす。縦軸は、密度であるがFig.7と同様にオフセットが加わっている。135の位置が空気の密度、245の位置がステンレスの密度である。図中のR0.txtは、カップ中心軸、R3.txtは、カップ中心軸から3mmの位置、R6.txtは、カップ中心軸から6mmの位置を示す。R6.txtの曲線を見るとカップと内容物の中間的な密度が示されている。これは、空間分解能の制約のために、平均化された値となったためと考えられる。R3.txtを見るとH=6mmの位置にリチウムが存在しているが、R0.txtを見ると空気とリチウムの中間の密度を示している。H=7.5mmの位置では、R0.txtの曲線はリチウムの密度となっている。R0.txtとR3.txtの曲線を見るとH=2mm

Fig. 6 X Ray CT Image of Sample

Fig. 7 Radial Pixel Density Distribution of Sample

Fig. 8 Vertical Pixel Density Distribution of Sample

程度の距離で空気の密度からリチウムの密度に徐々に変化している。このことから酸化物の層がこの領域に広がっていると考えられる。つまり、酸化物層の厚みは、およそ2mmと推定できる。

### 4. まとめ

リチウムは、ナトリウムと比べ着火しにくかった。空気と接触し着火するためには、700℃以上に加熱する必要があった。空気中の燃焼は、ナトリウムと類似していたが固体生成物の濃度は低く、光学的観察は容易であった。リチウムの窒素との反応は、空気との反応とは異なり、液面近傍ではなく窒素とリチウム蒸気の混合境界層の内部に形成された。窒素との反応による発熱は、カップの発光状況から確認できた。窒素との反応は、リチウムが残存しているにもかかわらず中断した。また、残存物を空気と接触させても着火しなかった。

空気と反応しているリチウムに窒素を消火剤として用いた場合、酸素濃度を5％に下げると消火できた。酸素濃度が10％の場合には、消火できなかった。窒素とリチウムは反応するが、酸化物により表面が覆われた場合に
は反応しないことがわかった。

リチウムの残存物をX線CT装置で検査するとリチウムの表面に厚さ2mm程度の酸化物層が形成されていることがわかった。

### 5. あとがき

リチウムの空気との反応を高温条件で調べた。リチウムは、ナトリウムと比べ着火しにくいことがわかった。リチウムが空気中で燃焼する場合、ナトリウムと比べ光学的観測が容易であることがわかった。

リチウムと反応する窒素を用い、空気中で発生したリチウム火災を消火できるか高温の条件で実験を行った。その結果、窒素を消火剤として用いた場合、酸素濃度を5％にすれば消火できることがわかった。

### 6. 謝辞

リチウム試料のX線CT装置による検査は、基盤研究部鈴木健主任研究官により行われた。X線CT装置の日常管理、安全管理、および検査作業に感謝する。

## 引用文献

1）自治省消防庁消防研究所：“ハロン代替物質の消火性能評価に関する研究委員会報告書（最終報告）”、pp.79-86（1995）

2) Baylis, W.E.: "Semiempirical, pseudopotential calculation of alkali-noble-gas interatomic potentials", J. Chem. Phys. 51-6, pp. 2665-2679 (1969)

3) Pascale, J. and Vandeplanque, J.: "Excited molecular terms of the alkali-rare gas atom pairs", J. Chem. Phys. 6-15, pp.2278-2289(1974)

4) Liao, C., Tsuruda, T., and Saito, N.: "Light Emission Induces by Cooling Alkali Metal Vapors in Monoatomic Gases", J. Optoelectronics Laser 13-7, pp.753-756 (2002)

5）Saito, N., Liao, C., and Tsuruda, T.: “ナトリウム火災の燃焼と消火”、燃焼の科学と技術 8、pp. 15-25(2000)

6）東京化成工業（株）編："取り扱い注意試薬ラボガイド〝、pp. 105-106(1988)

7）ユージン・メーヤー著（崎川範行訳）：“危険物の科学”、pp.142-147(1979)
# A study on combustion characteristic and fire extinguishing of lithium

(Abstract)

Takashi Tsuruda, Chihong Liao

(Accepted July 18, 2003)

