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技術報告

# 石油タンクのスロッシングの減衰定数

座間 信作、西 晴樹、廣川 幹浩、山田 實、畑山 健

(平成16年7月16日受理)

### 1. はじめに

2003年（平成15年）十勝沖地震では、北海道各地で石油タンクのスロッシングが生じ、特に苦小牧地区ではタンク火災2基、浮き屋根の沈没7基等の甚大な被害が発生した。地震時に起こったタンク火災の原因としては幾つか考えられているが、1つには大きなスロッシングのために浮き屋根がタンク上部設備に衝突したことが挙げられている $ ^{1} $ 。もしそうであるならば、スロッシングによる液面上昇量の精度良い推定が、今後のスロッシングによるタンク火災発生予測、防止対策を行う上で極めて重要なこととなる。

石油タンクのスロッシング挙動は、速度ポテンシャル理論²に基づき、地震動と適当な減衰を与えることで相当の精度で説明できる³。地震動については、タンクサイトで記録が得られていればそれを用いることができる。一方、減衰定数hについての研究例は以下のように少なく曖昧さが残っている。坂井・他（1980）は直径2mタンクの模型振動実験と理論値との比較から、浮き屋根のない場合h=0.4%程度、浮き屋根のある場合h=0.5%程度であるとしている⁴）。また、実タンクでのデータが殆どないことから、座間・他（1986）は、1万kl固定屋根式水タンクにおいてスロッシング観測を行い、h=0.07%を得ている³）。このように減衰定数に関しては実測例が少ない中で、スロッシング予測においては適当に仮定した値が使われているのが実際であろう。そこで、本稿においては十勝沖地震によって発生した石油タンクのスロッシングに関するデータから、実タンクでの減衰定数を推定する。

## 2 ．減衰定数がスロッシング最大上昇量に与える影響

浮き屋根のない場合の円筒タンクのスロッシングについては、剛基礎、微小波高、渦なし等を仮定して、以下のような簡易式が与えられている $ ^{5)} $ 。

$$ W h=D/2g\cdot0.837(2\pi/T s)\cdot S v $$

$$ Ts=2\pi\sqrt{D/(3.682g)}\cdot coth(3.682H1/D) $$

ここで、波高Wh、タンク直径D、重力加速度g、スロッシング固有周期Ts、地震時液高HIとしている。

一方、浮き屋根のある場合についてもその定式化が行われており $ ^{4} $ 、液体については上記の仮定を置き、浮き屋根との連性振動問題として取り扱われているが、実タンクに存在するゲージポール、ガイドポール等の影響は無視されており、実タンクでの挙動を説明できているかどうか不明である。なお、ここでは、実タンクのスロッシング上昇量を簡便にしかしある程度の精度を持って予測することを目的として、浮き屋根のないタンクのスロッシングを想定した上式の拡張である2次元応答解析法 $ ^{6} $ を用い、浮き屋根のある場合についても、スロッシング波高を説明できる等価な減衰定数を見出すという立場に立つことにする。

ここで、減衰定数の違いが、どの程度スロッシング最大上昇量に影響するか、2003年十勝沖地震の記録を用いて見てみる。一例としてこの地震での苦小牧地区の3万klタンク（直径42.7m、地震時液レベル21.746m）を対象として、タンク直近で得られた地震記録水平2成分（図1）を入力とし、減衰定数h=0%、0.1%、0.5%、1%、5%と変化させて応答解析を行った結果を図2に示す。この時、最大波高は2.21mから3.32mまで変化する。スロッシング解析でよく用いられている減衰定数0.1%から1%の間では、最大波高は2.90mから3.27mと0.37mしか変化しないが、火災原因の一つとして考えられている浮屋根とタンク上部設備との衝突に着目した議論をするような場合には、この相違は無視できるものではない。

### 3. 固定屋根式タンクの場合の減衰定数の推定

2003年十勝沖地震の際、油の漏洩検知などを目的とした液レベルの集中管理が釧路の1事業所においてなされており、液レベルが予め定めた値以上の変動があった時の状況（時間、液レベル、内容、タンク番号等）が記録
図1 苦小牧港付近で得られた地震記録

図２ 減衰定数がスロッシング波高に及ぼす影響

保存されている。ここでは、そのデータを満足するようなスロッシング減衰定数を、事業所近くで得られた地震記録を入力とした応答解析により推定する。

用いた液レベル変動データ（タンク静置異常）は、表1に示すタンクの全て南側に設置された液面計によるものである。地震記録は、この事業所からほぼ東に約700m離れた港湾空港技術研究所観測網の公開記録である（図3）。最大加速度はEW成分576gal、NS成分347galと大きい。液レベルの変動データは、9月26日4時52分45秒から始まり、長いものでは2時間以上にも及んでいる（図4参照）。記録は秒単位ではあるが、実際の記録は殆ど60秒毎となっていることから、表1のスロッシング固有周期との関係からすると、様々な位相における値となっていて、極大値が記録されているわけではないことが判る。しかしデータが多ければその包絡は、液面計設置個所でのスロッシング振幅のそれと等しくなることが期待されることから、以下の議論は振幅の包絡線に着目して議論を進める。

スロッシングは近似的には1質点系振動問題であるので、上記応答解析での解析時間後の挙動は、減衰のある場合の自由振動となる。但し、実際には地震動は僅かではあるが続いていると考えられるものの、図3の地震記録からその影響は小さいものと判断して、ここでは無視する。今、解析終了時 $ t_{0} $ 付近の極大値を $ A_{0} $ とすると、包絡線の振幅A(t)は、近似的に

$$ A(t)=\pm A_{0}\exp(-h\omega(t-t_{0})) $$

で表せる。ここで、$\omega=2\pi/T_{\mathrm{d}}$、$T_{\mathrm{d}}$は次式で与えられるが、$h<<1$と考えられるので減衰のない場合のスロッシング固有周期$T_{\mathrm{s}}$とほぼ等しいとみなせる。

$$ T_{d}=T_{s}/\sqrt{1-h^{2}}\simeq T_{s} $$

図4aの丸印は，液面計による液レベル変動データ、太実線はh=0.03%を仮定した応答解析の $ A_{0} $ と(3)式を組み合わせた減衰包絡曲線で、凡そ実測値を包含している。一方，h=0.1%の場合（細線）には減衰が大きすぎることが分かる。ところが油種が同じ別のタンクの場合にはh=0.1%の方が記録をよく説明できている（図4b）。これら減衰定数については，h=0.01%から1％の間で試行錯誤的に与えた中で、目視ではあるが減衰曲線がデータを良く包絡できていると判断したものである。他のタンクに対して同様の解析を行ったところ，h=0.03%と0.1%とに凡そ大別できたが、表1に示すように、油種、データ数との関係からではこれらの減衰の違いを説明できない。現時点では、固定屋根式タンクに対する減衰は0.03%または0.1%とする。

