Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
Fig.3 Sketch of living room [No.11]

ある。例えば、ほとんどの対象者は住宅用火災警報器を勧めた場合、異口同音に「まだ大丈夫（必要ない）」と言って強い抵抗感を示す。しかしホームへルパーなど他者に依存して生活している対象者では、抵抗なく受け入れたものがある。

4) 火災危険を考慮して暖房器具を買い換えた例が7例ある。うち6例が石油ストーブからの買い換えで、新しい暖房器具はガスファンヒータ3例、電気ストーブ2例、電気ファンヒータ1例である。また7例中4例が対象者の別居している子供が買い与えたものであり、残り3例は本人の意思による。

別居している子供が買い与えている場合、出火危険を抵抗なく認めている様子がうかがえた。本人の意思で買い換えた3例は、ともに身近に世話をする人のいない、自立した生活をする高齢者である。また7例中対象者に経済困窮が認められたものは1例である。

5）狭心症の人が対象者中2名あり、住宅用火災警報器の警報音は体のために好ましくないとのことであった。

### 4. まとめ

都内3地区で行った一人暮らし高齢者の住まい方調査から以下のような傾向がみられた。まず、居室の片付きの具合は、経済状態との相関がみられる。また防火対策は、経済的要因に制約される程度が高く、経済困窮が認められる高齢者に危険な住まい方となっている例が多くみられた。火災危険を意識して暖房器具をより安全だと思うものに買い換えることができるのも経済的にゆとりのある高齢者に限られている。しかし経済困窮が認められる場合でも、世話をする人のある場合には、防火対策を講じているものがある。また、自身の火災危険、特に出火危険を認めたがらない傾向にある。しかし、娘や息子などが暖房器具を交換している場合は抵抗無く受け入れている様子が伺えた。

高齢者にとって、出火危険を認めることは老いを認めることであるという意識に強く結びついているようである。高齢者本人の火災危険に対する自覚を促すこ
Fig.4.(a) Sketch of living room [No.20]

Fig.4.(b) Sketch of living room [No.23]
Fig.4.(c) Sketch of living room [No.9]

とは住宅火災危険を低減するための重要な方策の一つであるが、老いを認めたくない高齢者の心情に十分に配慮する必要がある。さもなくば対象を高齢者に限った対策は受け入れられ難いことが本調査からうかがえる。それに加え、高齢者各々に異なる身体状況や住まい方に即した防火対策を講じるためには、高齢者の別居している家族やホームヘルパーなど、身近に接する周囲の人々が防火対策を考え実行することの有効性を示唆している。

今後の課題として、本調査で対象者が少なかった男性の一人暮らし高齢者の実態把握に努める必要性が残された。また、高齢者の周囲の人々の実情や意識についても把握する必要性があることが明らかになった。

## 謝辞

本調査は、東京消防庁指導広報部生活安全課及び野方、小岩、三鷹消防署の協力を得て実施しました。また日本大学野村歓教授、志田弘二助手のご指導ご助言と、補助調査員として野村研究室の大学院生の協力を得ました。ここに関係各位と調査に応じて頂いた高齢者の方々に感謝の意を表します。

## 参考文献

1) Ai Sekizawa: Fire Safety Science-Proceedings of the Fourth International Symposium, P961-970 (1994)

2) 都民の生活実態と意識、東京都福祉局（1991）

3) 平成 4 年国民生活基礎調査、厚生省大臣官房統計情報部（1993）

4) 島田とみ子 樋口恵子共編："高齢化社会と女性"、高齢化社会シリーズ、まえがき、中央法規（1983）

5) 日本の住宅、総務庁統計局（1991）

6) 例えば、高阪謙次：高齢者の住宅計画に関する研究、学位論文（1990）

## 引用文献

7) 建築大辭典、P.792、彰国社（1974）
# Living Condition of Aged Living Alone with High Risk of Residential Fire Death

# —Investigation in Nakano-ku, Edogawa-ku and Mitaka-shi—

(Abstract)

Keiko Suzuki and Ai Sekizawa

(Received May 31, 1995)

First, we pointed out that aged living alone and aged men have higher risk of residential fire death than other aged statistically. And then, we held an investigation on living condition of aged living alone in Nakano-ku, Edogawaku and Mitaka-shi of Tokyo. The investigation consists of interview, observation and sketch of their living room. As the result, we obtained some knowledge shown in following lines as well as some risky cases.

$ ^{*} $ There is possibility of tidiness of their living room and income being mutually related.

$ ^{*} $ There is possibility of fire prevention measures being limited by income.

$ ^{*} $ In some cases of poverty but there being someone taking care of the aged, fire prevention measures are not limited by income.

$ ^{*} $ They don't tend to recognize that they have high risk of residential fire death.
# 赤リン難燃剤含有合成樹脂燃焼時のホスフィン等の毒性

那波 英文、守川 時生、小林 強 $ ^{*} $

(平成7年6月15日受理)

赤リン難燃剤含有合成樹脂の燃焼時のホスフィン等有毒ガス発生特性について、水平石英管状炉を用いて炉の温度、空燃比を変化させて実験を行い調べた。合成樹脂としてナイロン、エチレン-酢酸ビニルコポリマー、ポリ塩化ビニルおよび低密度ポリエチレンを用いて実験を行った。この結果、赤リンから生じるホスフィンは微量であり、火災時の代表的有毒ガスであるCO、HCNおよびHClと比べて毒性として充分小さかった。

### 1. はじめに

難燃剤には多くの種類があるが、環境への影響等からリン系難燃剤が、ハロゲンを含まないという理由で好まれる傾向にある。この中で赤リンは、微粉化し、コーティングしてプラスチックに分散する技術が進歩したことから最近有力視されている。赤リンは水と反応し有毒ガスであるホスフィン（PH₃）を生ずるため、燃焼時にも発生する可能性があり、その発生量を測定し毒性を知ることは重要である。Williams¹は赤リン難燃剤を含むナイロンの燃焼ガスの毒性の測定をUL94試験および水平管状炉で行っている。ホスフィンはUL94試験では検出されず、水平管状炉では測定を行っていない。