Lithium electrodes are used for primary and secondly batteries. In this study, the burning characteristics and extinguishment of lithium have been examined using a small chamber. Lithium burns with brighter flame and generates less solid particles than sodium in air. Lithium also burns in nitrogen transiently. Lithium fire is extinguished with nitrogen by lowering the oxygen concentration to 5%.
論文

# 地下3階建物における火災時の 階段内の温度分布に関する実験研究

松島 早苗、渡部 勇市

(平成15年7月24日受理)

中型の2/5縮尺の地上1階、地下3階層の階段室を有する地下模型を用い、開口部として地上階の出入り口を1箇所だけ開け、発熱速度を変えて地下3階を出火階とした火災実験を行った。また、階段内の温度分布を熱収支による基礎式により計算で求め測定結果と比較検討を行った。その結果、本実験条件では以下のことがわかった。

(1) 階段室内の熱気流温度は、上階へ行くに従い指数関数的に減少した。また地上階出入り口を全開、半開にした場合でも、階段室内の熱気流温度に大きな違いはみられなかった。

(2) 階段内の温度分布を熱収支および圧力分布による基礎式により計算した結果、階段内の温度分布は熱通過率および熱気流と壁との接触面積によって大きく変わり、これらを正確に推定しないと実験結果とよい一致が得られなかった。

### 1. はじめに

火災時の階段内の温度分布の研究は主に地上建物について行われており¹²）、地上階からのみ空気が流入する地下建物については少ない。地下施設では、階段が1箇所の場合と2箇所以上の場合が考えられるが、1箇所の場合では煙の流出口と空気の流入口が地上階の階段室出入り口に限られる。この場合に、火災が地下階の深いところで発生し、排煙設備がない自然換気下で出火階および地上階の防火扉が開放されていると、熱気流は階段を通じて地上階出入り口から流出すると考えられる。この時階段室内の熱気流の温度は、上階へ行くに従って低くなり、地下階に比べ地上階の温度が低くなることが予想される。地上階の階段室内の温度が低くなるに従い、出入り口からの空気の流入量および煙の流出量が少なくなる。そのため、火災性状が地上階とは異なることが予想される³）。自然換気下での地下階の火災性状を調べるためには、流入空気量に関係する階段内の温度分布について把握することが必要である。

前報 $ ^{4} $ では、自然排煙状況下における地下階での火災性状を調べるため、地上1階で地下1階層に階段を有する地下模型を用いて地下1階を出火階とした火災実験の報告をした。地上1階には階段がないため、熱気流が直接上階へ流出し、階段内の熱気流温度分布がほぼ同じとなった。そのために、火災階が地下にあることによる階段内の熱気流温度分布の違いは得られなかった。

今回は、既存の地下模型の階段部分に2階層分の地下階を増設した地上1階で地下3階層の階段を有する地下模型を用いて、地下3階を出火階とした火災実験を行った。本報では、火災室内に設置した火源の発熱速度を変え階段内の温度分布の測定および熱収支と圧力分布の基礎式による各階の階段内の熱気流温度分布の計算を行い、測定結果と比較したので報告する。

### 2 \. 実験方法

### 2.1 実験模型

地上1階、地下3階層の階段を有する地下模型の概要図をFig.1に示す。地下模型は2/5縮尺で、火災室模型と階段模型から構成される。階段模型は、既存の地下模型に厚さ0.4mmの亜鉛めっき鋼板と鋼製の軽量アングル材を用いて2階層分の外壁部を増設し、その内側に亜鉛めっき鋼板で製作した階段、手すりを取り付けた。階段の底面の形状は平らである。手すりは棒状ではなく平面状で高さは0.44mである。この階段模型を中型火災室模型 $ ^{[5]} $ に取り付け地上1階、地下3階層分のあわせて4階層分（階高1.4mが3層分、最上階のみ階高1.2m）の地下模型とした。亜鉛板間の接合部分の間隙はアルミ粘着テープ、シール材によりふさぎ、階段室の密閉性を高めた。開口部として、火災室から地下3階の階段室へ通じる出入り口および地上1階の階段室の出入り口の2箇所が有
り、その大きさは縦0.88m、幅0.36mとした。

