Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
Fig.11 Variation of average temperature with time.

と＃4、そして最も温度上昇の遅い＃9まで、常にほぼ同じ順序で温度が上昇したが、各熱電対の温度上昇の順が何故このようになったのかは不明である。

Fig.11に、実験Aから実験Eまでの各実験における11点の温度の平均値の時間変化を示す。着火後、燃焼による液面の低下とともに燃料温度はほぼ直線的に上昇し、沸点付近で温度上昇が緩やかになった後、熱電対先端が液面上に露出することにより温度が一時的に上昇し、その後燃料の燃え尽きとともに低下した。Fig.11において、気流幅の広い実験Eでは、燃焼継続時間が他の実験より1割以上長くなっており、燃焼速度の明確な低下が認められるが、実験BからDまではNEA放射による燃焼継続時間の明らかな増大は確認できなかった。

実験 F～I では、燃料深さを 2 倍にし、熱電対の高さを Table 2 のとおり各位置で異なるように設置した。燃料のみを注入した実験 F と G では、NEA 放射によるタンク内部の気相の温度低下はわずかであったのに対し、水の上に燃料を注入した実験 H と I では、NEA 放射によるタンク内部の明らかな温度低下が認められた。両者の違いの原因としては、水の有無によるフリーボード（タンク壁上端と液面間の距離）の差に起因する流体力学的効果と、水の吸熱による熱的効果が考えられる。これらの効果の寄与を明らかにし、減酸素気流による油面上の泡の保護を効果的に実践するには、さらに詳細な検討が必要である。

### 3.2 ウォーターミストによる火炎抑制挙動

Fig.12 に、自由燃焼時及びウォーターミスト噴霧時の熱画像と、画像中に示した四角内の領域における温度頻度分布を示す。熱画像および頻度分布から、ウォーターミストの噴霧により、火炎が明らかに抑制されていることがわかる。自由燃焼時の頻度分布は500℃付近にピークを持つガウス分布を示すのに対し、ウォーターミスト噴霧時の頻度分布は、250℃付近までピークがシフトしている。また、n-ヘプタンの沸点である100℃付近にもピークが観察され、ミスト噴霧による火炎基部への抑制効果が定性的であるが確認できた。

自由燃焼時とウォーターミスト噴霧時における油面近傍の温度変化について、28本の熱電対の平均温度として時系列で整理した結果を、Fig.13に示す。燃焼による油面位置の低下により、油温は沸点付近まで直線的に上昇し、100℃付近で漸近しながら、その後、油面から熱電対が露出すると急激な温度上昇が観測された。着火20秒

Fig.12 Thermal images and the frequency distributions.
後にウォーターミストの噴霧を開始すると、自由燃焼時に比べ約10℃程度油温が低くなった。また熱電対が油面より露出する200秒付近では、自由燃焼時に比べ約20℃の温度低下が観測された。燃焼継続時間を比較すると、ウォーターミスト噴霧時は自由燃焼時に比べ30秒ほど長くなった。これらの結果は、小規模タンク火災における油温上昇および油面からの燃料蒸発が、ウォーターミスト噴霧により抑制されたことを示している。すなわち、タンク火災基部へのウォーターミスト噴霧は、火災タンク内部における油面への熱エネルギー供給を阻害する効果を有しており、タンク内へ投入された消火泡の熱による消失速度を低減できる可能性が示唆された。

Fig.13 Variation of average temperature with time.

次に、ウォーターミストの火炎抑制効果を減酸素気流としての観点から評価するため、本研究で使用したウォーターミストの噴霧特性をPDPAにより調べた。Fig.14に、噴霧方向に対し垂直にレーザーシートを照射した時のウォーターミストの可視化画像を示す。ミスト噴霧装置の中心を原点として、z=100mmおよびz=200mm離れた位置での噴霧後方からの可視画像である。z=100mmの位置では、個々のノズルの指向性が強く、各々のノズルの噴霧特性が顕著に観察できるが、z=200mmの位置で

Fig.14 Visualization of water mist using laser sheet.

は、4つの噴霧パターンが重なり、ミストの噴霧方向に主流を形成しているのが観察される。z=300mm および z=400mm の位置における噴霧パターンについても観察したが、ウォーターミストが噴霧方向に対し下方側に落ち込み、水粒子の主流がタンク内へ届かないことが確認された。

Fig.15に、火災抑制実験と同条件でウォーターミストを噴霧しPDPAにより計測した、z=200mmにおけるウォーターミスト粒子のz方向平均速度の空間分布を示す。PDPA計測位置はFig.6(b)に示したとおり、120mm×60mmの領域を20mm間隔で区切ったメッシュの各交点である。z=200mmにおけるz方向平均速度を見ると、レーザーシートによる可視化では観察できなかった個々のノズルの指向性が見られ、2つの島が存在しているのがわかる。これらの島の中心平均速度は約2.0m/sであり、島を取り巻くようにして約1.2m/s前後の平均速度を持つ2つの大きな領域が形成されていた。

噴霧の方向が水平方向であるため、水粒子は粒径に応じた沈降速度を有する $ ^{5)} $ 。Fig.15の島の領域も、ノズル位置より僅かに下方に移動している。垂直方向の粒子速度および粒径分布についても計測を行ったところ、下方への平均速度は約0.1m/s以下となり、z=200mm位置での垂直方向の速度成分は、主流方向速度に比べ、ほぼ無視できる大きさであった。

Fig.16 に、PDPA で計測した z=200mm におけるウォーターミスト粒子の z 方向の体積流量の空間分布を示す。単位時間に単位面積を通過する水粒子の量として定義される体積流量の分布は、Fig.15 に示した z 方向平均速度

Fig.15 Spatial distribution of the mean water-mist flow velocity at z=200 mm.
ほど明確な個々のノズルの指向性は見られなかったが、下方付近に1つの島が観察された。中心から上方の領域においては、ミスト噴霧装置の外周部分（S4列）で体積流量が著しく小さくなっており、ウォーターミストが噴霧装置の中央下部に向かって次第に濃くなる噴霧パターンが形成されていることがわかった。