本研究では、燃焼条件を変化させることの可能な水平管状炉を用いて数グラムの規模でプラスチックを燃焼させ有炎燃焼時の燃焼生成ガスの分析を行った。赤リン難燃剤を含むことで火災時の燃焼生成ガスの毒性がどのように変わるかを調べた。

### 2. 実験

実験はFig.1に示す装置を使って行った。水平に置かれた石英管状炉を予め加熱し、空気を流しておいたうえで、ステンレス製の皿に乗せた試料を炉内に挿入し有炎燃焼させ、その燃焼ガスを採取・分析した。試料はペレット状のものを使用した。燃焼条件を広範に変化させるために、空気燃料比および温度の2つをパラメータとして選び変化させることとした。空気燃料比の変化は、原則として空気流量を1ℓ／minの一定とし、試料量を変化させて行った。試料量を0.048gから1.6gまで（試料中の樹脂分にして0.024gから0.96gまで、CO₂／CO値にして0.8～12.5）変化させることで空気燃料比の変化とした。温度は石英管内壁の温度をもって実験温度とし、500℃、650℃、800℃で行った。一部の実験については空気流量を変えて行った。燃焼ガスの採取は原則としてFig.1に示すようにすべてのガスをプラスチックのバッグに採取した。ガスの採取時間は燃焼の開始から燃焼の終了までが完全に含まれるように試料投入後20分間とした。他に、エチレン一酢酸ビニルコポリマー（85：15以下EVAと呼ぶ）については燃焼ガスの採取を燃焼経過に沿ってシリンジで採取する方法で実験を行った。

対象とした赤リン難燃剤含有合成樹脂はナイロン、EVA、ポリ塩化ビニル（PVC）および低密度ポリエチ
Fig.1 Experimental set-up

レン（LDPE）である。このうちナイロン、EVAについては比較のため赤リンを含有しないものも含めた。各成分はTable1のとおりである。

有毒ガスの濃度測定は、CO、HCNおよびホスフィンについてはガスクロマトグラフィを用い、HClについてはイオンクロマトグラフィを用いて行った。

### 3. 実験結果と考察

### 3.1 ホスフィンの発生

赤リンを含む全てのプラスチックからホスフィンは発生した。その結果をプラスチックの種類ごとにFig.2に示す。縦軸は赤リン単位グラム当たりのホスフィンのミリグラム数、横軸は炉への投入試料中の水酸化マグネシウムなどの無機分を除いたポリマ一分のグラム数である。すなわち、縦軸は赤リンのホスフィンへの転換率、横軸は、炉へ流した空気の流量が一定

Table 1 Componets of samples(weight percent)

Plastics	Resin	red P	Mg(OH)2
EVA	100.0	0.0	0.0
EVA+red P	90.9	9.1	0.0
EVA+red P+Mg(OH)2	47.6	4.8	47.6
EVA+Mg(OH)2	50.0	0.0	50.0
Nylon	100.0	0.0	0.0
Nylon+red P	95.2	4.8	0.0
Nylon+Mg(OH)2	66.7	0.0	33.3
Nylon+red P+Mg(OH)2	64.5	3.2	32.3
PVC+red P	90.0	10.0	0.0
LDPE+red P+Mg(OH)2	47.6	4.8	47.6

のため、空気燃料比に対応する。

ホスフィンの発生量を炉の温度500℃、650℃、800℃での違いをみると、EVA及びLDPEでは炉温が低いほどホスフィンの発生が多く、ナイロンでは炉の温度による差があまりなく、PVCでは逆に炉温が高いほどホスフィンの発生が多くなっている。なお、EVAについてのみ炉温400℃での実験も行ったが、炉温400℃では有炎燃焼とならず、ホスフィンの発生量も有炎燃焼よりも低い値が測定された。

空気燃料比による違いで比較すると、全てのプラスチックについて、一連の燃焼条件の中、中間の空気燃料比の点で最大値を持った。

以上のことから温度および空気燃料比の2つのパラメータを変化させて得たホスフィンの発生量の最大値が実火災でのホスフィンの発生の上限を示すと考えられる。これらの値をTable2に示す。

### 3.2 ホスフィンの毒性

ホスフィンの毒性は中枢神経系の機能低下および肺への刺激によるとされている $ ^{2)} $ 。また、LC50および

Table 2 Maximum phosphine productions per red phosphorus

Plastics	Max. PH3/mg/g P
EVA+red P	19.0
EVA+red P+Mg(OH)2	18.2
Nylon+red P	12.1
Nylon+red P+Mg(OH)2	31.8
PVC+red P	8.7
LDPE+red P+Mg(OH)2	19.5
(1)EVA

(4)Nylon+Mg(OH) $ _{2} $

(2)EVA-Mg(OH) $ _{2} $

(5)PCV

(3) Nylon

(6) LDPE

Fig.2 Conversion ratio of red phosphorus to phosphine for 6 different samples Furnace temperature $ -\square-500^{\circ}C $ , $ -\Diamond-650^{\circ}C $ , $ -\triangle-800^{\circ}C $
Table 3 Results of phosphine exposure for rabbits

PH3/ppm	Tome to death	Exposure time
3000	18'33"	30'00"
2000	19'04"	30'00"
2000	27'18"	30'00"
1000	30'00"	30'00"
1000	31'18"	30'00"
1000	47'49"	35'00"
500	survive	30'00"
500	survive	35'00"