### 4. シングルデッキ浮き屋根式タンクの場合の減衰定数の推定

2003年十勝沖地震で火災等甚大な被害が発生したのは、シングルデッキ浮き屋根式タンクであり、スロッシング挙動の正確な予測は極めて重要である。甚大な被害を被ったタンクをもつ事業所では、一部のタンクに対してで
はあるが、タンクの破壊もしくは内容物の漏洩を防止するために、液高の安全上限レベルを各タンク毎に設定し、通常の運転に使用するレベルゲージとは別に専用のリミットスイッチを用いて、設定レベルを液高が超えたときに発報する高液位警報システムがあり、その記録が残されている。シングルデッキ浮き屋根式タンクでの記録は4時51分～4時55分までの4分間の情報を示しているだけであるので、スロッシング固有周期の検証にはなるものの減衰定数推定のためのデータとはならない。そこで、スロッシング最大上昇量を精度よく測定できているタンクについて、シミュレーションを通して減衰定数を推定することとする。

表1 解析対象タンクの緒元および推定された減衰

番号(#)	容量(kl)	油種	直径(m)	液レベル(m)	スロッシング固有周期(sec)	液面計による最大波高(m)	減衰定数(%) <0.03/0.1>	データ数
1	4800	灯油	21.30	7.832	5.16	0.75	0.03	158
2	4000	灯油	19.38	12.536	4.64	1.15	0.03	147
3	4800	灯油	21.30	12.694	4.89	0.55	0.03	139
4	4000	灯油	19.38	11.450	4.66	0.55	0.03	55
5	4000	灯油	27.12	6.587	6.45	0.53	0.1	42
6	5800	軽油	23.24	1.588	10.16	0.12	0.1	60
7	5800	軽油	23.24	1.777	9.63	0.14	0.1	52
8	4800	A重油	21.30	3.193	6.81	0.42	0.1	39
9	3200	A重油	17.44	8.126	4.51	0.40	0.03	137
10	3200	C重油	17.44	5.599	4.80	0.76	0.1	37

図 3 2003年十勝沖地震での釧路港湾の加速度記録

図４ 液レベル変動（丸印）と減衰曲線

太実線：減衰0.03% 細線：減衰0.1%
表2 シングルデッキ浮屋根式タンクのスロッシング定数評価に用いたタンク諸元、推定波高および計算結果

番号	直径(m)	液高(m)	油種	測定波高(m)	計算波高(m)
減衰定数 0.1%	減衰定数 0.5%	減衰定数 1.0%
1	60.4	7.037	原油	0.6	0.9	0.9	0.9
2	60.4	15.509	原油	1.7	1.8	1.8	1.8
3	60.4	10.523	原油	1.5	1.2	1.2	1.1
4	60.4	11.562	重油	1.8	1.3	1.3	1.2
5	60.4	3.283	重油	1.3	0.8	0.8	0.7
6	60.4	16.897	原油	2.2	1.9	1.9	1.9
※7	42.7	21.746	原油	2.9	3.1	3.0	2.9
※番号7タンクの波高は推定値(本文参照) r.m.s=	0.342	0.336	0.391

図５　図６に示すポンツーン及び側板上部付近の構造

シングルデッキ浮き屋根式タンクで波高の精度良い計測ができているのは、苦小牧地区の事業所での表2に掲げたタンクである。7番のタンク以外は油痕等を直接測定したものである。7番については、ポンツーンのアウターリム上部が回転止めポール支持部に衝突し、変形していることから判断した。即ち、図5の左端アウターリムはポンツーンアッパーデッキから65mm張り出しており、それが図6で見られるように10mm程度まで変形している。2つの変形個所の距離は、ポール支持部間距離に一致するため、衝突したことは間違いない。ポンツーンアッパーデッキからポール支持部下端までは2884mmであるので、スロッシング高さとしては衝突により高さ10mmまでに変形した張り出し部分を考慮すると、2874mm程度あったものと考えられる。ここではそれを2.9mとする。

表2に示す7つのスロッシング波高データを最も良く説明する減衰定数を、事業所内で得られた地震記録（図1）の水平2成分を入力として応答解析を通して探った。7番以外ではタンク全周での最大応答量を、7番のタンクについてはポールのある方位（N80.5°E）での応答量を比較した。減衰定数を0.1%、0.5%、1.0%に変えて計算した結果を表2に示す。（測定値一計算値）のr.m.sは、他の減衰定数の場合との差が少ないが、0.5%の時に最も小さいことから、シングルデッキ浮屋根式タンクのスロッシング減衰定数として、ここでは0.5%とする。今後更なる検討が必要であるが、この値は坂井他（1980） $ ^{4)} $ と一致している。

## 5 ．ダブルデッキ浮き屋根式タンクの場合の減衰定数の推定

苫小牧地区にある石油備蓄タンク（ダブルデッキ浮き屋根式）では、図7に示すように浮き屋根上に傾斜計が取り付けられている。また加速度記録も直近で得られている（図8）。ここではこれらのデータを用いて減衰定数
を推定する。

浮き屋根には傾斜計が4台設置されているが、今回そのうちの中心から38.4mの所に設置された傾斜計で良好な記録が得られている。1点での記録であることから浮き屋根全体がどのような挙動をしたのかを観測データから求めることはできない。そこで、応答計算を行い、データを説明する減衰を試行錯誤的に求めた。傾斜計出力は浮屋根の半径方向角変位（rad）を与えるのであるが、その値は相当大きく、浮き屋根を剛とすると側板付近では換算スロッシング波高は2.7mとなり、油の痕跡から測定されたスロッシング最大上昇量0.9mと大きく異なる。従って、傾斜計出力が何を表しているかが問題となるが、現段階ではそれを明らかにすることはできない。そこでここでは、波形を一致させることとして、その振幅は問わないこととした。図9は、このような仮定の下で2次元応答解析を行った結果を傾斜計出力と比較したものである。ただし、解析結果では角変位を、傾斜計設置点及びその2.5m外側の点での変位と中心とのなす角の平均値としている。これは傾斜計設置位置での角変位を、液面形状に対する接線の角度とすると短周期成分が卓越することによる。なお、図9では計算値と観測値とのレベルを