小規模タンク火災抑制実験におけるタンク壁面位置(z=200mm)での非燃焼時のウォーターミスト噴霧特性を把握するため、z=200mmにおけるPDPA計測結果を面平均したところ、z方向平均速度は約1.5 m/s、ザウター平均粒径（D32）は約96.8 μm、体積流量は0.05 ml/s/cm²という値が得られた。ザウター平均粒径とは、全粒子の総表面積に対する総体積の比であり、通常、D32と表記される。単純な算術平均粒径は、細かい粒子の数に大きく左右されてしまい、蒸発や燃焼等の現象と関連づけるのが難しい。このため、噴霧液滴の特性を表すための平均粒径としては、一般的にザウター平均粒径が用いられる。

n-ヘプタン火災に対するウォーターミストの主要な火炎抑制効果は、水粒子蒸発時の蒸発潜熱と、水蒸気による吸熱と酸素濃度低下の両者に起因する、火炎温度の低下により発現される。これら水粒子と水蒸気の寄与割合は、水粒子の粒径分布や火炎帯突入時の滞留時間などに依存する。従って、ウォーターミストの火炎抑制効果を定量的に論ずるには、燃焼しているタンク周囲の上昇気流や周囲空気の流入速度の影響などを考慮する必要がある。本研究では、火炎帯を通過する前に全ての水粒子が蒸発し、さらに上昇気流等の影響は無視できると仮定することにより、滞留時間と流れ場の影響を排除して、火炎抑制効果を既存の研究と比較検討する。

尾川ら $ ^{5)} $ によれば、n-ヘプタンのカップバーナー火炎に対する微細ウォーターミストの消火必要水量は0.19kg/m³となることが、実験的に確かめられている。本研究において局所火炎抑制が認められたウォーターミストの単位体積当たりの水量は、PDPA計測による面平均流速1.5m/sと面平均体積流量0.05ml/s/cm²より、0.33kg/m³と見積もられた。本研究における局所水量はカップバーナー消炎水量の約1.5倍であることから、局所火炎抑制が観察されたことは妥当であると考えられる。

また酒井らは、n-ヘプタンのカップバーナー火炎のCO₂による消炎時の、CO₂／空気混合気中の酸素濃度が16.4（体積%）になることを報告している⁶）。本研究におけるウォーターミストの単位体積当たりの水量0.33 kg/m³が、火炎に達する前に完全蒸発した場合、水蒸気濃度は30.9（体積%）、酸素濃度は14.5（体積%）と算出される。水分子と同じ3原子分子であるCO₂が、水蒸気とほぼ同等の消火性能を有する⁷）ことを考慮すれば、CO₂によるカップバーナー火炎消炎時の酸素濃度より、本研究におけるウォーターミスト蒸発時の酸素濃度の方が2％弱下回っていることから、局所火炎抑制が十分可能であったと考えられる。

Fig.16 Spatial distribution of the volumetric flow rate of water mist at z=200 mm.

### 4 \. 結言

減酸素気流を用いたタンク火災の泡消火効率改善方法を提案し、小規模実験を行った。320mmタンクに対し、酸素濃度15％以下でタンク直径の1/4幅のNEA流を放射すると、n-ヘプタン火炎基部に部分消炎が見られた。また、酸素濃度10％でタンク直径の1/2幅のNEA流を放射すると、燃焼速度が低下した。さらに、実規模タンクへの減酸素気流の導入方法として有望なウォーターミスト噴霧を用いた火炎抑制実験を行い、n-ヘプタン火災の局所火炎抑制および油温上昇の抑制が確認された。

減酸素気流を用いたタンク火災抑制技術の開発には、部分消炎による上昇気流の変化、水噴霧による放射熱遮へい効果、放射熱流束と泡の消失速度の関係等について、さらに検討が必要である。

## 謝辞

本研究の実施にあたり、株式会社モリタホールディングス技術研究所の小山秀人氏、株式会社モリタの関修治氏、近藤伸一氏、穂積典行氏、ならびに株式会社コベルコ科研の二木治好氏に多大なるご協力を頂いた。ここに記して謝意を表する。
## 参考文献

1）独立行政法人消防研究所：石油タンク火災の安全確保に関する研究報告書—石油タンク火災に使用される泡消火薬剤の消火特性—、消防研究所研究資料第73号(2006)

2）佐宗祐子、廖赤虹、内藤浩由、山野光一、坂本直久：平成15年9月の苫小牧でのタンク全面火災時の泡放射に関する一考察、消防研究所報告 第103号、pp.19-24(2007)

3）独立行政法人消防研究所：窒素富化空気を用いた防火技術研究会活動記録—平成17年度—(2006)

4）廖赤虹：中国における大出力水噴霧消防車の開発とその応用、火災276号、pp.14-19(2005)

5）尾川義雄、廖赤虹、鶴田俊、斎藤直：液体燃料に対するウォーターミストの消火性能、平成14年度日本火災学会研究発表会概要集、pp.56-59(2002)

6）酒井竜太、斎藤直、佐宗祐子、尾川義雄、井上康史：

各種液体燃料に対する新ハロン消火剤の消炎濃度、

消防研究所報告 第 80 号、pp. 36-42 (1995)

7) N. Saito and C. Liao : Suppression Effect of Water Vapor on Flammability Limits of Hydrocarbon Fuels - A Study on Fire Suppression by Water Mist -, Proceedings of 6th Asia-Oceania Symposium on Fire Science and Technology, Daegu, Korea, pp. 958-964 (2004)
# Partial Suppression of Small-scale Oil Tank Fire using Oxygen-reduced Airflow

(Abstract)

Yuko Saso, Hiroyoshi Naito, Chihong Liao $ ^{1} $ , Koichi Yamano $ ^{1} $ , and Naohisa Sakamoto $ ^{1} $

(Accepted August 17, 2010)

In order to advance the fire-fighting tactics against oil tank fires by developing a technique for reducing the updraft and the radiation heat, effect of oxygen-reduced airflow on the behavior of a small-scale n-heptane tank fire was experimentally investigated. Influence of the oxygen concentration of nitrogen-enriched air (NEA), which was discharged into the base of the fire plume, on the flame shape and the fuel temperatures near the pool surface was examined with different discharge cross-section area. Partial suppression behavior and the variation in fuel temperatures were also examined with spraying water mist. Both the NEA and the water mist showed partial extinguishing effect under certain discharge conditions. Furthermore, increases in the fuel temperature were suppressed, implying potential effect of oxygen-reduced airflow in diminishing the heat radiation. The results support the effectiveness of high-power water spray system with turbine engines in advancing the foam extinguishing tactics against full-scale oil tank fires.
技術報告