Table 4 30min-LC50 values of toxic gases

Toxic Gases	LC50(30min)/ppm
CO	5705
HCN	164
HCl	3800

LCLoについては、動物に対するいくつかの実験値およびヒトに対する推算値が発表されている $ ^{2-4} $ 。しかし、本研究においてホスフィンの毒性値は重要であり、火災時の有毒ガスの毒性として重要な30分間暴露のLC50値600ppm $ ^{3)} $ を検証するため、筆者らはウサギを使って暴露実験を行った。実験方法は文献 $ ^{5)} $ に準じ、呼吸停止をもって死亡時間とした。結果はTable3のとおりとなり、文献値600ppmを採用した。その他の有毒ガスについてはTable4の値 $ ^{6)} $ を用いて以下の議論を行う。

### 3.3 ホスフィンの毒性の全毒性への寄与

上記で述べたように赤リンを含むプラスチックからホスフィンが発生するが、火災時にはCOが必ず発生し、窒素を含む可燃物が存在すればHCNが発生するため、ホスフィンを含めて火災時の有毒ガスは複数となる。このように複数の有毒ガスが存在するときの、全てを加味した毒性の知見はCO、HCNのような主要な有毒ガスについては存在するが、ホスフィンを含む場合については詳細に知られているわけではない。iを有毒成分、Ciを成分iの濃度、LCiを成分iのLC値とすると、複数の有毒ガスが全く独立に作用する場合の致死条件は、いずれかのiについて、

$$ C_{i}\geqq LC_{i} $$

が成り立つことであり、複数の有毒ガスが同じメカニズムで作用し、全毒性が各有毒ガス濃度の一次結合で表される場合の致死条件は、

$$ \frac{\sum\limits_{i}C_{i}}{LC_{i}}\geq1 $$

となる。前者の場合は

$$ \frac{C_{PH3}}{LC_{PH3}}<\frac{C_{CO}}{LC_{CO}},\frac{C_{PH3}}{LC_{PH3}}<\frac{C_{HCN}}{LC_{HCN}},\cdots $$

のいづれかが成り立てば、ホスフィンに起因して死亡することはなく、後者の場合でも、

$$ \frac{C_{PH3}}{LC_{PH3}}<<\frac{C_{CO}}{LC_{CO}}+\frac{C_{HCN}}{LC_{HCN}}+\cdots $$

であれば、ホスフィンの影響は微小なものと考えることができる。火災時にヒトが呼吸する有毒ガスの濃度は場所に依存するが、有毒ガスの濃度比 $ C_{PH3} $ ： $ C_{CO}:C_{HCN}:\cdots $ は、場所に依存せず火点の濃度比に一致する。したがって、本研究の結果からホスフィンの全毒性への寄与を考えることができる。各プラスチックにおいてホスフィンの毒性の全有毒ガスに占める割合が最大となるときの他の有毒ガスの毒性の強さ（Ci/LC50i）を、ホスフィンの値を1とした相対値で表しTable5に示す。

ホスフィンの全毒性に占める割合は、EVA、LDPEで高く、ナイロン、PVCで低い値となり、水酸化マグネシウムを加えているものでは高くなっている。ナイロン、PVCではそれぞれHCN、HClが燃焼生成ガスの毒性の多くを占めているためであり、水酸化マグネシウムを加えているものはCO、HCNの発生量が減少しているため相対的にホスフィンの影響が大きくなって

Table 5 Comparison of the toxicity ratio of some of the toxic species to phosphine

Plastics	CO	HCN	HCl
EVA+red P	12.1
EVA+red P+Mg(OH)2	9.2
Nylon+red P	33.2	247.4
Nylon+red P+Mg(OH)2	19.1	111.9
PVC+red P	19.3	20.9
LDPE+red P+Mg(OH)2	7.7

The comparison was made for the case where phosphine contribution to the total toxicity was the largest.
いるためである。これらの値はホスフィンの影響が最も大きくなるプラスチックの種類、燃焼条件のときの値であり、実火災では多種のプラスチックが混在して、多彩な燃焼条件のもとで燃えるため、全てのプラスチックについてホスフィンの生成による燃焼ガスの毒性への寄与は小さいといえる。Fig.3はEVAについて燃焼の過程を追って断続的に別々に燃焼ガスを採取し、ホスフィンの濃度が最大となるデータをCO₂/COに対して示したものである。この際に、できるだけ広範な燃焼条件にするため、試料量は0.05g～0.8g、空気

Fig.3 Phosphine contribution to total toxicity for EVA combusts Furnace temperature □500℃, ◇650℃, △800℃

の流量は0.5ｌ／min～8ｌ／minと広く変化させた。CO_{2}／COが小さいとき、ホスフィンの毒性が比較的高くなる傾向にあるが、その場合でもホスフィンの生成による、燃焼ガスの毒性への寄与は小さい。

### 5. まとめ

赤リン難燃剤を含むプラスチックの燃焼生成ガスについて、以上の実験室規模の実験結果から、赤リンからホスフィンは生じるものの、その毒性は火災時の代表的有毒ガスであるCO、HCNおよびHClと比べて毒性として小さいという結果が得られた。したがって、プラスチックが赤リン難燃剤を含むことで、火災時に有毒ガスによる危険性が顕著に増加することはないと予測される。

## 参考文献

1) Williams, I.G: Plastics and Processing and Applications, 4, 239-246 (1984)

2) Sax, N.I. and Lewis, R.J.: "DANGEROUS PROPERTIES of INDUSTRIAL MATERIALS", 7/e 2768-2769, VAN NOSTRAND REINHOLD (1989)

3）NIOSH: RTECS Apr. (1995)

4）日本化学会：防災指針，No.102（1991）

5）梶原正弘他：法医学の実際と研究，37，117-121(1994)

6）ISO: TR9122-5 (1992)
# Toxicity Evaluation of Gases from Burning Red Phosphorus Fire - Retarded Plastics in Tube Furnace

(Abstract)

Hidefumi Naba, Tokio Morikawa and Tsuyoshi Kobayashi $ ^{*} $

(Received June 15, 1995)

There is a fear that phosphine could be produced from the combustion of red phosphorus fire-retarded materials. In this study, various red phosphorus fire-retarded plastics were burned in a horizontal quartz tube furnace to evaluate the toxicity of phosphine in comparison with that of other toxic fire effluents such as carbon monooxide and hydrogen cyanide. Nylon, Ethylene-vinyl acetate copolymer, Polyvinyl chloride and Low density polyethylene were used for experiments as fire-retarded plastics.