### 2.2 火源

地下3階の火災室の中央に直径0.23m、高さ0.1mのステンレス製のガスバーナーを設置した。このガスバーナーで都市ガス（13A）を燃焼させて火源とした。

### 2.3 测定項目

#### 2.3.1 発熱速度

発熱速度は、都市ガス（低発熱量41.6MJ/m³）の消費量を積算流量計で実験中計測し、ガスが火災室内で完全燃焼するものとして算定した。

#### 2.3.2 熱気流温度

火災室内の熱気流温度は、Fig.1に示すように壁際のA地点にシース型（シース直径0.5mm）のK型熱電対を床上0.08mから0.1m間隔で11点と天井下0.02mに1点の計12点

Fig. 1 The schematic diagram of the underground model and the measurement locations of the temperature.

を鉛直に設置し測定を行った。

地下3階の出入り口での熱気流温度は、同型の熱電対を出入り口中央で、下端0.05m高より鉛直上方向に0.1m間隔で計9点設置し測定を行った。

階段内を通過する熱気流温度は、Fig.1に示すように地上階の階段通路B地点の中央にK型熱電対を6点、地下3階の階段通路C地点の中央にはC型熱電対7点を、それぞれ地下3階の床上0.1m高から0.2m間隔で鉛直方向に設置し測定した。

階段通路の気流温度は、中央部D地点において各階段下側にK型熱電対を地下3階の床上0.5m高から0.2m間隔で鉛直上方向に手すりを挟んで交互に計30点設置し測定した。熱気流温度はデータ収録装置で連続的に測定した。

### 2.4 実験条件

実験条件をTable 1に示す。地下3階を出火階とした。燃焼時間は60分間とした。発熱速度は、ガスの流量調整により、7kW、14kW、21kWの3種類に設定した。出入り口の開放条件による階段室内の温度分布を調べるため、地上1階出入り口の幅は全開の0.36m、半開の0.18mの2種類とした。これらの組合せにより合計6条件の火災実験を行った。

### 3. 実験結果と考察

### 3.1 火災室内温度の経時変化

Fig.2に、火災室内A地点での天井下0.1mにおける熱気流温度の経時変化を示す。各発熱速度において、点火後約2分間では急激な温度上昇を示した。それ以降の温度上昇は、緩やかな傾向となった。地上1階の出入り口が半開、発熱速度が21kWのC-18-21の実験においては、流入空気量の不足による酸素濃度低下の影響のためか点火後20分を過ぎた頃から火炎の大きさが少し小さくなる現象が目視観測された。そこで安全のため点火後24分で実験を終了した。C-18-21を除く60分間の火災実験中においては、天井下0.1mの熱気流温度は常に上昇傾向であり、天井

Table 1 Experimental conditions and mean temperature at door way of fire room.

Notation of experiment	Dimensions of doorway of the ground floor (m)	Heat release rate (kW)	Ambient temperature (°C)	Mean temperature at doorway of fire room (K)*
Width	Height
C-36-07	0.36	0.88	7.0	6.7	35.9
C-36-14	13.7	9.1	65.4
C-36-21	20.7	6.1	88.5
C-18-07	0.18	7.0	6.8	36.5
C-18-14	13.9	5.5	63.0
C-18-21	21.0	7.9	95.3

$ ^{*} $ Value of 20 minutes after ignition.
下0.1mより下側の熱気流温度も同様に上昇傾向を示した。

### 3.2 地上階天井温度の経時変化

Fig.3に地上階の階段室における中央部D地点での天井下0.1mにおける熱気流温度の経時変化を示す。火災室からの熱気流が各階の階段下側を通り踊り場の天井に沿って順次旋回しながら上階に向かって上昇するためか、点火後約2分間では熱気流が地上階の天井までは到達しておらず、この位置での際立った温度上昇は認められなかった。

### 3.3 階段通路の垂直温度分布

Fig.4(1)、(2)、(3)には各発熱速度ごとに点火後20分の各階の階段通路での熱気流の垂直温度分布を示す。各発熱速度とも、熱気流温度分布は地上階に近づくに従い鉛直に近づいた。地上階出入り口が全開あるいは半開でも、垂直温度分布に大きな違いはみられなかった。

地上階を除く地下1階から地下3階までの各階の階段

Fig.2 The time history of the temperature of 0.1m under the ceiling in the fire room.