# スプリンクラー設備の性能評価手法に関する一提案

阿部 伸之、田村 裕之、細川 直史、内藤 浩由 $ ^{*} $ 、浅見 高志 $ ^{**} $ 、竹内 孝 $ ^{***} $ 、菊池 正勝 $ ^{***} $

(平成 22 年 6 月 10 日 受理)

スプリンクラー設備を性能規定化し、レイアウト等の自由な設計を可能にするためには、その性能を適切に評価する評価手法の確立が前提である。本稿では、スプリンクラー設備による火災感知、散水、消火実験及び木材クリブの燃焼実験を実施し、それを基に消火時間を数値的に予測するモデルを提案した。具体的には、1個のスプリンクラーヘッドの散水分布から4個正方配置したスプリンクラーヘッドの散水分布及び散水密度を補間法により予測し、消火時間が火災成長率と散水密度の関数として表せることを示した。本研究により、スプリンクラー設備の性能評価手法として、一つの考え方を示すことができた。

### 1. はじめに

現在、加圧防煙システムや光点滅走行式避難誘導システムに見られるように、消防用設備等の性能規定化が進められている。その中で、消火設備であるスプリンクラー設備に注目すると、性能規定化による要求性能の合理的見直しの結果、想定される火災危険度に応じたレイアウト等の自由な設計が可能となる。よって、設置コスト削減の可能性が生じ、近年発生している一連のグループホーム火災の防火の観点からも、スプリンクラー設備設置を促進する一助となり得る。その点についても性能を適切に評価することが前提であり、評価手法を確立することは重要なことである。これまでに、事務所用途に対するスプリンクラー設備の性能評価手法が検討され $ ^{1-3} $ 、実際に木材クリブの消火試験を行うことにより性能を評価している。

本研究の目標としては、検定でデータを取得している天井高さ1.20[m]における1個のスプリンクラーヘッドの散水分布データを基に、スプリンクラー設備全体の性能を把握することである。本稿では、消火設備の性能規定につながるスプリンクラー設備の性能を評価するための考え方の一つを提案する。

### 2. スプリンクラー設備の性能と評価手順

スプリンクラー設備の「性能」とは、性能規定の立場からは消防法の仕様規定で示される基準に潜在的に（もしくは明示的に）保持している性能と解釈される。よって、感覚的には消火抑制の可否（消えた消えない）の判断を性能の基準にしたいが、消火抑制の判断には未だ議論の余地があるため、本研究では、性能を客観的に判断する指標として、「時間」（例えば、点火から消火までの時間）を用いる。

評価手順として、実用的には検定で取得する散水データのように、スプリンクラーヘッド1個の散水データ、建物の用途や構造から、設置高さ、想定火源等を入力条件として与えることにより、点火から消火までの時間を評価手法から予測する。

スプリンクラー設備に内在する各種性能（この性能は単に時間という意味ではない）には3つあり、それらは感知性能、散水性能、消火性能である。感知性能とは、いかに早く、かつ、的確に火災を感知する能力である。散水性能とは、1個以上のスプリンクラーへッドから放水した際の散水分布、散水密度、水滴粒子径等の散水を特徴付ける性質である。消火性能とは、散水性能及び可燃物の燃焼性状に関連し、火災を消火抑制する能力である。本研究ではそれら本来の性能とは異なり「性能」＝「時間」と捉えた。建物の用途から可燃物を想定することにより火源を設定し、スプリンクラーへッドの感知時間及びその時の火源の発熱速度や火災成長率を予測する。一方、散水時のスプリンクラーへッド1個の散水分布、散水密度から正方配置したスプリンクラーへッド4個が散水した場合の散水分布、散水密度を予測する。以上の関係から散水から消火までの時間、延いては点火から消火までの時間を予測し、それらをスプリンクラー設備の性能とする。
### 3. スプリンクラー設備に関する実験の概要

スプリンクラー設備の性能評価手法の構築に必要なデータを取得するために、燃焼・感知・散水・消火の実験を実施した。実験実施は2回である(実験 $ ^{①} $ と実験 $ ^{②} $ )。

### 3.1 実験実施日及び実施場所

## (1) 実験実施日

実験 $ ^{①} $ ：2007年12月（燃焼、感知、消火実験）

実験 $ ^{①} $ ：2008年2月（散水実験）

実験②：2008年12月（燃焼、感知、消火実験）

実験②：2009年2月（散水実験）

## (2) 实施场所

千住スプリンクラー株式会社 岩手工場 丸森

能美防災株式会社 消火システム研究室 B 実験場

### 3.2 実験条件

(1) 実験場：16 [m] × 16 [m] × 約 21 [m]（高さ）可動吊り

(a) 平面図

(b) 立面図

図１ 実験場概略図

クリブ、スプリンクラーヘッド位置（単位：mm）

天井部（14.4 [m] × 14.4 [m] × 高さ 1.8 ~ 20 [m]）（図1）

(2) 天井高さ：2.5、4、6、10 [m]

(3) スプリンクラーヘッド:閉鎖型（千住スプリンクラーZQR Ⅲ）（表1、図2）

(4) 木材クリブ：A6、A7、A8、A10、A12、A14（数字は木材クリブの段数を表す） クリブサイズ 1800 [mm] （表2、図3） 含水率 6.0～9.0 [%] 、木材クリブの設置位置は図1の通り。

(5) 測定条件：測定位置は図4を参照

・発熱速度：木材クリブ重量減少測定（スプリンクラー放水まで）

・スプリンクラーヘッド作動時間、放水時間：目視および熱電対の温度低下による時間

・クリブ消火時間：判定員2名の目視による火炎の消滅時間

・クリブ燃焼面積：面積計測、写真撮影

· 散水密度：0.1 $ [m^{2}] $ 採水マスによる床面 8 方向及び木材クリブ面の散水密度測定

その他：感知へッドが2個作動したことを目視で確認後、散水ヘッドすべてから4個同時散水した。

表1 スプリンクラーヘッドの仕様

種類型式感度種別取り付け方向有効散水半径標示温度放水量	閉鎖型スプリンクラーヘッド、標準型、高感度型ZQRⅢ（千住スプリンクラー株式会社製）1種下向き（フラッシュタイプ）2.6[m]72[℃]80[L/min.]（圧力 0.1[MPa])