図6 回転止め直下のポンツーン上部の変形状況

合せるために、計算値を2.6倍したものも示してある。このときの減衰はモード（振幅分布）1、2、3次でそれぞれ1%、5%、5%である。この図から観測値に見られる最初の大きな動き（約40～60秒）は説明できていないが、後続の位相は良く一致していることが分かる。因みに、角変位のレベルは実測値と一致していないが、このタンクの側板でのスロッシング最大波高は0.9mとなり、油痕からの測定値と一致する。

### 6. 考察

2003年十勝沖地震での各地のスロッシング上昇量は、僅かしか把握できていない。甚大な被害のあった苦小牧地区においても同様である。スロッシング上昇量と甚大被害との関係を検討する上で、全体の傾向を把握しておくことは極めて重要である。そこで、上記減衰定数をそれぞれのタンク屋根形式に応じて与え、苦小牧の2つの地区での石油タンクに対して、それぞれの地区で得られている地震記録（図1および図8）を用いて、2次元応答解析を行いスロッシング最大上昇量を推定した。図10は固定屋根式タンク（CRT）、シングルデッキ（FRT（s））、ダブルデッキ（FRT（w））浮屋根式タンクの減衰定数を

図7 浮き屋根上に設置された傾斜計

図8 苫小牧の石油備蓄基地で得られた加速度記録
図9 傾斜計出力波形（角変位）と計算波形の比較

図10 苫小牧地区の石油タンクに対する屋根形式別スロッシング応答解析結果

各々0.1、0.5、1.0％とした場合で、最大では周期5秒付近で4mを超える。これらのタンクは固定屋根式で、屋根板、ラフター損傷等の被害を被っているものの甚大な被害とはなっていない。周期7.5秒付近ではシングルデッキ浮屋根式タンクで最大3.8mとなっている。火災、浮き屋根の沈没、多量の油の溢流等の甚大な被害を被ったタンクに対して○印を付したが、Ts=12秒のタンクを除いて、周期7秒、最大上昇量2m以上のタンク（シングルデッキ浮き屋根式及び内部浮屋根式タンク）で甚大な被害が生じていることが分かる。なお、Ts=12秒のタンクについては、スロッシング波高は高々1.4mと推定されるにも拘らず、浮屋根の沈没という甚大な被害となっている。このタンクにおいては、スロッシング2次モードの影響が大きかったことが指摘されているが、現地調査によって浮き屋根の損傷を見分したところでは、ポンツーンと屋根部分（デッキ）との接合部が約33mにも亘って破断しており、その破断面の視察から溶接不良の疑いも持たれる（図11）。但し、このような破断部の拡大については、浮き屋根の沈没プロセス、油の抜き取り等による影響も考えられる。

今後、この件に関しては強度試験等を通して明らかにされると思われるが、仮に溶接不良ということであれば、今回の地震による石油タンクの甚大な被害は、周期約7秒以上の浮屋根式タンクで最大上昇量が約2m以上の場合に
図11 スロッシング固有周期12秒の10万klタンクの浮き屋根デッキとポンツーンの接合部の破断

発生するとの纏めができ、地震動、スロッシング最大波高、および甚大被害との関連付けが可能となる。また、そうでなければ2次モードの影響を考慮した浮き屋根の強度に関する検討が必要となる。

### 7. おわりに

2003年十勝沖地震での石油タンクのスロッシング状況を調査し、タンク屋根形式毎のスロッシング減衰定数を求め、自由液面を持つ固定屋根式タンクに対しては0.03%または0.1%、シングルデッキの浮き屋根式タンク（含む内部浮屋根式タンク）では0.5%、ダブルデッキ浮き屋根式タンクでは1次モードで1%、2次モード、3次モードに関しては5%程度が妥当であることを示した。ただし、これらの推定の過程で用いた速度ポテンシャル理論では微小波高を仮定しており、大きなスロッシングの場合には非線形効果が顕著となり、線形（微小波高）仮定得た最大波高より10～15%大きくなることが知られている $ ^{8} $ 。従って、ここで得た減衰定数は、非線形での挙動、浮屋根の有無を踏まえ、自由液面のスロッシング線形応答解析方法を用いる場合の等価的な減衰定数を与えたものとなっていると考えることができる。

### 8. 謝辞

2003年十勝沖地震における石油タンク被害に係る現地調査および資料収集に関し、東西オイルターミナル釧路油槽所、苫東石油備蓄、石油天然ガス・金属鉱物資源機構、出光興産(株)北海道製油所の関係諸氏には大変お世話になった。港湾空港技術研究所には公開地震記録を利用させて頂いた。ここに記して謝意を表する。

## 参考文献

1）消防研究所：平成15年（2003年）十勝沖地震に際して発生した出光興産(株)北海道製油所原油タンク火災に係る火災原因調査報告書、平成16年6月（2004）

2) Senda, K. and K. Nakagawa: On the vibration of an elevated water tank, I, Tech. Rep. of Osaka Univ., 117, pp. 247-264 (1954)

3）座間信作、吉原浩、亀井浅道：大型円筒貯槽におけるスロッシング観測、消防研究所報告、61, pp.1-8(1986)

4）坂井藤一、西村正弘、小川浩：浮屋根式石油貯槽のスロッシング性状に関する研究、川崎重工技報、74号、pp.60-66（1980）

5）坂井藤一：円筒形液体タンクの耐震設計法に関する2,3の提案、压力技術、18, pp.16-23（1980）

6）座間信作：1983年日本海中部地震による苫小牧での石油タンクの液面揺動について、消防研究所報告、60, pp.1-10（1985）

7）座間信作：石油タンク等の危険物貯蔵施設への影響の調査、平成15年（2003年）十勝沖地震に関する緊急調査研究報告書、http://www.eri.u-tokyo.ac.jp/TOKATI/mokuji040527.htm（2004）

8）嶋田三郎、山田善一、家村浩和、野田茂：円筒タンクの非線形スロッシング解析に基づく長周期応答スペクトルの推定、土木学会論文集、368、pp.383-392（1986）
# Attenuation Factors of Liquid Sloshing of Oil Storage Tanks

(Abstract)

Shinsaku Zama, Haruki Nishi, Yoshihiro Hirokawa, Minoru Yamada, and Ken Hatayama

(Accepted July 16, 2004)

The 2003 Tokachi-oki earthquake caused the severe damage to oil tanks by liquid sloshing. Especially at Tomakomai, two tank fires broke out and seven floating roofs sank. Investigation into the cause of the severe damage requires the understanding of the detailed sloshing behavior during the earthquake.

Liquid sloshing of oil storage tank is simulated by the analytical method based on the velocity potential theory using seismic records near by the tanks, in which attenuation factors are assumed, because we have little knowledge about attenuation factors of liquid sloshing of actual oil storage tanks. Then, we searched the records about sloshing behavior during this earthquake, and estimated the attenuation factors so that observed waveforms and/or amplitudes agreed well with the calculations by the two-dimensional response analysis. The results showed that attenuation factors are 0.03% or 0.1% for a corn roof tank, 0.5% for a single deck-floating roof tank, and 1% for a double deck-floating roof tank.