通路での垂直温度分布は、上部に向かうほど温度が上昇する傾向を示した。これは階段の下側に沿って上昇する熱気流の層の温度が均一ではなく、上部の方がより高温であったためと考えられる。各階の途中で温度分布が不連続になっているのは、熱電対が各階の階段下側に取り付けられているので、階段下側に沿って流れる熱気流の垂直温度分布を示しているためである。

### 3.4 発熱速度と各階段室内の熱気流温度

各階ごとの階段室内の点火後20分、60分の熱気流の上昇温度と発熱速度との関係をFig.5(1)、(2)に示した。ここでは各階の代表温度として、地下3階についてはC地点の天井下0.1mの熱気流温度、地下1階、地下2階についてはFig.1に示すD地点で各階中央部の階段SB1U、SB2Uの下側0.08mの熱気流温度、地上階についてはD地点の天井下0.1mの熱気流温度とした。各階での熱気流温度は、ほぼ発熱速度の増加に従ってほぼ直線的に上昇した。地上

Fig.3 The time history of the temperature of 0.1m under the ceiling in staircase of the first floor.

(1) 7kW

(2) 14kW

(3) 21kW

Fig.4 The vertical temperature distribution of stair. (20min. after ignition)
(1) 20 min. after ignition

(2) 60 min. after ignition

Fig.5 The relationship between heat release rate and hot air flow temperature in staircase of each floor.

階の出入り口が半開の時では、発熱速度が大きくなるに従い、全開の時に比べ熱気流温度はわずかに高くなっているだけで、出入り口の全開、半開の開口幅による大きな違いはみられなかった。

### 3.5 各階段内の熱気流温度

Fig.6(1)、(2)には、3.4項で述べた各階の代表温度の垂直分布を発熱速度ごとに示したものである。点火後20分、60分で、白抜きの○□△は出入り口全開、黒印●■▲は半開を示す。縦軸は、地下3階の床から地上階天井までの高さである。この図で代表温度としてプロットする位置は、各階の中央の位置とした。Fig.6から階段内の垂直温度分布は、上階へ行くに従って指数関数的に減少する傾向が見られた。

### 4. 各階段室内の代表温度の推定

Fig.6(1)、(2)の階段室内の熱気流温度分布は上階へ行くに従い指数関数的に低下した。本項では、熱収支と圧力分布の差による基礎式から階段室内の温度を求め、熱気流温度分布と比較検討を行った。各階段室内の温度の計算にあたっては、階段室内での熱収支を考え、いくつかの仮定を設けて行った。

下の階から次の階段室内へ流入する熱エネルギーは、下の階からの熱気流によって運ばれ、上階へ流入する熱エネルギーと階段室内の側壁、天井、階段からの失熱との和とし、その失熱は各階の代表温度と外気温との温度差に比例するとした。計算では全ての階の間では、地上階出入り口での熱気流の流出量（=空気の流入量）と同じ量 $ m_{g1} $ の熱気流が流れると仮定した。火災室から地下3階階段室に入る熱気流の温度 $ T_{0} $ は、火災室出入り口の上半分の平均温度とした。これらの仮定に基づく各階の熱収支の基礎式は、式（1）のようになる。

(1) 20 min. after ignition

(2) 60 min. after ignition

Fig.6 Comparison of representative temperature in staircase of each floor of the ever heat release rate.
$$ C_{\mathrm{p}}m_{\mathrm{g1}}T_{0}{=}A_{\mathrm{t1}}h_{\mathrm{k}}(T_{1}-T_{\infty})+C_{\mathrm{p}}m_{\mathrm{g1}}T_{1} $$

式(1)から階段室内の地下3階の代表温度 $ T_{1} $ について求めると、式（2）となる。

$$ T_{1}=\frac{T_{0}+T_{\infty}A_{\mathrm{t1}}h_{\mathrm{k}}/C_{\mathrm{p}}m_{\mathrm{g1}}}{1+A_{\mathrm{t1}}h_{\mathrm{k}}/C_{\mathrm{p}}m_{\mathrm{g1}}} $$