(a) 外観

(b) 設置状況

図２ スプリンクラーヘッドの外観及び設置状況
表2 クリブモデルの概要

クリブ名	A6	A7	A8	A10	A12	A14
杉材寸法 [mm]	30 × 40 × 1800 / 本
段数 [段]	6	7	8	10	12	14
組み方(下から) [本]	17,17,16,16,17,17	17,17,16,16,17,17,16	17,17,16,16,17,17,16,16	17,17,16,16,17,17,16,16,17,17	17,17,16,16,17,17,16,16,17,17,16,16	17,7,16,16,17,17,16,16,17,17,16,16,17,17
総本数 [本]	100	116	132	166	198	232
重量 [kg]	72.5	84.3	99.7	114.8	139.7	170.7
火災荷重 [[kg/m²]	22.4	26	30.8	35.4	43.1	52.7
含水率 [%]	6.0 ~ 9.0
着火源	n-ヘプタン 80 [mL] (火Ⅲφ 120 [mm] × 高さ 110 [mm])
火災成長率 [kW/s²]	0.019	0.036	0.056	0.067	0.074	0.103
火災成長時間 [秒]	140 ~ 520	100 ~ 420	110 ~ 390	100 ~ 360	60 ~ 360	90 ~ 340

※重量はクリブ初期重量値からの平均値である。

※ 火災荷重＝重量／クリブ面積 (1.8 [m] × 1.8 [m] = 3.24 [m²])

※ 杉材の含水率は、木材含水率計によりすべて測定し、含水率6.0～9.0 [%]のものを使用している。

※ 火災成長率及び火災成長時間は、燃焼実験のうち参考として代表的な一例を挙げた。

※ 火災成長時間は、火災成長率に示す値で火災が成長する時間範囲である。

図3 クリブモデル概要図〔A6 クリブ（例）〕
図4 各種センサーによる測定位置（平面図）

### 4. スプリンクラー設備の性能評価手法

ここでは、実験結果を基に、スプリンクラー設備の性能を評価するための手法を考える。まず、木材クリブの燃焼性状を把握し、次いで、散水、感知、消火の各性能について評価法を考える。

### 4.1 木材クリブモデルの燃焼性状

木材クリブを燃焼させた時、助燃剤に点火したt時間後の発熱速度Qは、

$$ \dot{Q}=\alpha(t-t_{0})^{2} $$

と表されるとする。ここで、発熱速度の単位は $$ \mathrm{kW} $$ 、αは火災成長率 $$ \mathrm{kW/s^{2}} $$ , tは助燃剤点火後の経過時間 $$ \mathrm{s} $$ , t₀は助燃剤から木材クリブへの着火の遅れ時間 $$ \mathrm{s} $$ である（目視観察等により確実に木材クリブへ着火する時間として $ t_{0}=90\ [s] $ とした）。火災成長率αを最小自乗法に

図5 木材クリブの段数と平均火災成長率 $ ^{(*)} $ の関係 $ ^{(*)} $ …A8はサンプル数1のため平均値ではない。

より求め、木材クリブ段数毎に天井高さ6、10[m]の実験（天井が燃焼性状に影響を与えないように高天井にした自由燃焼実験）について、火災成長率αを平均したものを図5に示す。なお、木材クリブA6及びA12ではサンプル数（実験実施数）4、A7ではサンプル数6、A8ではサンプル数1、A10及びA14ではサンプル数3から算術平均しており、A8は厳密には平均値ではないことに注意されたい。木材クリブの段数が増えるに従い、火災成長率も大きくなる傾向を持つ。ただし、木材クリブA10及びA12では変化がなく一定になった。

以上、木材クリブの段数の違いによる火災成長率の変化を調べた。自由燃焼の場合の木材クリブの燃焼により、火災成長率が木材クリブの段数とほぼ直線関係があることがわかった。可燃物の火災成長率が後述する性能評価手法の入力データとして必要となるため、火災成長率と木材クリブ段数の関係を示した。実際に設置する可燃物を想定し、その火災成長率を火災実験データベース（http://firedb.fri.go.jp/）や米国防火協会（NFPA）がランク分け（Ultrafast, Fast, Medium, Slow）したデータNFPA 92Bを基におおよそ決めることが可能である。例えば、薄い合板の洋服ダンスであれば火災成長率は0.1876[kW/s²]である。

### 4.2 散水性能

本実験ではスプリンクラーの散水分布を取得するため、床面8方向に採水マスを配置した実験を行い、スプリンクラーへッド1個の散水分布の情報は表3のように取得できる。このデータから等高線分布で示すと図6のようになる。

図6 散水分布（スプリンクラーヘッド1個散水時）
表 3 採水マス水量 (例)

A	B	C	D	E	F	G	H
0	1.71
1	2.14	1.78	1.61	1.78
2	1.84	1.95	2.14	1.56	1.88	1.56	2.14	1.95
3	1.82	1.73	2.50	1.56	2.05	1.56	2.50	1.73
4	2.04	1.56	2.71	1.69	1.78	1.69	2.71	1.56
5	2.24	1.36	2.87	1.80	1.48	1.80	2.87	1.36
6	2.53	1.15	2.84	1.79	1.16	1.79	2.84	1.15
7	2.50	1.04	2.64	1.84	0.91	1.84	2.64	1.04
8	2.14	0.94	2.17	1.71	0.66	1.71	2.17	0.94
9	1.84	0.87	1.63	1.46	0.50	1.46	1.63	0.87
10	1.64	0.86	1.18	1.25	0.40	1.25	1.18	0.86
11	1.61	0.85	1.01	1.10	0.36	1.10	1.01	0.85
12	1.33	0.83	0.85	0.98	0.34	0.98	0.85	0.83
13	0.95	0.77	0.77	0.77	0.34	0.77	0.77	0.77
14	0.60	0.64	0.59	0.57	0.31	0.57	0.59	0.64
15	0.34	0.49	0.41	0.44	0.27	0.44	0.41	0.49
16	0.18	0.37	0.24	0.35	0.00	0.35	0.24	0.37
17	0.08	0.27	0.13	0.20	0.00	0.20	0.13	0.27
18	0.00	0.15	0.06	0.13	0.00	0.13	0.06	0.15
19	0.00	0.04	0.03	0.05	0.00	0.05	0.03	0.04
20	0.00	0.00	0.00	0.00	0.00	0.00	0.00	0.00

(单位：L/min/m $ ^{2} $ )