We estimated the maximum sloshing wave heights (Wh) applying these attenuation factors to all tanks at Tomakomai, and found that Wh exceeded 3 m at 5 and 7.5 sec, and exceeded 2 m from 3.5 to 9 sec of sloshing period, and also found that the severely damaged tanks almost have Wh of more than 2 m and sloshing periods of more than 7 sec.
技術報告

# ルームカロリーメーターによる地下鉄車両の座席燃焼実験

篠原雅彦、箭内英治、山田常圭、飯田明彦、畑野崇

(平成16年7月26日受理)

### 1. はじめに

本研究は、平成15年2月18日に韓国大邱市の中央路駅で発生した地下鉄火災（192名死亡、148名負傷 $ ^{1)} $ ）を受けて行った日本の地下鉄車両等の燃焼性状に関する一連の研究の一つである。一連の研究では本研究のほかに、韓国の地下鉄火災時に相当する4リットルのガソリンを地下鉄車両内に散布して着火した実大車両燃焼実験 $ ^{1)} $ 、車両に使用されている材料の燃焼特性を把握するためのコーンカロリーメーターによる実験 $ ^{2)} $ $ ^{3)} $ 、4リットルのガソリンをキオスクに散布して着火した実大実験 $ ^{1)} $ がある。

日本における列車火災対策は、昭和31年5月に南海電鉄のトンネル内での列車火災（1名死亡、42名負傷）を契機として、電車の構造の不燃化が検討され、昭和31年、32年に車両部位別にその使用材料の燃焼性が通達で規定されたことに始まる。その後、昭和43年の営団地下鉄日比谷線の列車火災（11名負傷）、昭和47年の国鉄北陸線北陸トンネル内での寝台急行列車火災（30名死亡、714名負傷）という大きな列車火災が発生するために安全対策の検討が行われ、車両の不燃化に関する基準等の充実が図られてきた $ ^{4} $ 。平成13年には、これまで仕様規定として鉄道の種類ごとに規定されていた基準が省令として一本化され性能規定化された $ ^{1} $ 。

鉄道車両の燃焼実験はこれまでも行われてきたが、多量のガソリンを着火源とした燃焼実験は行われていない。そこで、韓国大邱市の地下鉄火災事故の場合のような大火源での車両燃焼性状を把握することを目的として $ ^{1} $ 、ここでは座席シートの燃焼実験を行った。

本研究の目的は、地下鉄車両の座席シート（昭和40年頃から使用されているタイプ）が燃焼する際の、i）着火方法および燃料の量の違いによる燃焼性状の違いと、ii）発生する煙の成分を、実際の座席シートの燃焼実験によって把握することである。また、座席シートへの着火源として用いるガソリン等の燃焼状況を把握することも目的とする。

### 2. 方法

実験を行った試料、着火方法等の実験条件を、校正実験も含めて表1に示す。この表の説明も含めて、以下に実験方法と校正方法について記す。

### 2.1 実験方法

本実験は、ISO9705に準拠したルームカロリーメーターを用いた実験（以下ルームコーナー試験と呼ぶ）である。ルームコーナー試験は、燃焼ガス中の酸素濃度の変化から発熱速度を推定する方法である。この方法は酸素消費法と呼ばれる方法で、燃焼で消費される酸素の単位質量あたりの燃焼熱が多くの可燃性物質で±5％の誤差範囲で近似的に等しい $ ^{5)} $ ことを利用した方法である。

校正（これについては2.2節で述べる）に用いたn-ヘプタンと、座席シートへの着火源として用いたガソリンの発熱量等の測定の実験条件については、表1の実験1～4に記したとおりである。つまり、n-ヘプタン2Lを約30cm角オイルパンに入れて燃焼させた校正のための実験2、ガソリン4L、2Lをそれぞれ約50cm角オイルパン、約30cm角オイルパンに入れて燃焼させた実験3、4、ガソリンとの比較のためにn-ヘプタン4Lを約50cm角オイルパンで燃焼させた実験1である。ここで、オイルパンの内寸は、約30cm角オイルパンと呼んでいるものが295mm×297mm×48mm（深さ）、約50cm角オイルパンと呼ぶものが503mm×503mm×40mm（深さ）である。n-ヘプタンとガソリンは、集煙フードの下で重量計に乗せたオイルパン内で、重量を測定しながら燃焼させた。

座席シートの実験条件については、i）着火方法の違いによる座席シートの燃焼性状の違いを調べるための実験と、ii）燃料の量の違いによる座席シートの燃焼性状の違いを調べるための実験を、表1の実験5～7の3種類行った。着火に用いたガソリンの量は韓国地下鉄火災で用いられた量4L $ ^{1)} $ の1/2および1/4である。シートは実験5～7ですべて、集煙フードに隣接した燃焼室内で燃焼させた。ここで、座席シートとは腰掛部と背もたれ部を
指す。これらは車両内での座席の配置を模擬して、腰掛部はプロックの上に水平に壁際に設置し、背もたれ部は腰掛部の一辺に載せて壁にもたれかけさせて設置した（図1）。i）の着火方法の違いによる燃焼性状の差を調べる実験は、シートにガソリンを散布して着火した場合と、床面に置いたオイルパン内のガソリンに着火してシートに延焼させた場合の燃焼性状の比較である。具体的には、3人掛け座席シート（長さ150cm）の腰掛部と背もたれ部を1/3に切断したシートに対してガソリン1Lを、実験6ではシート腰掛部の表面全体に散布して燃焼させ、実験7ではシートの手前の床に置いた約30cm角オイルパンに入れて燃焼させた。ただし、実験に使用した1/3に切断したシートは腰掛部、背もたれ部ともに、実験6ではシートの真ん中1/3、つまりシートの側面は両側とも切断面で、実験7では座席の正面から見て左側の1/3、つまり右側の側面が切断面であった。これらの切断面にはアルミテープを接着して、直接火炎がシート内部に入らないようにした。ii）の燃料の量の違いによる燃焼性状の差を調べる実験は、実験5では3人掛け座席シート（長さ136cm）1個に対してガソリン2Lを腰掛部の中央付近に散布、実験6は上述の通りである。ここで、実験5と6ではガソリンの量が異なるだけでなく、ガソリンの散布範囲が

図1 ルームコーナー室での座席シートの設置方法. (オイルパンを用いる実験7の場合. 実験5, 6ではオイルパンがないだけで, 座席シートの設置方法は同じ。)