Within the range of the present experiments, the toxicity of phosphine was estimated to be only one tenth of that of carbon monoxide or hydrogen cyanide at the most.
# 各種液体燃料に対する新ハロン消火剤の消炎濃度

酒井 竜太 $ ^{*} $ 、斎藤 直、佐宗祐子、尾川義雄、井上康史 $ ^{*} $

(平成7年6月21日受理)

（梗概）5種類の液体燃料に対し、ハロン代替の新消火剤であるHFC-23、HFC-227ea及びFC-3-1-10の消炎濃度をFRI（消防研究所）カップバーナー装置により測定した。また、窒素、二酸化炭素及びハロン1301の消炎濃度も測定し、新消火剤の消炎濃度と比較した。メタノールを除く4種類の燃料についてFC-3-1-10はハロン1301の約1.5倍、HFC-227eaは約2倍、HFC-23は約4倍消炎濃度が高かった。メタノールに対するハロン1301の消炎濃度が他の燃料の場合と比較して特に高いのに対し、新消火剤はエタノールとメタノールの消炎濃度の間に顕著な差はなかった。

カップバーナー火炎が消炎するときの断熱火炎温度を化学平衡計算により求めた。すすを多く発生する燃料の断熱火炎温度は、すすの発生が少ない燃料の場合より高く計算された。これは、すすの発生が多い燃料の拡散火炎ほど燃料過剰な位置に火炎が形成されるはずであるにもかかわらず、化学量論組成となる位置に形成されると仮定して計算したためである。

新消火剤による消炎時の断熱火炎温度は、全ての燃料に対しハロン1301を添加した場合より200～400K低く、不活性ガスによる消炎時の火炎温度に近い値となった。このことは、新消火剤の消火作用の主な要因が不活性ガスと同様の熱的効果であることを示している。

### 1. はじめに

ハロン消火剤の生産の廃止にともない、新たに開発されたハロン1301代替の消火剤の消火性能評価等について研究が進められている $ ^{1} $ 。消火剤の消火性能評価の代表的方法として、カップバーナー法による消炎濃度の測定がある。井上他 $ ^{2} $ は、消防研究所が独自に開発したFRIカップバーナー装置を用いてn-ヘプタン、エタノール、トルエンに対する3種類の新消火剤及びハロン1301の消炎濃度を測定し、新消火剤の実用性評価を試みた。本研究では産業分野で代表的な低引火点危険物に対する新消火剤の消火性能評価の手始めとして、メタノール、ベンゼンに対する消炎濃度を新たに測定した。また、n-ヘプタン、エタノール、トルエン、メタノール及びベンゼンの5種類の燃料について二酸化炭素と窒素の消炎濃度測定も併せて行い、各種液体燃料に対する新ハロン消火剤の消火性能を化学的消火作用を持つハロン1301及び物理的効果のみの不活性ガスそれぞれの消火性能と比較した。さらに、各消火剤によるカップバーナー火炎消炎時の断熱火炎温度を化学平衡計算により求め、新消火剤の消火作用等について考察した。

### 2. 実験装置と測定方法

実験に用いたFRIカップバーナー装置の概略は、Fig.1のようであり、井上他 $ ^{2)} $ のものと基本的に同じ
である。液体燃料を入れるガラスカップは外径30mmの、また、外管は内径85mmのパイレックスガラス製である。カップバーナー本体の底部には、空気-消火剤混合気の混合と整流を目的にガラスビーズが充填されている。空気と消火剤の流量はそれぞれマスフロ-コントローラーにより制御される。燃料の液面はオーバーフロー式定液面燃料供給装置により一定高さに保たれるように工夫されている。今回は燃料供給装置のオーバーフロータンクからあふれ出た燃料を受ける容器中の燃料をローラーポンプを用いてオーバーフロータンクに戻すように工夫した。

実験に用いた5種類の液体燃料全てに市販の特級試薬をそのまま用いた。各燃料に対する消炎濃度の測定は、ハロン1301、FC-3-1-10（C₄F₁₀）、HFC-227ea（C₃HF₇）、HFC-23（CHF₃）、二酸化炭素、及び窒素の計6種類の消火剤について行った。

実験の手順は次の通りである。カップバーナー装置に空気を40ℓ/min流しながらカップ中の燃料に点火し、8分間予燃する。予燃終了時に燃料液面がカップの上端に位置するように、オーバーフロータンクの高さを調節する。空気気流中に添加する消火剤の流量を段階的に増加させ、消炎時の消火剤の流量より消炎濃度を求める。消炎時の消火剤流量をQ（ℓ/min）とし、消炎濃度C（%）を次式より求める。

$$ C=\left\{Q\big/\left(Q+40\right)\right\}\times100 $$

新消火剤のFC-3-1-10、HFC-227ea及びHFC-23による拡散火炎の消火が、主にどのような機構によるかを検討するため、消炎濃度から算出され液体燃料-空気-消火剤混合気組成を用いて化学平衡計算を行い断熱火炎温度を求めた。その際、燃料蒸気と空気が拡散により混合し、化学量論組成の混合気ができる位置にカップバーナー火炎が形成されると仮定した $ ^{3)} $ 。また、未燃混合気の温度を298.15K、圧力を1気圧と仮定した。