等高線分布を作図する際に、極座標系を考えた場合、半径方向 $ R_{i} \leq R \leq R_{i+1} $ 、周方向 $ \theta_{j} \leq \theta \leq \theta_{j+1} $ （下添え字 i, j は各格子の配列を表す）で囲まれた任意の変数 f （ここでは散水密度）を求めるために以下の補間式（2）を用いた。

$$ f=\frac{a\left(\theta_{j+1}-\theta\right)+b\left(\theta-\theta_{j}\right)}{\theta_{j+1}-\theta_{j}} $$

$$ \begin{array}{r}{a=\frac{(R_{i+1}-R)f_{i,j}+(R-R_{i})f_{i+1,j}}{R_{i+1}-R_{i}}}\end{array} $$

図7 スプリンクラーヘッド1個散水分布から重ね合わせで予測したスプリンクラーヘッド4個散水分布

$$ b=\frac{(R_{i+1}-R)f_{i,j+1}+(R-R_{i})f_{i+1,j+1}}{R_{i+1}-R_{i}} $$

ここで、式(3)及び式(4)は補間のために必要な式(2)に含まれる補助変数a及びbの算出式である。スプリンクラーへッド1個散水時の分布をスプリンクラーへッド4個が散水したものとして単純重ね合わせした散水分布の例を図7に示す。スプリンクラーへッド1個が散水した場合、方向によって散水密度は異なる。したがって、スプリンクラーへッド4個の場合の散水分布を予測する際に、1個散水の場合のどの方向を4個へッドに囲まれた中央に向けるかによって、その中央位置の散水密度が異なることになる。

4個ヘッド散水の散水密度は、1個ヘッド散水時の不均一な散水分布を基に、4個ヘッド散水を想定して単純に重ね合わせた4個ヘッド中央の散水密度のことである。各ヘッドの散水分布は不均一であるため、ランダムに回転し、組み合わせ、それを5,000回試行して得た散水密度の平均値を4個ヘッド散水時の予測平均散水密度とした。その予測値と実際に実験で得られた4個ヘッドからの散水密度との比較を図8に示す。各天井高さにおいて予測値も実験値も4マス相当、16マス相当、全マス（36マス）相当（4個ヘッド中央に採水マスを2マス×2マス、4マス×4マス、6マス×6マス設置した場合）の順に散水密度が低くなる傾向にある。天井高さ5[m]付近の散水密度の実験値以外は、概ね予測値と実験値は一致している。

散水密度の予測値を用いて最小自乗法により散水密度ρと天井高さHの近似関係式を算出すると式(5)のようになる。
図8 天井高さに対する散水密度の変化 ー予測値と実験値との比較ー

$$ \rho=\delta H^{\gamma} $$

ここで、4マス相当の時は、係数$\delta=11.629$、$\gamma=-0.258$、（評価にはこの係数を用いる）、16マス相当の時は、係数$\delta=11.615$、$\gamma=-0.266$、クリブ上面面積と等しい全マス相当の時は、係数$\delta=11.336$、$\gamma=-0.273$、である。

### 4.3 感知性能

感知性能については、図9に示すような火源からの熱気流が上昇し天井に到達した後に水平方向に広がっていく天井流を考える。

天井に到達する煙を予測するため、Heskestad and Delichatsiosの発熱速度 $ \dot{Q} $ が時間 t の二乗で増大する火源における天井中の温度及び速度の予測式 $ ^{4)} $ ， $ ^{5)} $ を用いる。

図9のスプリンクラーヘッド位置の気流の無次元上昇温度$\Delta T^{*}$は、気流の先端がスプリンクラーヘッド位置に到達するか否かによって、

$$ \Delta T^{*}=\left\{\begin{array}{cc}{{{0}}}&{{{( 到達以前 )}}} \\{{{\left(\frac{t^{*}-t_{f}^{*}}{0.188+0.313\frac{r}{H}}\right)^{4/3}}}}&{{{( 到達以降 )}}}\end{array}\right. $$

ここで、 $ t^{*} $ は無次元時間、 $ t_{f^{*}} $ は気流の先端がスプリンクラーへッド位置に到達する無次元時間である。

同位置における流速 $ u^{*} $ は、 $ 0.3 \leq r/H $ の時、

$$ u^{*}=0.59(\Delta T^{*})^{1/2}\left(\frac{r}{H}\right)^{-0.63} $$

で表される。

無次元温度 $ \Delta T^{*} $ 及び無次元速度 $ u^{*} $ は式(8)，(9)により有次元の温度 $ \Delta T $ 及び速度 u と関連付けられる。

図9 火源からの上昇気流と天井流の概要図
$$ \begin{array}{r}{\Delta T^{*}=\frac{\Delta T}{A^{2/5}\left(\frac{T_{a}}{g}\right)\alpha^{2/5}H^{-3/5}}}\end{array} $$

$$ \boldsymbol{u}^{*}=\frac{u}{(A\alpha H)^{1/5}} $$

ここで、 $ A=g/\left(\rho_{0}\ c_{p}\ T_{a}\right) $ 、H[m]及びr[m]は図9に示す天井高さ及び水平距離、g[m/s²]は重力加速度、 $ \rho_{0} $ [kg/m³]は空気の密度、 $ c_{p} $ [kJ/(kg·K)]は空気の定压比熱、 $ T_{a} $ [K]は雰囲気温度である。

以上により求めた温度 $ \Delta T $ 及び速度 u から、式(10)を用いてスプリンクラーヘッド感知部の温度 $ T_{s} $ を予測する $ ^{6)} $ ， $ ^{7)} $ 。

$$ \begin{array}{r}{\frac{d T_{s}}{d t}=\frac{u^{1/2}}{R T I}\big(T_{g}-T_{s}\big)-\frac{C}{R T I}(T_{s}-T_{b})}\end{array} $$

ここで、 $ T_{g} $ 及びuは感熱部付近の空気の温度及び流速の瞬時値、 $ T_{b} $ はスプリンクラーへッド本体の温度（計算中では雰囲気温度として扱った）、RTI及びCは感熱部の応答特性を表す応答指数及び伝熱係数であり計算中では1種感度を考慮しRTI=15.0 $ [m^{1/2}s^{1/2}] $ 、C=0.2 $ [(m/s)^{1/2}] $ とした。