同様に地下2階から地上階までの代表温度 $ T_{2}\sim T_{4} $ は、それぞれ以下の式（3）、式（4）、式（5）となる。

$$ T_{2}=-\frac{T_{1}+T_{\infty}A_{t2}h_{k}/C_{p}m_{g1}}{1+A_{t2}h_{k}/C_{p}m_{g1}} $$

$$ T_{3}{=}\frac{T_{2}{+}T_{\infty}A_{\mathrm{t}3}h_{\mathrm{k}}/C_{\mathrm{p}}m_{\mathrm{g}1}}{1{+}A_{\mathrm{t}3}h_{\mathrm{k}}/C_{\mathrm{p}}m_{\mathrm{g}1}} $$

$$ T_{4}{=}\frac{T_{3}{+}T_{\infty}A_{\mathrm{t}4}h_{\mathrm{k}}/C_{\mathrm{p}}m_{\mathrm{g}1}}{1{+}A_{\mathrm{t}4}h_{\mathrm{k}}/C_{\mathrm{p}}m_{\mathrm{g}1}} $$

ここで、

$ C_{p} $ ：定压比熱（kJ/kgK）、 $ A_{ti} $ （i=1,2,3,4）：地下3階から地上階までの各階の熱気流と接する壁の面積（m²）、 $ m_{g1} $ ：各階間の熱気流の流出量（kg/s）、 $ h_{k} $ ：熱通過率（kW/mK）、 $ T_{0} $ ：地下3階の火災室での入り口上半分の平均温度（K）、 $ T_{i} $ （i=1,2,3,4）：地下3階から地上階までの各階の代表温度（K）、 $ T_{\infty} $ ：外気温度（K）

熱気流は、各階段の下側、踊り場天井に沿って旋回しながら上階へ流れるとした。熱気流の層の厚みが大きいと熱気流と接する壁の面積が大きくなり壁からの失熱は増加する。Fig.4の階段通路の垂直温度分布から熱気流の層の厚みは各階で異なるとみられるが、地下3階階段下の垂直温度分布から熱気流の層の厚みが階高の約半分であったので、本計算では全階層での熱気流の層の厚みを階高1.4mの半分の0.7mとして熱気流と接する壁の面積 $ A_{di} $

Fig.7 The schema of the fundamental equation of heat balance in case of the second basement.

を求めた。熱収支の基礎式に関する模式図をFig.7に示す。地上階出入り口からの流出量 $ m_{g2} $ は、出入り口の内側と外側の密度差が原因で生ずる圧力分布の差による基礎式から式（6）のようになる $ ^{6)} $ 。

$$ m_{\mathrm{g}2}{=}\frac{2}{3}\alpha B H^{3/2}(2g)^{1/2}\rho_{\infty}\left[\frac{1{-}T_{\infty}/T_{4}}{\left\{1{+}(T_{4}/T_{\infty})^{1/3}\right\}^{3}}\right]^{1/2}\cdots $$

$$ \begin{aligned} ここで \end{aligned} $$

α：流量係数0.7、 $ T_{4} $ ：地上階の階段室内の熱気流温度(K)、 $ \rho_{\infty} $ ：外気密度（kg/m³）、g：重力加速度（m/s²）、B：出入り口の幅（m）、H：出入り口の高さ（m）

式（5）から求めた地上階の代表温度 $ T_{4} $ を式（6）に代入すると地上階出入り口からの流出量 $ m_{g_{2}} $ が求まる。各階の代表温度の計算では、はじめに小さい値で熱気流の流出量 $ m_{g_{1}} $ を仮定し、式(2)～式(5)により順次各階の温度を計算して、地上階の熱気流温度 $ T_{4} $ から地上階出入り口からの熱気流の流出量 $ m_{g_{2}} $ を求める。 $ m_{g_{1}} $ が $ m_{g_{2}} $ に等しくなるまで $ m_{g_{1}} $ を連続的に変えて上記の計算を繰返し、 $ m_{g_{1}} $ と $ m_{g_{2}} $ が等しくなったときの流出量で最終的に階段内の温度分布を計算した。地上階の出入り口が開放、発熱速度7kW、14kW、21kWで点火後20分の計算結果を測定結果とともにFig.8(1)、(2)に示す。