### 3. 実験結果と考察

### 3.1 消炎濃度の比較

本実験で得た各種液体燃料に対する消火剤の消炎濃度を文献値と共にTable1に示した。---印は消炎濃度の文献値が見付けられなかったことを意味している。今回の3種類の新消火剤によるn-ヘプタンに対する消炎濃度は、前回井上他 $ ^{2)} $ が同種のバーナーで報告した消炎濃度に比べて幾分大きな値となった。これは、カップバーナー装置全体を更新したためと考えられ

Fig.1 Schematic diagram of FRI cup burner system
Table.1 Flame extinguishing concentrations measured by cup burner method

Agent	Flame extinguishing concentration (%)
Benzene	Toluene	n-Heptane	Ethanol	Methanol
This work	Literature	This work	Literature	This work	Literature	This work	Literature	This work	Literature
Halon 1301	2.4	2.3(a)	2.3	1.9(a)	3.4	3.2(d)	4.3	3.3(a)	7.8	6.3(a)
FC-3-1-10	3.4	---	3.6	4.2(c)	5.3	5.4(d)	6.9	6.8(c)	8.0	9.4(c)
HFC-227ea	4.8	---	4.6	---	6.6	6.2(d)	8.2	8.2(b)	9.4	10(b)
HFC-23	10.6	---	9.7	---	12.9	12.3(d)	16.0	---	19.0	---
CO2	20.2	20(a)	16.9	17(a)	22.0	21(a)	24.3	23(a)	29.3	29(a)
N2	30.9	29(a)	25.7	23(a)	33.6	28(a)	36.8	32(a)	43.5	38(a)

(a) I. Yamamoto, K. Sato, and S. Yamashika: Report of Fire Research Institute of Japan, No.57, P.43 (1984)

(b) Australian Standard (Draft) "Gaseous fire extinguishing systems - Part 4-" (February 1995)

(c) 3M Technical Information (May 1992)

(d) Averages of data of NFPA 2001 "Standard on Clean Agent Fire Extinguishing Systems" (1994)

る。我々の測定した消炎濃度と他の文献値を比較すると良く一致している。

消炎濃度の低い消火剤は消火効果の大きい消火剤である。個々の燃料ごとに消火剤の消炎濃度を比較すると、FC-3-1-10を除いて、全ての消火剤についてトルエンに対する消炎濃度が最も低く、ベンゼン、n-ヘプタン、エタノール、メタノールの順に消炎濃度は高くなっている。一方、FC-3-1-10ではトルエンとベンゼンの消炎濃度の順序が逆転している。いずれの消火剤でも、ベンゼンとトルエンに対する消炎濃度は近い値になっており、上記の順序の逆転は測定誤差によるとも考えられるが、この理由については目下のところ不明である。

各消火剤間で消炎濃度の比較をすると、全ての燃料に対してハロン1301の消炎濃度が最も低く、消火性能が最も良いことがわかる。次いで、FC-3-1-10、HFC-227ea、HFC-23、二酸化炭素、窒素の順に消炎濃度は高くなっており、本実験で使用した燃料の種類による消炎濃度の順位に変化はなかった。

各消火剤間の消炎濃度の比較を容易にするため、各消火剤の消炎濃度を $ C_{E} $ （%）としてハロン1301の消炎濃度 $ C_{H} $ （%）に対する倍率 $ C_{E}/C_{H} $ を求め、棒グラフによるパターンとしてFig.2に示した。メタノールを除く全ての燃料に対して、FC-3-1-10はハロン1301の約1.5倍、HFC-227eaは約2倍、HFC-23は約4倍の消炎濃度になっている。メタノールに対してはハロン1301の消炎濃度が高いため、ハロン1301に対する各新消火剤の倍率が前述よりかなり低くなっている。その点から、新消火剤のメタノールに対する消火効果については、ハロン1301の消火効果と異なっていることが示唆される。

次に、窒素の消炎濃度\mathrm{C}_{\mathrm{N}2} に対する他の消火剤の消炎濃度\mathrm{C}_{\mathrm{E}} の倍率\mathrm{C}_{\mathrm{E}}/\mathrm{C}_{\mathrm{N}2} を求め、Fig.3に示した。この図では、全ての燃料について二酸化炭素の\mathrm{C}_{\mathrm{E}}/\mathrm{C}_{\mathrm{N}2} には差がみられないのに対し、ベンゼン、トルエン、n-ヘプタンについての各新消火剤の\mathrm{C}_{\mathrm{E}}/\mathrm{C}_{\mathrm{N}2} には、不活性ガスとは異なったパターンがみられる。そのことから、新消火剤は燃料の種類により不活性ガスとの消火効果の違いが認められるが、カップバーナーによる消炎濃度の測定だけではこの理由を明らかにすることはできない。しかし、新消火剤は不活性ガスとは異なり化学的な抑制作用をも併せもつことがその一因として考えられる $ ^{4,5} $ 。

### 3.2 消炎時の断熱火炎温度

新消火剤の消火作用等について考察するために行った各種消火剤における各種液体燃料の消炎時の断熱火炎温度の計算結果をTable2に示す。

#### 3.2.1 火炎が存在できる限界の火炎温度

Drysdale $ ^{6)} $ は、燃料 - 空気混合気の下限界濃度から、火炎が存在できる限界の火炎温度が存在し、飽和炭化
水素化合物では1500～1600Kであるとしている。