スプリンクラーヘッドの感知部の温度 $ T_{s} $ が、実験で扱ったスプリンクラーヘッドの標示温度 $ 72\ ^{\circ}C $ 以上になった場合に感知したと判断した。予測時間間隔は 0.5 秒で 10 分間の計算を実施し、時間進行は前進オイラー法を用いた。ここで、本実験及び実験条件に対応した本予測計算による感知時間は、表 2 に示す火災成長時間内であり、本実験で用いた木材クリプは火源モデルとして妥当である。

図10はスプリンクラーヘッドの位置における風速とガス温度の実験値と予測値を比較したものである。なお、予測値については、助燃剤から木材クリブに着火する時間を基点としたため、その時間90秒を遅れ時間として考慮している。

風速（図10(a)）については、天井高さが高くなるにつれて大きな値となり、予測値は実験値と相関がよい。ただし、天井高さ10[m]の場合（破線で囲まれている）、0.3≤r/Hを満たさず予測値が算出できなかったため、便宜上0秒となっている。また、天井高さ6[m]の中の一部（破線で囲まれている）では、実験値よりも高い風速を予測した。仮に実験値と同程度の予測ができたとすると、天井高さ4[m]の場合の風速とほぼ同じになる。天井高さ6[m]についてはクリブ段数の大小に依存していないため、その相関がとれない原因についてはさらなる検討が必要である。

ガス温度（図10(b)）については、予測値が比較的低くなるが、概ね相関関係がとれている。

図11は、スプリンクラーヘッドの作動時間（感知時間） $ t_{d} $ 及びその時の発熱速度について実験値と予測値を比較したものである。また、原点を通るような近似式も同時に描いた。感知時間の予測値は、実験値と線形的に相関がよいが、およそ半分の時間になっている。一方、感知時の発熱速度に関しても予測値は、実験値と線形的に相関がよいが、およそ半分の発熱速度になっている。図11(a)では考慮されていないが、評価手法に予測感知時間を導入する際には、助燃剤から木材クリブに着火する時間90秒を遅れ時間として加算する。

### 4.4 消火性能

ここでは、スプリンクラーヘッドから放水した後、消火に至るまでの時間（消火時間と呼ぶ）を考える。

図12は、感知時の発熱速度と消火時間の関係について、天井高さ別に見た場合と木材クリブの種類別に見た場合とを表したものである。

(a) 風速

(b) ガス温度

図10 感知時のヘッド位置における風速とガス温度 ー予測値と実験値との比較ー
(a) 感知時間

(b) 感知时発熱速度

図11 感知時間と感知時の発熱速度 －予測値と実験値との比較－

天井高さ別（図12(a)）に見た場合では、各天井高さで近似式としては若干の正の勾配があるが、ほぼ横ばいの傾向である。感知の観点では、天井高さによって感知時間及び感知時発熱速度に影響を与え、感知時発熱速度に関しては天井高さが決まれば感知時発熱速度は概ね変わらない。図8に示した通り、散水密度は本研究では天井高さのみ関数になるから、ある天井高さで消火時間と感知時発熱速度が横ばいという状況は、感知時発熱速度が同程度の火源を決まった散水密度で放水しても、消火時間が定まらないことを意味する。

一方、木材クリブの種類別（図12(b)）に見た場合では、A6、A7以外はばらつきがあるものの感知時の発熱速度と消火時間との間に概ね相関がある。よって、想定する可燃物量（木材クリブの種類）を決め、感知時発熱速度は図11(b)で示した予測式から算出すれば、消火時間が求まる

(a) 天井高さ別

(b) 木材クリブの種類別

図 12 感知時発熱速度と消火時間の関係

ことになる。しかし、その一連の予測において散水密度の情報が入っておらず、それなしに消火時間が決まってしまう。

そこで、散水密度と何かしらの因子の関係性から消火時間を導き出せれば、消火時間が予測できるようになる可能性がある。図13は、各散水密度（天井高さで決まる）における火災成長率と消火時間の関係を示したものである。散水密度が小さく、火災成長率が大きいと消火時間が長くなる。散水密度5.45 [L/min/m²]（天井高さ6 [m]）のデータに関してはばらつきがあるので無視すると、散水密度に対する原点を通るような線形近似式の勾配（消火時間－火災成長率比）には、図14のような直線関係がある。よって、散水密度をρ [L/min/m²]、火災成長率をα [kW/s²]とすると、消火時間te [s]は以下の式で表現できる。
図13 各散水密度（天井高さ）における火災成長率と消火時間の関係

図 14 散水密度と消火時間 - 火災成長率比の関係

(a) 点火から感知するまでの時間

(b) 感知から消火するまでの時間

(c) 点火から消火するまでの時間

図 15 評価手法の妥当性－予測値と実験値との比較－
$$ t_{e}=\alpha(-c_{1}\rho+c_{2}) $$

ここで、今回は係数 $ c_{1}=2005.4 $ 、 $ c_{2}=20398 $ とした。

### 4.5 評価手法の流れと検証

この評価法に沿って実際に着火してから消火するまでの時間を予測し、実験値と比較することで精度を検証してみる。

図15は、実験条件から当日の気温、天井高さ、木材クリブの種類（段数）、火災成長率を入力した結果、評価手法に従って予測した点火から感知までの時間、感知から消火までの時間、点火から消火までの時間を実験値に対して示したものである。

点火から感知するまでの時間は、感知時間が短い場合の予測精度は良いが、感知時間が長くなるほど予測時間が実験値よりも短くなる傾向があった。木材クリブ段数が少ないとその傾向が強い。

感知から消火するまでの時間は、予測値と実験値の平均的な相関は取れているが、全体的にばらつきがある。

点火から消火するまでの時間は、点火から感知するまでの時間と感知から消火するまでの時間の和であり、その傾向は後者の時間の影響を受けている。概ね予測値と実験値との相関は取れているが、評価手法としては実験数を増やし、より精度の高い予測が必要である。

### 5. おわりに

目標としては検定でデータを取得している天井高さ1.20 [m]における1個のスプリンクラーヘッドの散水分布データを基に、スプリンクラー設備全体の性能を把握することである。現状では、実験により取得したスプリンクラーヘッド1個散水時の散水分布データからスプリンクラーヘッド4個正方配置時の中央位置の散水密度を予測することは可能であるが、それを拡張して任意の天井高さの散水密度を予測するには至っていない。そもそも、天井高さ1.20 [m]における1個のスプリンクラーヘッドの散水分布データが同じヘッドであっても、それ以外の天井高さでも同様の散水分布データとなる保証はない可能性もある。