座席面積に占める割合や座席シートの大きさ、座席の切断面の有無なども異なる。そのためガソリン散布量の違いのみを評価することはできないが、座席1個分に散布した燃焼状況も見る必要があったが試料は限りがあるという制限上、この実験条件でやらざるを得なかった。座席シートの材質は、詰め物はウレタンフォームと動物繊維、表地は難燃処理を施したポリエステルである。

ルームコーナー試験でのデータ収録の時間間隔は2秒である。ルームコーナー試験の結果は、発熱速度、煙濃度、CO₂濃度、CO濃度について評価した。

着火には着火玉（燃料付近に置いた火薬を、これにつないだ導線に電流を流すことで遠隔操作で着火する）を用いた。

すべての実験の開始前に測定した、ルームコーナー試験室内の気温、湿度は、24～25℃、60～74%であった。

### 2.2 校正方法

酸素消費法で得られた燃焼熱（発熱速度）の値は、酸素の単位質量あたりの発熱量がわかっている基準試料を用いた試験であっても、種々の測定誤差によって起こる発熱速度の誤差を校正する必要がある。この校正のためには、発熱量の分かっている基準物質を用いてルームコーナー試験を行い、その際に、燃焼中の基準物質の重量変化を同時に測定し、得られた重量変化[kg/s]に基準物質の既知の低発熱量[J/kg]をかけることにより発熱速度[J/s]を求める。重量変化から求めた発熱速度は時間変動が大きいため、適当な時間間隔で移動平均をとり、これらを発熱速度の真値とする。一方、この基準物質に対して酸素消費法で求めた発熱速度はガスのサンプリング時間遅れを含んでいる。そこで、酸素消費法で求めた発熱速度が着火時から正の値になるまでの時間をサンプリング遅れ時間とみなし、正の値になる瞬間を着火時間とする。これにより、できるだけ発熱速度が一定の時間帯に対して、重量変化から求めた発熱速度の移動平均値の時間平均値と、酸素消費法で求めた発熱速度（サンプリング遅れ時間を考慮したもの）の時間平均値の比をとり、これを校正係数とする。各実験試料に対してルームコーナー試験（酸素消費法）で得られた発熱速度に、この校正係数をかけることで発熱速度とする。今回の実験

表1 实验条件

実験番号	試料,着火源	燃料容器寸法または着火方法
1	n-ヘプタン4L	約50cm角オイルパン
2	n-ヘプタン2L	約30cm角オイルパン
3	ガソリン 4L	約50cm角オイルパン
4	ガソリン 2L	約30cm角オイルパン
5	座席シート3人掛け1個 + ガソリン2L	シートに散布
6	座席シート3人掛け1/3個 + ガソリン1L	シートに散布
7	座席シート3人掛け1/3個 + ガソリン1L	約30cm角オイルパン
では、表1の実験2のn-ヘプタン（低発熱量44.56MJ/kg）2Lを基準物質として用いた。この場合の遅れ時間は36秒、校正係数は0.9であった。

### 3. 結果及び考察

### 3.1 ガソリンおよびn-ヘプタンの燃焼性状

座席シートへの着火源として用いるガソリンおよび、発熱速度算出時の校正に用いたn-ヘプタンの燃焼性状についての結果を述べる。

#### 3.1.1 発熱速度

ガソリン及びn-ヘプタンの発熱速度の時間変化を図2に、最大発熱速度と総発熱量を表2に示す。

着火直後の発熱速度の上昇速度は、同量のガソリンとn-ヘプタンを比べると、ガソリンの方がn-ヘプタンよりも大きい。しかし、最大発熱速度は表2に示すように、4Lではガソリンはn-ヘプタンの61%、2Lでは80%とガソリンの方が小さい。n-ヘプタン4Lの場合、着火から約3分（177秒）（時間の取り方については3.1.1の最後で述べる）、燃焼時間の中盤から後半で最大発熱速度1040kWの鋭いピークを持つが、2Lの場合は燃焼時間の中盤から後半に平らなピークを持ち鋭いピークは持たなかった。一方、ガソリン4Lの場合は前半から中盤にかけて平らなピークを持った。

ここですべての図の時間軸について述べる。時間軸の0分は、実際の着火の時刻を表している。たとえば、図2で着火直後の発熱速度の値は実際にはすぐに正になるべき値であるが、ガスをサンプリングするまでの遅れ時間があるため、発熱速度の推定値が正になるのはn-ヘプ

図2 ガソリンとn-ヘプタンの発熱速度の時間変化

タン2Lの場合では36秒後である。この遅れ時間を差し引いた時刻を時間軸の0分とする方法もあるが、図2でも分かるように、この遅れ時間は発熱速度によって異なり、また、同じ試料であっても測定項目（発熱速度、煙濃度、CO₂発生濃度、CO濃度）によって異なる（図2～6の同一試料の遅れ時間が異なることから分かる）。この遅れ時間の補正を各図に対して行うことは、かえって図同士の比較を行いにくくするし、この遅れ時間の違いについての情報も参考になるので、時間軸の補正は行わなかった。ただし、本文中で、ある物理量が「着火から何分」という表現をした場合の「何分」という時間は、時間軸0分からの値ではなく、その物理量が0から正の値になる瞬間からの時間、つまりサンプリング遅れ時間を差し引いた時間で表している。

#### 3.1.2 総発熱量

表2に示すように、n-ヘプタン4Lと2Lの総発熱量は、それぞれ同量のガソリンに比べて1.03倍、1.08倍とわずかに大きかった。4Lの場合の総発熱量は2Lの場合に比べると、n-ヘプタン、ガソリンでそれぞれ2.01倍、2.12倍であった。

#### 3.1.3 烟濃度

ガソリン及びn-ヘプタンの煙濃度（減光係数）の時間変化を図3に示す。ここで示す減光係数 $ C_{s} $ とは、Beerの法則の吸収係数であり、式(1)で定義される値である $ ^{6)} $ 。

$$ C s=\frac{1}{I}\ln\left(\frac{I_{0}}{I}\right) $$

ここで、l：煙の層の厚さ、ここでは0.4m、 $ I_{0} $ ：入射光の強さ、I：煙の層を通過した後の光の強さ。また、減光係数 $ C_{s} $ と光学濃度Dとの関係は式(2)で示される $ ^{6)} $ 。

$$ D=\frac{C s l}{\ln10} $$

ガソリン4Lの場合、着火後200秒で減光係数は最大4.5 $ [m^{-1}] $ となり、n-ヘプタン4Lの最大値0.58 $ [m^{-1}] $ の7.8倍となった。ガソリンの煙濃度のピークは、発熱速度（図2）のピークよりも遅れて現れていることが分かる。また、減光係数 $ C_{s} $ と排気流量V（0℃1気圧換算値）の積である発煙速度 $ C_{s}V $ を図4に示す。実験1から実験4で、燃焼中の排気流量の平均値は3.0～3.2m³/s、その標準偏差は0.2m³/sであった。