室温におけるメタノール、エタノール、n-ヘプタン、トルエン、及びベンゼン-空気混合気の下限界濃度に関する文献値 $ ^{7)} $ は、それぞれ6.7、3.3、1.2、1.3、及び1.2体積%である。また、廖他 $ ^{8)} $ は管状火炎バーナー法でエタノール及びn-ヘプタンの下限界濃度を測定し、それぞれ3.6、及び1.1体積%と報告している。文献7）の下限界濃度に基づき、メタノール、エタノール、n-ヘプタン、トルエン、及びベンゼンの下限界組成混合気の断熱火炎温度を化学平衡計算で求めると、それぞれ1560、1490、1770、1500、1600Kとなり、廖らのエタノール、n-ヘプタンのデータを用いると、それぞれ1590、1620Kが得られる。

文献7）のn-ヘプタンの下限界濃度に従い計算された断熱火炎温度1770Kは、火炎が存在する限界温度1500～1600Kに比べ高く、n-ヘプタンの下限界濃度1.2%はやや高すぎる可能性がある。ここで、廖他が測定した下限界濃度に基づく断熱火炎温度を含め改めて全体的に眺めれば、限界の火炎温度が1500～1600Kにあるとするのは、飽和炭化水素化合物のみならずここで用いたアルコール系及び芳香族系の燃料においても妥当である。

#### 3.2.2 不活性ガスの消炎濃度における断熱火炎温度

Table 2において、二酸化炭素または窒素を空気に添加し消炎する場合の断熱火炎温度を燃料の種類別でみると、芳香族系の燃料であるトルエン、ベンゼンが最も高く、次いで飽和炭化水素系のn-ヘプタンが高

Fig.2 Ratios of flame extinguishing concentrations normalized by halon 1301 data

Fig.3 Ratios of flame extinguishing concentrations normalized by $ N_{2} $ data
Table.2 Calculated adiabatic flame temperatures at extinction of cup burner flames

Agent	Adiabatic flame temperature (K)
Benzene	Toluene	n-Heptane	Ethanol	Methanol
Halon 1301	2290	2280	2200	2160	2080
FC-3-1-10	2030	2010	1870	1770	1740
HFC-227ea	1990	2000	1840	1750	1720
HFC-23	2010	2050	1940	1830	1760
CO2	1960	2010	1860	1800	1720
N2	1940	2010	1830	1760	1660

く、アルコール系燃料のエタノール、メタノールが最も低くなるという傾向がみられる。

Table 2によれば、n-ヘプタン拡散火炎消炎時の断熱火炎温度は1800K以上であり、燃焼下限界濃度から推定された限界火炎温度1500～1600Kに比べ200～300K以上高くなっている。この主要な原因は、燃焼限界は火炎が安定に存在できる条件の下で測定されているのに対し、消炎濃度は火炎周囲空気の流通下で、しかも火炎からの熱損失の大きい条件下で測定されるという違いにある。カップバーナーでは、火炎は流れに対抗してバーナー上に存在しなければならず、燃焼限界における混合気よりは燃えやすい組成で消炎が起こる。すなわち、火炎温度が燃焼限界における火炎温度よりも高くなる混合気組成で消炎が起こるためである。

#### 3.2.3 消炎時の断熱火炎温度の燃料による違い

Table 2において、不活性ガスの消炎濃度におけるメタノール火炎の断熱火炎温度は1660K以上であり、燃焼限界から予測された限界の火炎温度とほとんど同じか、それよりも高いと判断できる。これは、上述したカップパーナー火炎の消炎を扱っているためである。また、飽和炭化水素化合物のn-ヘプタンに関する断熱火炎温度はメタノールの場合に比べて100K以上高く、芳香族系のベンゼン、トルエンでは約300Kも高くなっている。この断熱火炎温度が高くなる傾向は、燃料の拡散燃焼にもない発生するすすが多くなる観測結果の傾向と同じになっている。

この事実は、燃料中の未反応の炭素原子がすすとなることにより、化学式で表現された燃料分子本来の炭素原子、水素原子等の構成より少ない炭素原子しか火炎の燃焼反応に参加しないためであるとして説明できる。すなわち、すすの発生が多い燃料ほど分子中に含まれる炭素原子が燃焼せずに火炎から放出されるため、本来の分子量より、より小さな分子量の燃料として火炎中で振る舞うことになる。そのような燃料では、本来の燃料分子の化学式を用い計算される当量比1、すなわち、燃料と空気の拡散混合で形成される可燃性混合気が化学量論比となる位置に火炎は形成されず、見かけ上、より小さな分子の燃料と空気とで計算される当量比1の位置に実際の火炎が形成されている可能性がある。このことは、すすの生成の多い燃料ほど、より燃料過剰な燃料-空気混合気が形成される位置に実際の火炎は形成されることを意味する。

炭化水素燃料の場合、可燃性混合気の断熱火炎温度は当量比1付近で最高となり、燃料希薄側、燃料過剰側になるにつれ低下する。また、カップバーナー火炎のような拡散火炎においても火炎を維持できる限界の火炎温度が存在すると考えられる。それゆえ、Table2で、すすを多く発生するベンゼンとトルエンの消炎濃度における断熱火炎温度が、すすをほとんど発生しないメチルアルコールの断熱火炎温度に比べ高くなったのは、ベンゼン、トルエンの場合には、燃料過剰を位置に火炎が存在し、火炎が維持されなくなるある定まった温度で消炎しているにもかかわらず、他の燃料と同様に火炎位置が化学量論組成となる位置にできると仮定し計算されたためである。

#### 3.2.4 新消火剤の消火作用

化学作用を持つ消火剤により消炎するときの断熱火炎温度は、物理作用のみの不活性ガスによって引き起こされる消炎時の断熱火炎温度より高いことが知られ
ている $ ^{9} $ 。Table 2では、消炎濃度のハロン1301を添加した空気中における火炎温度は、消炎濃度の不活性ガスを添加した場合と比較し300～400K高く計算されており、これはハロン1301の化学的燃焼抑制作用のためである。