また、今回はパラメータとして天井高さと可燃物の規模の2つに注目したが、各スプリンクラーヘッドの設置間隔も実用上重要なパラメータであるため、実用化を目指すには設置間隔の評価も実施しなければならない。

以上により、実用化のために解決すべき課題も多いが、本研究によりスプリンクラー設備の性能評価手法として一つの考え方を示すことができた。

## 参考文献

1）総務省消防庁予防課：防火対象物の総合防火安全評

価基準のあり方検討会報告書 (平成15年度), pp.15-71 (2004)

2）総務省消防庁予防課：防火対象物の総合防火安全評価基準のあり方検討会報告書（平成15年度）資料編，pp.1-207 (2004)

3）総務省消防庁予防課：防火対象物の総合防火安全評価基準のあり方検討会報告書（平成16年度），pp.15-77(2005)

4) Heskestad, G., Delichatsios, M. A.: "The Initial Convective Flow in Fire", 17th Symposium (International) on Combustion, pp.1113-1123 (1978)

5）日本火災学会：火災と消火の理論と応用，東京法令出版，pp.206-216 (2005)

6) Heskestad, G., Smith, H. F.: "Investigation of a New Sprinkler Sensitivity Approval Test: The Plunge Test", Factory Mutual Research, FMRC Serial No.22485 RC 76-T-50 (1976)

7) Bill, R. G.: "Thermal Sensibility Limits of Residential Sprinklers", Fire Safety Journal, 21, pp.131-152 (1993)
# A Proposal for Technique to Evaluate Performance of Sprinkler Systems

(Abstract)

Nobuyuki Abe, Hiroyuki Tamura, Masafumi Hosokawa, Hiroyoshi Naito $ ^{*} $ , Takashi Asami $ ^{**} $ , Takashi Takeuchi $ ^{***} $ and Masakatsu Kikuchi $ ^{***} $

(Accepted June 10, 2010)

Techniques to evaluate performance of sprinkler systems are essential for performance-based design of them. We proposed a technique for evaluating the performance by using data of water-sprinkled distribution on the ground from one sprinkler head. Specifically, we predicted water discharge density at the center of four squarely-arranged sprinkler heads by interpolating water-sprinkled distribution of one sprinkler head. In addition, it was found that the fire extinguishment time was expressed as a function of the water discharge density and the fire growth rate.
技術報告

# 熱応力による浮き屋根の損傷可能性の検討

廣川 幹浩、山田 實、西 晴樹、座間 信作、畑山 健

(平成 22 年 6 月 25 日 受理)

国内南部に設置されている容量10万kl（直径80m、高さ22m）の原油タンクの浮き屋根表面に複数個のき裂が発見された。そこで、浮き屋根上のき裂の発生原因を特定するために、実験的および数値的の両面から検討を行った。本報においては、実浮き屋根に設置した計測システム（ひずみ、温度、風速計測。現在、作動調整中）を紹介した。実計測に差し当たり、き裂発生について有限要素解析を用いた決定論的な解析と確率論に基づいた非決定論的な検討を行った。その結果、日中に生じる熱応力だけでは浮き屋根に損傷が生じる可能性は低いことを示した。しかし、何らかの原因で生じた初期き裂は、経年的な熱応力の繰返しで進展する可能性があることを示した。

### 1. はじめに

近年、石油タンクなどの危険物施設の漏洩および火災事故件数は増加傾向にある。図1の危険物施設の漏洩・火災事故の統計データによると、平成20年の総事故件数(580件)は、平成元年(352件)の件数の約1.6倍となっている。

ところで、我が国において、国内に多数設置された浮き屋根式石油タンクの安全性管理は非常に重要である $ ^{1} $ 。浮き屋根式石油タンクの浮き屋根は、貯蔵石油類の揮発防止および雨水の混入防止する目的で設置されている $ ^{2} $ 。浮き屋根は、デッキ外周部に取り付けられた箱状ポンツーンの浮力を利用して油面に浮いている。接液面の大部分を占めるデッキの板厚は5mm程度であり、10万kl級の大形石油タンクにおいてもデッキ板厚は同程度である。浮き屋根上にき裂が発生した場合はデッキ上へ油が滞留し、最悪の場合は浮き屋根が滞留した油の重みで沈没してタンク火災に発展する恐れがある $ ^{3} $ 。

近年の著者らの調査で、国内南部に設置されている容量10万kl（直径80m、高さ22m）の原油タンクの浮き屋根表面に複数個のき裂が発見を確認した $ ^{4)} $ 。き裂の長さは数十mmほどで、デッキの曲げ剛性を強化するために設置されたスティフナリング溶接部の近傍に多くき裂が発見された。き裂発生原因は、春季でも日中の寒暖による浮き屋根デッキ上の温度差は30℃も生じること、および、夏季には台風の被害が生じたタンクのある精油所の近海を通過する頻度が比較的多いことなどから、熱応力あるいは風荷重によるものと思われる。

本研究においては、まず、熱応力による浮き屋根損傷の可能性について検討を行った。本報では、実浮き屋根に構築中の計測システム（ひずみ、温度、風速計測。現在、作動調整中）を紹介すると伴に、数値解析を用いた決定論的な手法と確率論に基づいた非決定論的な手法において浮き屋根損傷の可能性の検討結果を示す。

図１ 危険物施設の漏洩・火災事故の統計データ

### 2. 実タンクでの計測

図2および表1に実際に計測を行っている浮き屋根とタンクの詳細を示す。計測対象とする石油タンクは、容量10万klの原油タンクである。浮き屋根は、主に4.8mm板厚のデッキ、デッキを取り巻く箱状のポンツーン、および、中心部のセンターポンツーンから構成されている。

### 2.1 計測システム

計測システムのセンサー配置図および詳細位置を図3および表2にそれぞれ示す。ひずみ、温度および変位の計測箇所は4方向とし、それぞれの方向に対して、デッキ上半径方向に4ヶ所（ひずみ：λ1～λ4）、ポンツーン
図２ 計測対象の浮き屋根

表 1 計測対象の石油タンクの詳細

型式	センターポンツーン付シングルデッキ型浮き屋根式タンク
容量	10万kl
直径	80m
高さ	22m
貯蔵油	原油
完成年	1980年(29年使用)