本実験条件においては、地上階出入り口が全開の条件で階段室内の温度を計算する時に使用した、階段室内の階段および壁での熱通過率は、7kWの時には0.0024kW/m²K、14kW、21kWでは0.0030kW/m²Kの時に実験結果とよく一致した。また地上階出入り口が半開の条件の計算で使用した熱通過率は、7kWの時には0.0012kW/m²K、14kW、21kWでは0.0015kW/m²Kと地上階出入り口が全開の時の半分の値を使用したとき実験結果とよく一致した。この理由としては次のことが考えられる。実験では出入り口の幅によって階段内の温度に大きな違いはないことから、後の6項で示すように階段内の温度がほぼ同じであれば熱通過率に大きな違いはない。階段内の温度の計算では、階の間での熱気流の流量を地上階出入り口からの流出量と同じと仮定して計算を行っている。しかし、地上階出入り口を除き、出入り口幅が0.36mの時も0.18mの時も、階の間での熱気流の流量がほぼ同じとすると、火災室内の温度がほぼ同じであれば上階へ運ばれる熱量は同じとなり階段内の温度分布に大きな差は生じない。このことから推考すると式(3)～式(6)の $ A_{t}h_{k}/C_{p}m_{g} $ の $ A_{t} $ 、 $ C_{p} $ は一定であるため、計算で熱気流の流量 $ m_{g} $ が半分になった時には熱通過率 $ h_{k} $ を半分にすることで計算結果と実験結果が一致したものといえる。

Fig.8の計算結果が示すように、各階の計算による代表温度は、熱通過率 $ h_{k} $ によって上階へ行くに従い大きく変化し、熱気流と接する壁の面積によっても変わる。また計算の仮定では、全ての階の間で地上階出入り口での熱気流の流出量と同じ量の熱気流が流れるとして計算を行
(1) The width of the doorway is 0.36m.

(2) The width of the doorway is 0.18m.

Fig.8 Comparison of measurement results with calculation results of representative temperature in staircase of each floor. (20min. after ignition)

った。しかし地上階出入り口を半開にしても、全開と比べ階の間での熱気流の流量に大きな差はないと推測されることから、階の間での熱気流の流量を火災室出入り口からの熱気流の流出量とした方がより実状にあうことも考えられる。階の間での熱気流の流量の与え方について今後検討する必要がある。

### 5. 熱通過率の算定

計算時に使用した熱通過率が妥当値であるかを検討するため、平均ヌッセルト数の算定式から熱通過率を求めた。

一般に火災工学の熱伝達では、流体と物体間の単位時間単位面積あたりの伝熱量qを流体と物体間の温度差 $ \Delta T $ で割った値 $ q/\Delta T $ を熱伝達率hとして使用している $ ^{[7]} $ 。本報の実験では、階段室内の熱気流から薄い亜鉛鋼板に対流熱伝達によって熱が伝わり、さらに亜鉛鋼板から外気へ対流熱伝達によって熱が伝わるので、実験に関しては熱伝達率ではなく熱通過率 $ ^{[8]} $ を使用した。薄い金属壁での熱通過率は、壁の表側と裏側での熱伝達率が同じ値とするとほぼその熱伝達率の半分となる。

実験では強制的に対流を起こしてはいないので、自然対流における乱流域での熱伝達率を算定し、計算で使用
した熱通過率との比較を行った。階段室内の形状は複雑であるので、平板上の乱流域の熱伝達として算定した。自然対流における乱流域では、平板の長さをLとすると $ x=0\sim L $ 間の平均熱伝達率 $ h_{m} $ は、垂直面では式（7）、水平面では式（8）となる。 $ ^{9)} $