一方、Table2から3種類の新消火剤それぞれについて、消炎するときの断熱火炎温度はハロン1301の場合よりも二酸化炭素または窒素を添加した場合の断熱火炎温度に近いことがわかる。従って、新消火剤の作用は、主として消火剤自身の持つ比熱と火炎中での分解による吸熱により火炎温度を低下させる熱的効果によって消炎するといえる。

### 4. まとめ

5 種類の液体燃料に対し、3 種類の新消火剤、ハロン1301、窒素及び炭酸ガスの消炎濃度の測定と、消炎時の断熱火炎温度の計算を行い、結果を比較検討した。その結果、以下のことが明らかになった。

(1) FC-3-1-10を除く全ての消火剤では、トルエン、ベンゼン、n-ヘプタン、エタノール、メタノールの順に消炎濃度は高くなり消炎しにくくなった。

(2) 3 種類の新消火剤の消火性能の順序は、いずれの燃料についても同じで、メタノールを除く4種類の燃料について、ハロン1301を基準とすると、FC-3-1-10は約1.5倍、HFC-227eaは約2倍、HFC-23は約4倍の消炎濃度であった。

(3) 新消火剤はいずれもエタノールとメタノールに対する消炎濃度が他の燃料に比較して高かった。しかし、ハロン1301の場合と異なりエタノールとメタノールの消炎濃度間に顕著な差はなかった。

(4) カップバーナー火炎の消炎時の断熱火炎温度は、同じ燃料の燃焼下限界における断熱火炎温度より高くなった。その主な原因は、燃焼限界における混合気組成よりも燃えやすい組成でもカップバーナー火炎の消炎がおこるためである。

(5) カップバーナー火炎で、すすを多く発生する燃料の消炎時の断熱火炎温度は、すすをほとんど発生しない燃料の場合に比べて高く計算された。これは、すすを多く発生する燃料ほど、空気と燃料がより燃料過剰側で拡散混合した位置に火炎が形成されるにもかかわらず、火炎位置が化学量論組成となる位置にできると仮定し計算したためである。

(6) 新消火剤を添加した場合、消炎時の断熱火炎温度は、いずれの燃料に対しても不活性ガスによる消炎時の断熱火炎温度と同程度で、新消火剤の作用は主として熱的効果により消炎するものと推定された。

本研究は消防研究所と株式会社コーアツとの共同研究「新消火剤の消火性能評価に関する研究」によって実施されたものである。

## 参考文献

1) UNEP: "Report of the Halon Fire Extinguishing Agents Technical Options Committee" (1994)

2）井上康史、斎藤直、佐宗祐子、尾川義雄：「ハロン代替候補物質の消火性能と実用性評価」、消防研究所報告、No.79、P.1-7（1995）

3）平野敏右：「燃焼学－燃焼現象とその制御一」、P75、海文堂（1986）

4) P.R. Westmoreland, D.R.F. Burgess, Jr, W. Tsang, and M.R. Zachariah: The 25th Symp. (Int.) on Comb., The Combustion Institute (1994)

5) N. Saito, Y. Saso, C. Liao, Y. Ogawa, and Y. Inoue: "Halon Replacements: Technology and Science," (A. W. Miziolek and W. Tsang, Editors), ACS Symposium Series, American Chemical Society (In press)

6) D. Drysdale: "An Introduction to Fire Dynamics," P.84-86, John Wiley & Sons (1987)

7）疋田強、秋田一雄：「改訂燃燒概論」、P.196-205、コロナ社（1982）

8）廖赤虹、斎藤直、佐宗祐子、尾川義雄：第32回燃焼シンポジウム前刷集、P.597（1994）

9) R.S. Sheinson, J.E. Penner-Hahm, and D. Indritz: Fire Safety Journal 15, 437-450 (1989)
# Flame Extinguishing Concentrations of Halon Replacements for Flammable Liquids

(Abstract)

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

(Recieved June 21, 1995)

The flame extinguishing concentrations of three halon replacements, HFC-23, HFC-227ea, and FC-3-1-10, for five kinds of flammable liquids were measured by the FRI cup burner apparatus. The liquid fuels are n-heptane, ethanol, toluene, methanol, and benzene. The flame extinguishing concentrations of nitrogen, carbon dioxide, and halon 1301 were also measured and compared with those of the halon replacements. The order of flame extinguishing efficiency of the halon replacements is FC-3-1-10>HFC-227ea>HFC-23 for all the fuels used in the study. FC-3-1-10, HFC-227ea, and HFC-23 require about 1.5, 2, and 4 times as large flame extinguishing concentrations as halon 1301, respectively, except for methanol.

The adiabatic flame temperatures of the cup burner flames at extinction were calculated. In the calculation, it is assumed that the diffusion flame is formed at the position where the mixture becomes stoichiometric. The adiabatic flame temperatures at the extinction by the halon replacements are nearly equal to the temperature at the extinction by the inert gases, and 200 K to 400 K lower than the flame temperature for halon 1301. These facts mean that the halon replacements suppressed the cup burner flames mainly by thermal way like the inert gases.
# 特殊小型はしご車模型の試作 一起伏・旋回・伸縮・スライド等の機構について一

西 晴樹、亀井 浅道、山田 實、天野 久徳

(平成7年7月3日受理)

近年、消防活動のより一層の機動化のために、中低層階建物の火災に対してもはしご付消防自動車の活用が求められている。筆者らは従来の大型はしご付消防自動車では活動が困難な、狭隘な道路に面し、架線や街路樹等による架梯障害が存在する中低層階建物の火災において円滑に部署でき、かつ障害物を回避して架梯可能な特殊小型はしご車を考案し、その模型を試作した。本報告は、この特殊小型はしご車模型の機構、構造及び性能について述べたものである。性能試験の結果、試作した模型は想定した障害物を回避し、中低層階への架梯が行えることが明らかになった。