内部に3ヶ所（ひずみ：λ5～λ7）を取り付けた。なお、λ1～λ4は、デッキ板とスティフナリング（スティフナ1～4）との溶接近傍に取り付けた。温度センサーは、

図3 計測システムのセンサー配置図

表2 各センサーの設置位置の詳細

各ひずみ計取り付け位置（センター ポンツーンからの距離 [m]）
方向	λ1	λ2	λ3	λ4
方向1	11.83	12.13	12.03	11.99
方向2	17.95	18.03	18.03	17.99
方向3	24.07	24.02	24.05	24.00
方向4	29.50	29.45	29.50	29.50

図4 浮き屋根に設置したひずみセンサーの様子 (方向1、λ4)

λ2とλ3の中間あたり、各方向センサーラインの横位置に設置した。図4に方向1のλ4のひずみセンサーを示す。浮き屋根上は防爆エリアであるため、熱電対や抵抗線型のひずみゲージは使用することができない。そのため、温度およびひずみの計測についてはFBG(Fiber Bragg Grating)光ファイバーセンサーを用いた $ ^{5)} $ 。センサーの測定原理を図5およびひずみ振幅Δεの算出式を式(1)に示す。光ファイバーは、中心を通りコア部とコアを取り巻くクラッド部からなっている。センサーとなるコア部に紫外線を照射して一定周期の回折格子を加工したものである。FBGに入射された光は、グレーティングの周期に応じて特定波長の光が反射される。FBG近傍の光ファイバーに軸方向のひずみεが発生すると、FBGのグレーティング周期が変化し、反射光の波長λのシフトΔλが生じる。この波長のシフトを測定器で計測し、光弾性係数Pを用いて温度あるいはひずみの値に変換する。
図5 FBG 光ファイバーセンサーの測定原理

$$ \Delta\lambda=\lambda(1-\mathrm{P})\Delta\varepsilon $$

また、台風などの強風計測などに備えた風速計は、回転梯子が渡されたタンク側板の頂部に設置した。

### 2.2 計測結果

浮き屋根上での作業時間の制約などにより、現時点において各センサーは作動調整中であり、未だ本計測に至っていない。そのため、以下に各センサーの計測結果の一例を示す。

(1) 温度振幅値：日中の温度振幅の計測結果の一例を図6に示す。図6の計測開始時間は、深夜0時である。日中のデッキ表面の最高温度は約60℃で夜間の温度は約30℃であり、温度差は30℃になる。 $ \lambda_{2} $ の温度データに関しては、センサーの設置不良により、妥当なデータが入手できなかった。

(2) ひずみ振幅値：図7に日中のひずみ振幅の計測結果の一例を示す。図7の計測開始時間は、深夜0時である。図7より、中心に近いスティフナの近傍ほど高いひずみ振幅が生じていることが分かる。ひずみ振幅の最大値は12時間後に412μ strainのひずみ振幅が生じている。デッキの材質は一般構造用炭素鋼SS400であり、ヤング率を206GPaとすると応力振幅値は83MPaとなる。この値は、一般構造用炭素鋼の降伏点の半分以下の値

図6 日中の温度振幅の変化（2008年8月13日計測）

である $ ^{6)} $ 。

(3) 風速：図8に正午から1時間計測された風速を示す。最大風速は11.7m/sであり、最小風速は0.9m/sであった。今後、台風通過時期に合わせ、風速を計測する予定である。

図7 日中のひずみ振幅の変化 2008年3月15日計測)

図8 日中の風速の変化（2008年6月22日計測）

### 3. 数值解析による検討

浮き屋根での本計測に先立ち、浮き屋根の全体的な挙動を把握するために、有限要素プログラム ADINA Ver.8.3(ADINA R&D Inc.) を用いて数値解析を行った。

### 3.1 熱応力解析

浮き屋根モデルは、対称性を考慮して二次元軸対称モデルで作成した。実際には、太陽光の入射角により側板や付属設備などが浮き屋根上で部分的な影をつくるが、浮き屋根の受熱面積に対する板厚の比は十分小さいことから、入射量の差異の影響は無いものとして解析を行った。
図9に解析モデルを示す。解析モデルは、センターポンツーン、ポンツーン、および、デッキから構成されている。デッキ下面にリング状のスティフナリング(STR1～4)が四本取り付けられており、それらのスティフナリングも図10に示すようにモデル化した。板厚も、実浮き屋根の板厚を可能な限り忠実に再現できるようにした。解析モデルの節点数は60、および、要素数348である。

材料物性値を表3に示す7、8）。デッキ下面は油と安全に接しているものと仮定した。熱伝達は、主に、接液部で起こるものと思われるが、ポンツーン内面の総面積は大気側のデッキ部の面積の約7割であるため、センターポンツーンおよびポンツーンの内面にも熱伝達係数を与えて解析を行った。

デッキ上のスティフナリングの周辺およびポンツーン部は、デッキ上のスティフナリングが取付られていない部分は、スティフナリングが無い部分、および、ポンツーンの直射日光を受ける部分よりも10℃ほど温度が低いことが分かっており、表面温度の時刻歴を図11で与えた。図11の各温度変化を与えた部分を図12の①から③に示す。図11および図12の①はデッキ表面（スティフナリング無し）、②はデッキ表面（スティフナリング有り）およびポンツーン表面、③はポンツーン内面を示す。図12の接液部については、初期温度として27℃を与えるのみとした。

拘束条件については、図12に示すよう、中心線に沿う要素に水平方向固定、および、アウターポンツーンの要素については垂直方向を固定とした。

### 3.2 解析結果

鉛直方法の変位結果を図13に示す。図13より、デッキ中間部の変位は、鉛直方向に-36.7mmであった。また、デッキ上のスティフナリングの取付位置における半径方向のひずみ振幅の変化を図14に示す。図14の結果より、

表 3 数值解析で用いた材料物性値

ヤング率	N/m²	2.1 × 10¹¹
ポアソン比	-	0.3
線膨張係数	1/℃	1.13 × 10⁻⁵
熱伝導係数	W/(m·℃)	51.6
熱伝達係数（ポンツーン内面）	W/(m²·℃)	10
熱伝達係数（接液面）	W/(m²·℃)	35

図9 本解析に用いたモデル

図10 モデル化されたスティフナリング

図11 浮き屋根表面の温度変化

図12 浮き屋根上の温度分布