$$ Nu_{\mathrm{L}}=-\frac{h_{\mathrm{m}}L}{k}=0.13Ra^{1/3} $$

$$ N u_{\mathrm{L}}{=}\frac{h_{\mathrm{m}}L}{k}{=}0.14R a^{1/3} $$

ここで、

$ Nu_{L} $ ：平均ヌッセルト数、L：平板の長さまたは幅(m)、 $ h_{m} $ ：平均熱伝達率(kW/m²K)、

k : 熱伝導率(kW/mK)、Gr : グラスホフ数、

$$ Pr: プラントル数、Ra: レイリー数 \left(=Gr\times Pr\right) $$

外気温度を7℃、7kW、14kW、21kWでの階段室内の上昇温度をそれぞれ20K、30K、40K、L=1.2mとし、式（7）、式（8）に空気の物性値 $ ^{10)} $ を代入してそれぞれ平均熱伝達率を計算し、それらの半分の値として熱通過率を求めた。垂直での熱通過率は、0.0018、0.0020、0.0022kW/m²K、水平での熱通過率は0.0020、0.0022、0.0024kW/m²Kとなり、地上階出入り口全開で使用した熱通過率の約8割の値であった。

### 6. まとめ

2/5縮尺の地上1階、地下3階の階段を有する地下模型を用い、発熱速度を変えて地下3階を出火階とした火災実験を行った。階段内の温度分布の測定結果および測定結果と計算結果の比較検討から、本実験条件では以下のことがわかった。

(1) 階段室内の熱気流温度は、上階へ行くに従い指数関数的に減少した。また地上階出入り口を全開、半開にした場合でも、階段室内の熱気流温度に大きな違いはみられなかった。

(2) 階段内の温度分布を熱収支、圧力分布による基礎式により計算した結果、階段内の温度分布は熱通過率および熱気流と壁との接触面積によって大きく変わり、これらを正確に推定しないと実験結果とよい一致が得られなかった。

今後は、地上階の熱気流温度をもとに求めた空気の流入量から、燃焼速度等に及ぼす深さの影響について調べる予定である。

## 参考文献

1）竹平野枝 他：“階段室内における火災時の煙流動に関する実験的研究”、pp164-167、日本火災学会研究発表会概要集(2002.5)

2）村上研一 他：“排煙設備の消防活動時における有効性に関する実験的研究”、3079、日本建築学会大会学術講演梗概集(1998.9)

3）消防活動研究会編：“地下施設災害の消防戦術”、p61、東京法令出版(1994)

4）松島早苗、渡部勇市：“地下1階建物における自然換気時の火災性状に関する実験的研究”、消防研究所報告、94、pp1-10、(2002)

5）渡部勇市、松島早苗、山田常圭：“中型火災室模型を用いた加压防排煙に関する実験的研究”、pp29-40、日本火災学会論文集、Vol.51、No.2 (2001)

6）田中哮義：“建築火災安全工学入門”、p203、日本建築センター(1993)

7）日本火災学会編：“火災と建築”、p118、共立出版株式会社(2002)

8）甲藤好郎：“伝熱概論”、p23、養賢堂(1976)

9）関信弘編：“伝熱工学”、pp94-99、森北出版(1988)

10）日本機械学会編：“伝熱工学資料 改訂第4版”、p329、丸善株式会社(1989)
# Experimental Study on Temperature Distribution in a Fire in Stairwell of Building with the Third Basement

(Abstract)

Sanae Matsushima and Yuichi Watanabe

(Received July 24, 2003)

Using two -fifths underground model of staircase of one story aboveground and three stories underground, by changing heat release rate, fire test was carried out. The doorway for opening was made in the ground floor and fire floor was the third basement.

The temperature distribution of stair was obtained according to fundamental equation of heat balance by the calculation. Those were compared with measurement results and discussed.

As the result, in the experimental condition, the following facts were obvious.

(1) The hot air flow temperature in the staircase was decreased exponentially with approaching the upper floor. There was not a large difference at the hot air flow temperature in the staircase in case the ground floor doorway was opened full or half.