### 1. 绪言

中高層建物の火災に対して必要不可欠な消防資機材の一つとして、はしご付消防自動車（以下、「はしご車」と呼ぶ）が挙げられる。はしご車のはしご先端の地上高は50m位のものから10m位のものまであり $ ^{1} $ 、現場の状況に即して様々な用途に利用されている。近年、木造3階建住宅は普及する傾向にあるが、このような3・4階以下のいわゆる中低層階建物火災に対しても、消防活動のより一層の機動化のためにはしご車の活用が求められている。

しかし、例えば住宅地において道路の幅員の狭さや駐車車両により従来の大型はしご車では進入が困難であったり、あるいは市街地においては空中に架線や街路樹の枝など様々な物が存在し梯体移動の際に障害物となったり、加えて道路上にはガードレールや歩道などがあり、はしご車の建物への接近を難しくしている $ ^{2} $ 。このような状況は円滑なはしご車の活用を妨げる要因となる。

そこで、著者らは上述の架梯困難な状況においても有効に活用できる特殊小型はしご車を考案し、その有効性を確認するために特殊小型はしご車模型を作成した。本報では試作した特殊小型はしご車模型の機構、構造及び性能について述べることとし、模型に積載したはしご本体の強度については次の報告において詳細を記すものとする。

### 2. 市街地調査結果及び解決すべき問題点

文献調査 $ ^{3\sim11)} $ 及び市街地での実地測量の結果得られた住宅密集地や市街地における空中の架線等の状況及び一般道路の幅員等の状況の一例をFig.1に示す。ただし、歩道上の駐輪車両や道路上の駐車車両などの状況変化が著しい障害物については調査対象外としている。調査は3・4階建の建物が存在する場所及び存在すると思われる箇所について行った。得られた各寸法は法令等 $ ^{3,10,11)} $ で規定されており、実地測量場所以外の市街地においてもほぼ同様の結果が得られると思われる。

Fig.1の歩道左にある車道には幅員を記していないが、最低でも4mの幅員を想定している。しかし、路地などでは4mの幅員が確保されていないことも多く、従来の大型はしご車では進入が不可能なこともある（進入障害）。Fig.1より各々の寸法にはかなりのばらつきがあることが見て取れる。この結果より、従
Fig.1 An Example of Layout of Objects on a Street.

来型のはしご車 $ ^{1} $ では次のような問題があることがわかる。(1)電線、電話線等の空中架線や街路樹の枝などが障害となり、建物の3・4階への架梯ができない（架梯障害）。(2)歩道・ガードレール・植え込みなどの存在により、はしご車が建物の近くに接近できない（接近障害）。

これらの問題を解決するために、はしご本体を空中架線などの障害物と架梯目標建物との間に配置し架梯を行う手法が考えられる。このためにははしご本体をFig.1の架線とガードレールの間の空間を通して、かつ、ガードレールや植え込みの上を乗り越えさせる必要がある。

### 3. 特殊小型はしご車模型の起伏機構の特徴

Fig.2に示す従来のはしご車の起伏機構は1つのすべり子と3つの回転子対偶を持つ、平面4節リンク機構 $ ^{12)} $ である。節GDがはしご車のはしご本体に相当する。この機構の特徴は節CH、FHの摺動につれて節GDが点Dを中心に回転し、先端Gが円軌道を描くこと

Fig.2 Elevation Mechanism of an Ordinary Ladder Truck.

である。このため、はしご先端の地上高ははしご長さを決めると点Dのみに依存する。2節で述べたようにはしご本体を電線とガードレールの間を通すためには先端Gの最高高さをできるだけ低くする必要がある。また、ガードレールなどを乗り越えさせるためには点Dを建物にできるだけ接近させなければならない。

ここで、Fig.3のような6節の平面リンク機構を考える。ただし、機構が占める面積をFig.2の機構と同じにするために、節AC、節ADの長さ及びシリンダ結合位置とはしご終端との距離FDはFig.2と等しくとってある。Fig.3のようにそれぞれの長さ、角度をとると、b、c、e、f、g、lを既知の値とし、θ₁を与えると、はしご本体GDの起伏角αは次式のように表せる。

$$ \begin{array}{l l}{\alpha=\delta_{1}+\delta_{2}+\theta_{1}-\pi}&{\left(\pi\big/2\leq\theta_{1}\leq\pi\right)}\\ {\alpha=-\delta_{1}+\delta_{2}+\theta_{1}-\pi}&{\left(\pi\leq\theta_{1}\leq3\pi\big/2\right)}\\ \end{array} $$

$\alpha=-\delta_{1}+\delta_{2}+\theta_{1}-\pi\quad(\pi\leq\theta_{1}\leq3\pi/2)$ ただし、$\delta_{1}=\angle ADB$、$\delta_{2}=\angle BDE$である。また、はしご本体GDの起伏時における回転の瞬間中心$\left(^{*}\right)$ $\mathrm{O}_{\ell m}$の座標$\left(\mathrm{O}_{\ell m},\mathrm{x},\mathrm{O}_{\ell m},\mathrm{y}\right)$は図のようにX軸、Y軸をとると、

$$ \begin{aligned}&O_{\ell m,\mathrm{\boldmath~x=}b}\tan\theta_{2}\nearrow\left(\tan\theta_{2}-\tan\theta_{1}\right)\\&O_{\ell m,\mathrm{\boldmath~y=}O_{\ell m,\mathrm{\boldmath~x~}}\tan\theta_{1}}\\ \end{aligned} $$

と表すことができ、はしご先端Gの位置 $ \left(G_{x}, G_{y}\right) $ は、

$$ \begin{aligned}&G_{x}=\ell\cos\theta_{1}+g\cos\alpha\\&G_{y}=\ell\sin\theta_{1}+g\sin\alpha\\ \end{aligned} $$