表 2 ガソリンとn-ヘプタンの最大発熱速度，総発熱量

実験番号	着火源	燃料容器寸法	最大発熱速度[kW]	総発熱量[MJ]
1	n-ヘブタン4L	約50cm角オイルパン	1040	118.9
2	n-ヘブタン2L	約30cm角オイルパン	322	59.2
3	ガソリン 4L	約50cm角オイルパン	632	115.9
4	ガソリン 2L	約30cm角オイルパン	258	54.8
図3 ガソリンとn-ヘプタンの煙濃度（減光係数）の時間変化

図４ ガソリンとn-ヘプタンの発煙速度の時間変化。

図 5 ガソリンとn-ヘプタンのCO₂発生濃度の時間変化

#### 3.1.4 $ CO_{2} $ 発生濃度

ガソリン及びn-ヘプタンのCO_{2}発生濃度の時間変化を図5に示す。CO_{2}発生濃度の時間変化は発熱速度の時間変化（図2）の傾向と一致する。

#### 3.1.5 CO発生濃度

ガソリン及びn-ヘプタンのCO発生濃度の時間変化を図6に示す。濃度計の測定上限が50000ppmであり、これの0.5%（250ppm）以下は誤差のため、すべての実験で測定精度以下の低濃度である。測定精度以下ではあるが、ガソリン4Lの場合、着火から3～4分で240ppm程度のピークを示した。このピークは図2の発熱速度のピークよりも遅れて現れていることが分かる。

### 3.2 座席シートの燃焼性状

#### 3.2.1 発熱速度

座席シートにガソリンで着火した場合（実験5～7）の発熱速度の時間変化を図7に、最大発熱速度、最大発熱速度を示した着火からの時間、着火直後の発熱速度の上昇速度を表3に示す。また図8には、各実験で最大発熱速度を示した時刻および実験6で発熱速度の第2のピークを示した時刻についての全実験の映像を、図9には燃焼後の座席シートの写真を示す。

i）着火方法の違いによる座席シートの燃焼性状の違い着火方法の違いによる座席シートの燃焼性状の違いを調べるために、座席シートにガソリンを散布した場合（実験6）と、床面に置いたオイルパン内のガソリンに着火してシートに延焼させた場合（実験7）の発熱速度の比較を行う。両実験ともシートは3人掛け1/3個で、ガソリンは1Lである。

図6 ガソリンとn-ヘプタンのCO発生濃度の時間変化

図7 座席シートにガソリンで着火した場合の発熱速度の時間変化
表 3 座席シートの最大発熱速度，最大発熱速度を示した着火からの時間，着火直後の発熱速度の上昇速度

実験番号	試料,着火源	着火方法	最大発熱速度[kW]	最大発熱速度を示した着火からの時間[s]	着火直後の発熱速度の上昇速度[kW/s]
5	座席シート3人掛け1個	+ガソリン2L	シートに散布	1062	22
6	座席シート3人掛け1/3個	+ガソリン1L	シートに散布	452	21
7	座席シート3人掛け1/3個	+ガソリン1L 約30cm角オイルパン	約30cm角オイルパン	309	91

実験 5 t = 22 秒 ☐

(最大発熱速度時)

実験 5 t = 91 秒 ☐

実験 5 t = 627 秒

実験6 t=21秒 ☐

実験6 t=91秒

実験 6 t = 627 秒

(最大発熱速度時)

実験 7 t = 21 秒

実験 7 t = 91 秒 $ ^{⑤} $

(最大発熱速度第2ピーク時)

(最大発熱速度時)

実験 7 t = 627 秒

図8 実験5、6、7で最大発熱速度を示した時刻および実験6で発熱速度の第2のピークを示した時刻についての全実験の映像。ここで、時間tは、各実験で着火後発熱速度が正になった時刻からの時間を示す。⑤と書いた映像は、火炎の上部が煙で隠れている映像を意味する。
着火直後の発熱速度の上昇速度は、表3に示すとおり、座席にガソリンを散布した実験6の場合26kW/sであったのに対して、オイルパンから延焼させた実験7の場合は3kW/sとなり、散布の方がオイルパンからの延焼の場合よりも9倍近く大きい。これは、散布の場合は、着火直後からガソリンだけでなく座席シートも燃焼するのにくらべ、オイルパンから延焼させる場合は、座席シートに延焼するのに時間がかかり、着火直後はガソリンのみの燃焼となっているためであると考えている。最大発熱速度は、散布（実験6）の場合は着火から21秒で452kWとなり、オイルパン（実験7）の場合は91秒かかって309kWとなった。つまり、ガソリンをシートに散布した場合は、オイルパン内のガソリンからシートに延焼させた場合の1/4の時間でオイルパンの場合の約1.5倍の最大発熱速度に到る。ここで、オイルパンからシートに延焼させた実験7の最大発熱速度309kWは、ガソリン2Lのみを燃焼させた実験4の最大発熱速度258kW（表2、図2参照）よりも大きいことから、この時点でオイルパン内のガソリンの火炎が座席シートに確実に延焼していることが分かる。以上の燃焼性状の違いは、図8の映像の、t=21秒、91秒での実験6、7を比較することによっても明らかである。実験7のオイルパン内のガソリンは253秒で燃え尽きた。オイルパン内のガソリンの火炎がシートに延焼した時刻については観察からは特定できなかったが、最終的には腰掛部、背もたれ部に延焼したのを確認した。

i）燃料の量の違いによる座席シートの燃焼性状の違い

ii）燃料の量の違いによる座席シートの燃焼性状の違い

燃料の量の違いによる座席シートの燃焼性状の違いを調べるために、座席シートにガソリン2Lを散布した実験5と、1Lを散布した実験6の発熱速度の比較を行う。

着火直後の発熱速度の上昇速度は、座席にガソリン1Lを散布した実験6の場合26kW/sであったのに対して、ガソリン2Lを散布した場合は60kW/sとなり、散布量の多いほうが上昇速度は大きかった（表3）。最大発熱速度は、1Lの場合は着火から21秒で452kWとなったのに対し、2Lの場合はほぼ同じ時間の22秒で実験中最大の1062kWとなった。これらの傾向は、図8の映像のt=22秒、21秒の実験5、6の比較からも分かる。