(2) The temperature distribution in the staircase was calculated according to fundamental equation by heat balance and pressure distribution. As the results the temperature distribution greatly changes by overall heat transfer coefficient and contact area between hot air flow and wall, and the good coincidence with the experimental results is not obtained when the overall heat transfer coefficient and the contact area between hot air flow and wall are not accurately estimated.
論文

# 地震動による小規模タンク底部の浮き上がり挙動について 一その1 浮き上がり回数および高さに関する検討一

西 晴樹、山田 實、畑山 健

(平成15年7月24日受理)

1995年に発生した阪神・淡路大震災の際には、消防法上の危険物を貯蔵する屋外タンク貯蔵所のうち、容量500kl以上1000kl未満の円筒縦置き型タンク（小規模タンク）に被害が集中した。小規模タンクついて、タンク本体と内容物との連成を考慮した三次元有限要素モデルを用いて、三次元非線形時刻歴応答解析を行い、実際の地震動が加えられたときのタンク底部の浮き上がり回数、最大浮き上がり高さなどの浮き上がり挙動について検討を行った。

解析の結果、代表的な地震波形を用いた場合、小規模タンクの底板の浮き上がり回数は、概ね1秒に1回から3秒に1回となり、最大浮き上がり高さは、30cmから80cmの間となった。また、底板の浮き上がり長さは、タンク底板の半径の20%から30%程度となることが分かった。

### 1 \. 绪言

阪神・淡路大震災では、屋外タンク貯蔵所のうち、その貯蔵し、または取り扱う危険物の最大数量が1000kl未満の小規模な屋外タンク貯蔵所に甚大な被害が発生した $ ^{1)} $ 。この事態に鑑み、平成11年の消防法令の改正 $ ^{2)} $ により、準特定屋外タンク貯蔵所（屋外タンク貯蔵所のうち、その貯蔵し、または取り扱う危険物の最大数量が500kl以上1000kl未満のもの。以下、「小規模タンク」という。）に対して強度的安全性の向上が図られている。

しかし、同じ阪神・淡路大震災の際に、危険物を貯蔵する屋外貯蔵タンクと同様な構造である水タンクにおいて、当該タンクの側板と底板の溶接接合部が座屈し、破口部から貯水がすべて流出する事例が発生した $ ^{3)} $ 。この損傷は、タンク底部の浮き上がり現象に起因する損傷形態と推測され、危険物を貯蔵する屋外貯蔵タンクにも同様な損傷が発生する可能性が高いと考えられる。小規模タンクは、一般市民の生活の場に近接して設置されているにもかかわらず、特定屋外貯蔵タンクのような開放検査の義務がなく、その安全性を確保することが急務となっている。

石油タンクの側板と底板との溶接接合部には応力が集中する。このため、この部位の強度と破壊に関しては、多くの実験的、理論的研究が行われてきた $ ^{4,5} $ 。小規模タンクにおいても、そのタンク底部が地震動により浮き上がると、側板と底板との溶接接合部に大きなひずみが発生するものと考えられている。そこで、側板と底板との繰り返し曲げの回数およびその変形量を把握することが重要となる。

アンカーのない円筒タンクの底板の浮き上がり長さや浮き上がり高さについては、静的条件のもとでの解析を行った研究 $ ^{6)} $ があり、また、質点系ロッキングモデルにより、動的に浮き上がりを伴うタンクのロッキング振動を調べた研究 $ ^{7)} $ がある。また、大型模型による傾斜実験によりタンク底板の浮き上がり高さや浮き上がり幅を調べた研究がある $ ^{8)} $ 。しかし、小規模タンクについて、実際の地震動を受けたときの、浮き上がり回数、浮き上がり高さおよび浮き上がり長さなどの挙動を検討した例はあまり見当たらない。

本報告では、小規模タンクについて、タンク本体と内容物との連成を考慮した三次元有限要素モデルを用いて、三次元非線形時刻歴応答解析を行い、地震動が加えられたときのタンク底部の浮き上がり回数、最大浮き上がり高さおよび最大浮き上がり長さなどの浮き上がり挙動について検討を行った。

### 2. 解析対象の小規模タンク

### 2.1 タンク本体

解析の対象とした小規模タンクとしては、Table1に示す17基の屋外貯蔵タンクを採用した。これらの内訳は、容量500klから1000kl未満の屋外貯蔵タンク16基と容量1800klの屋外貯蔵タンク1基である。容量500kl以上1000kl未満の16基のタンクは、平成7年の兵庫県南部地震の発生当時に