シート1/3にガソリン1Lを散布した実験6の場合のみ、着火から10分過ぎに発熱速度の第2のピークがあることが図7より分かる。図8でこのピークの時刻t=627秒の映像を見ると、実験5、7にくらべて実験6ではかなり大きな火炎を上げていることが分かる。この第2のピークは、映像から見る限りでは、ガソリンが燃焼時間の前半で燃えた後、背もたれ部がよく燃えたためと考えている。一方、実験5、7では背もたれ部が燃え残ったことが図9の写真より明らかである。実験6の座席シートが他の実験に比べてよく燃えたことは3.2.2で述べるが、ガソリンを含めた総発熱量のうちで座席シートが燃焼した分の発熱量を求めてみると、実験6のシートの発熱量が実験5～7のうちで最も大きいことから分かる。また、第2のピークが現れた時刻が着火から10分経過していることからも、ガソリンが燃え残っていたとは考えにくく、このピークは座席シートの燃焼によるものと考えてよい。

表2、表3より、3人掛け座席シート1個にガソリン2Lを散布して着火した場合（実験5）の最大発熱速度は、n-ヘプタン4Lを50cm角オイルパンで燃焼させた場合（実験1）にほぼ等しく、ガソリン4Lを50cm角オイルパンで燃焼させた場合（実験3）の約1.7倍である。

実験 5

実験6

図9 燃焼後の座席シート

実験 7
#### 3.2.2 総発熱量

座席シートにガソリン火炎で着火した場合の総発熱量を表4に示す。表には、総発熱量のうちのガソリンが燃焼した分の発熱量と座席シートが燃焼した分の発熱量も示した。ガソリン分の発熱量は、着火源としてガソリン2Lを用いたものについては実験4で求めた値（表2）を使い、ガソリン1Lを用いたものについてはその1/2の値を使った。座席シート分の発熱量は、総発熱量からガソリン分の発熱量を差し引いて求めた。

## i）着火方法の違い

座席シートにガソリンを散布して着火した場合（実験6）の方が、オイルパン内のガソリン火炎から座席シートに延焼させた場合（実験7）よりも、総発熱量、座席シート分の発熱量共に大きいことが分かる。これらの傾向は、最大発熱速度の傾向と同じである。

## ii）燃料の量の違い

総発熱量は、座席シート1個にガソリン2Lを散布して着火した実験5の方が、座席シート1/3個にガソリン1Lを散布して着火した実験6よりも大きいという当然の結果が出ている。ところが、座席シート分の発熱量については、座席シート1個にガソリン2Lを散布して着火した実験5の方が、座席シート1/3個にガソリン1Lを散布して着火した実験6の場合よりも14%小さいという結果が出た。これは可燃物の座席シートが小さく着火源のガソリンの量が少ない方が、座席の燃焼量が大きいという意外な結果である。実験5での座席シート1個の発熱量が実験6での座席シート1/3の発熱量よりも小さいということは、実験5の座席シート1個は、確実に燃え残っていることになる。また、実験7の座席シート1/3にオイルパン内のガソリン火炎で延焼した場合についても、実験6の座席シート1/3の発熱量よりも小さいことから、実験7も燃え残っていることが分かる。つまり、実験6は座席シートが最もよく燃えたケースである。このことは、3.2.1で述べたように、図7で実験6のみが第2の発熱速度のピークを持ち、このピークがビデオ映像から見る限りでは、座席の内容物の燃焼を表しているようであることからも理解できる。ただし実験5と6の比較の結果については、一般的な結果とは言えない。なぜならば、2.1実験方法でも述べたように、実験5と6ではガソリンの量が異なるだけでなく、ガソリンの散布範囲が座席面積に占める割合、座席シートの大きさ、座席の切断面の有無などが異なるからである。

各実験で、総発熱量中に占める、座席シートとガソリンの発熱量の割合を図10に示す。座席シート1/3個にガソリン1Lを散布して着火した実験6の場合のみ、座席の発熱量の割合が全体の6割で、その他の場合は4割である。いずれにしろ大雑把に言えば、ガソリン1～2Lを用いて座席を燃やした場合、座席の燃焼重量は全燃焼重量の4～6割になることがわかった。

## iii）コーンカロリーメーター試験の結果との比較

本実験はガソリンを着火源として用いて座席シートの燃焼性状をルームカロリーメーターで調べたが、同じ座席シートについて、木田ら²がコーンカロリーメーターを用いた実験を行っている。そこで得られた発熱量を元に、本実験で得られた座席シートの発熱量について検討する。木田ら²によれば50kW/m²の放射を腰掛部と背もたれ部にあてた場合、ともに詰め物まで燃焼し、総発熱量はそれぞれ平均で86.64MJ/m²および77.32MJ/m²であった。また、今回の実験でシート1/3を用いた実験6、7の場合の座席シートの表面積は約0.5m²、シート1個を用いた実験5の場合の座席シートの表面積は約1.2m²であった。よって、今回の実験で座席シートがコーンカロリーメーター試験と同程度まで燃焼したとすると、シート分の発熱量は、シート1/3を用いた実験6、7の場合約41MJ、シート1個を用いた実験5の場合98MJとなる。一方、今回の実験での座席

図10 座席にガソリンで着火した場合の総発熱量の内訳

表 4 座席シートの総発熱量，ガソリン分の発熱量，座席シート分の発熱量

実験番号	条件	着火方法	総発熱量 [MJ]	ガソリン 分の発熱 量[MJ]	座席シート 分の発熱量 [MJ]
5	座席シート3人掛け1個	+ ガソリン2L	シートに散布	89.5	54.8
6	座席シート3人掛け1/3個	+ ガソリン1L	シートに散布	67.8	27.4
7	座席シート3人掛け1/3個	+ ガソリン1L 約30cm角オイルパン	約30cm角オイルパン	46.2	27.4
シート分の発熱量は表4に示したように、シートが最もよく燃えた実験6の場合で40.4MJとなり、コーンカロリーメーター試験より推測される発熱量約41MJとよく一致する。実際の燃焼後の写真（図9）からも実験6のシートがほとんど燃え尽きたことは分かるが、この発熱量の計算値からもそのことが分かる。また、実験7でのシート分の発熱量18.8MJは、コーンカロリーメーター試験と同程度まで燃焼すると仮定した場合の約46%、実験5では約35%となり、実験7、実験5ではシートの半分以上が燃え残ったことを示している。

#### 3.2.3 烟濃度

座席シートにガソリンを用いて着火した場合の煙濃度(減光係数)の時間変化を図11に示す。

ガソリンをシートに散布して着火した実験5、6の場合、煙濃度の増加速度は大きく、ガソリン2Lを散布した実験5の場合は着火後20秒で減光係数は最大約4.0 $$ m^{-1} $$ となった。オイルパン内のガソリン火炎から延焼させた実験7の場合は、煙濃度は散布の場合より緩やかに増加し、約2分後に最大値1.3 $$ m^{-1} $$ となった。

図11 座席シートにガソリンで着火した場合の煙濃度（減光係数）の時間変化

図12 座席シートにガソリンで着火した場合の発煙速度の時間変化

座席シート1/3個にガソリン1Lを散布した実験6では、約8分後に第2のピークを迎え、0.9[m⁻¹]となった。また、減光係数$C_{s}$と排気流量$V(0^{\circ}C1$気圧換算値）の積である発煙速度$C_{s}V$を図12に示す。実験5から実験7で、燃焼中の排気流量の平均値は3.2~3.3m³/s、その標準偏差は0.1~0.2m³/sであった。

#### 3.2.4 CO_{2} 発生濃度

座席シートにガソリンを用いて着火した場合のCO₂発生濃度の時間変化を図13に示す。CO₂発生濃度の時間変化は発熱速度の時間変化（図7）の傾向と一致する。

#### 3.2.5 CO発生濃度

座席シートにガソリンを用いて着火した場合のCO発生濃度の時間変化を図14に示す。

ガソリンをシートに散布して着火した場合のCO発生濃度の増加速度は大きく、ガソリン2Lの実験5の場合は着火後40秒で約500ppmとなった。ガソリン1Lの実験6の場合と、オイルパン内のガソリン火炎で座席に着火した実験7については測定精度以下であった。

図13 座席シートにガソリンで着火した場合のCO₂発生濃度の時間変化

図14 座席シートにガソリンで着火した場合のCO発生濃度の時間変化
### 4. まとめ

地下鉄車両の座席シートの燃焼性状を、ルームカロリーメーターを用いて調べた。着火源として用いたガソリン等の燃焼性状と合わせて、以下にまとめる。

1）ガソリン、n-ヘプタンの燃焼性状

1-1) n-ヘプタン4Lを約50cm角オイルパンで燃焼させた場合、着火から約3分で最大発熱速度1040kWの鋭いピークを示した。ガソリン4Lを約50cm角オイルパンで燃焼させた場合の最大発熱速度は、n-ヘプタン4Lを同容器で燃焼させた場合の61%、ガソリン2Lを約30cm角オイルパンで燃焼させた場合の最大発熱速度は、n-ヘプタン2Lを同容器で燃焼させた場合の80%であった。

1-2）n-ヘプタンの総発熱量はガソリンに比べると4Lの場合1.03倍、2Lの場合1.08倍であった。

1-3）ガソリン4Lを燃焼したときの煙濃度は、着火後200秒で減光係数が最大4.5 $ [m^{-1}] $ となり、n-ヘプタン4Lの最大値0.58 $ [m^{-1}] $ の7.8倍であった。

14）ガソリン4Lを燃焼したときのCO発生濃度は、発熱速度のピークよりも遅れて現れ、着火から3～4分で測定精度（250ppm）以下ではあるが240ppm程度のピークを示した。

2）座席シートの燃焼性状

2-1）3人掛け座席シート1/3個にガソリン1Lを散布して燃焼させた場合は、同じ寸法の座席シートに座席近傍に置いた約30cm角オイルパン内のガソリン1Lから延焼させた場合よりも、総発熱量、最大発熱速度、着火直後の発熱速度の上昇速度ともに大きかった。すなわち、各値をi）散布の場合、ii）オイルパンからの延焼の場合の順で示すと、総発熱量はi）67.8MJ、ii）46.2MJ、最大発熱速度とそれに到った着火からの時間はi）452kW、21秒、ii）309kW、91秒、着火直後の発熱速度の上昇速度はi）26kW/s、ii）3kW/sであった。

2-2）3人掛け座席シート1個にガソリン2Lを散布して燃焼させた場合は、3人掛け座席シート1/3個にガソリン1Lを散布して燃焼させた場合よりも、総発熱量、最大発熱速度、着火直後の発熱速度の上昇速度ともに大きかった。3人掛け座席シート1個にガソリン2Lを散布して燃焼させた場合の最大発熱速度は、n-ヘプタン4Lを50cm角オイルパンで燃焼させた場合にほぼ等しかった。

2-3）総発熱量中に占める座席シートの発熱量の割合は、3人掛け座席シート1/3個にガソリン1Lを散布して着火した場合は6割で、3人掛け座席シート1個にガソリン2Lを散布して燃焼させた場合と、3人掛け座席シート1/3個にオイルパン内のガソリン1Lから延焼させた場合は4割であった。

24）コーンカロリーメーターによる実験結果 $ ^{2)} $ との比較によって、3人掛け座席シート1/3個にガソリン1Lを散布して着火した場合は、シートはほとんど燃え尽きたことが分かった。同様の比較で、3人掛け座席シート1個にガソリン2Lを散布して燃焼させた場合と、3人掛け座席シート1/3個にオイルパン内のガソリン1Lから延焼させた場合は、シートの半分以上が燃え残ったことが分かった。

25）ガソリンを座席シートに散布して着火した場合、煙濃度の増加速度は大きく、ガソリン2Lを散布した場合は着火後20秒で減光係数は最大約4.0 $$ m^{-1} $$ となった。オイルパン内のガソリンから延焼させた場合は、約2分後に最大値1.3 $$ m^{-1} $$ となった。

26）ガソリンを座席シートに散布して着火した場合のCO発生濃度の増加速度は大きく、ガソリン2Lの場合は着火後40秒で約500ppmとなった。

## 謝辞

実験にご協力いただいた東京消防庁消防科学研究所の方々に御礼申し上げます。

## 参考文献

1）地下鉄道の火災対策検討会報告書、地下鉄道の火災対策検討会（1994）

2）木田清春、那波英文、山田常圭、箭内英治：“地下鉄車両に使用する各種部材の燃焼性状に関する研究その1-座席・連結部幌・天井内部の断熱材のコーンカロリメータによる燃焼性試験”、平成16年度日本火災学会研究発表会概要集No.98、pp.74-77（2004）

3）箭内英治、那波英文、山田常圭、木田清春：“地下鉄車両に使用する各種部材の燃焼性状に関する研究その2-壁天井材および床材のコーンカロリメータによる燃焼性試験”、平成16年度日本火災学会研究発表会概要集No.98、pp.78-81（2004）

4）日本火災学会編：“火災便覧 第3版”、pp.587-588、共立出版（1997）

5）日本火災学会編：“火災便覧 第3版”、p.78、共立出版(1997)

6）日本火災学会編：“火災便覧　新版”、p.724、共立出版（1984）