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論文

# 油火炎に対するウォーターミストの局所放水による消火効果

竹元 昭夫、金田 節夫

(平成16年8月27日受理)

10畳（約16㎡）程度の小規模な閉空間の消火実験では、燃焼物の種類によってはウォーターミストの室内への充満による消火が期待できる。しかし、室内にミストが充満しづらい比較的広い空間では、複数のウォーターミストノズルを同時放水して、火源をミストで覆うようにして消火する必要がある。

そこで、工場等を想定した中規模閉空間において、製造ラインの油ダメからの出火を想定した火炎に対して、等間隔に設置した4個のノズルから同時放水して、火炎を覆うようにしてウォーターミストを放出した場合の消火効果を調べた。また、ウォーターミストの放水に伴う室内の $ O_{2} $ 等のガス濃度及び压力変化についても調べた。その結果、以下のことが判った。

1）機械油に対しては放水量を増やすと消火時間は短くなり、消火に要する総放水量も少なることから水損防止にも効果があることが判った。

2）機械油を1分以内に消火できる条件は放水圧力10MPaの時、20L型ノズルでの取付間隔は1.6mで、12L型ノズルでの取付間隔は1.2mであった。

3）n-ヘプタンのような引火点の低い液体可燃物では12L型ノズルの取付間隔が1.2mでも消火できなかった。n-ヘプタンに対しては放水量が少なかったためと思われる。

4）引火点の高い油の方が消火し易いことが判った。

5）今回実施した容積の閉空間では、ウォーターミストの放出中であっても、O₂、CO₂、CO濃度は人体に影響を与えるような値にはならなかった。

6）火炎を覆ったウォーターミストの蒸発に伴う室内の圧力上昇は45Pa以下と小さく、建物への大きな影響は無かった。

### 1. はじめに

水損防止の観点からスプリンクラーの1/10の放水量のウォーターミストノズルを用いた10畳（約16㎡）程度の小規模な閉空間の消火実験¹²では、燃焼物の種類によってはウォーターミストの室内への充満による消火が期待できる。一方、室内にミストが充満しづらい比較的広い空間（以下、「中規模閉空間」という）では、複数のウォーターミストノズルを同時放水して、火源をミストで覆うようにして消火する必要がある。実規模を想定したウォーターミストによる消火実験は船舶の機関室や比較的小規模な空間が対象であり、燃料としてはディーゼルオイルやヘプタンが使用されている³⁴）。

そこで、本報告では工場の製造ライン等で出火した小規模な機械油火災を想定して、等間隔に設置した4個のウォーターミストノズルを同時放水した場合の消火効果を調べたので報告する。

また、10畳間程度の小規模閉空間ではn-ヘプタン火炎にウォーターミストを直接放出すると放出直後にミストの蒸発に伴う室内の瞬間的な圧力上昇 $ ^{2)} $ が見られたので、中規模閉空間での影響を把握するために本実験でも測定を行った。更に、火炎周辺での $ O_{2} $ 、 $ CO_{2} $ 、COのガス濃度の挙動についても調べたので、併せて報告する。

### 2 \. 実験方法

### 2.1 実験室のレイアウト

実験室の大きさは12m×12m×15m（高さ）で実験設備はFig.1に示すように配置した。図に示すノズルはパイプで構成された枠組を利用して床上3mの位置に取り付けた。その他の測定器類は図に示す位置の床上に配置した。

### 2.2 燃焼材料及び火皿サイズ

液体燃料はn-ヘプタンと機械油の2種類を用いた。機
械油については、基本的には油圧作動油であるCOSMOハイドロAW68を使用したが、一部の実験ではほぼ組成の同じであるESSOユニパワーSQ68を使用した。これらの物性値をTable1に示す。

火皿サイズは1辺が33cmの正方形火皿（以下、「33cm角火皿」という）、1辺が50cmの正方形火皿（以下、「50cm角火皿」という）、直径87cmの円形火皿（以下、「φ87cm火皿」という）の3種類を用いた。これら火皿の深さはいずれも10cmである。

点火は着火棒で行った。なお、引火点の高い機械油については助燃剤としてn-ヘプタンを入れて点火する方法とした。

燃料の油面は火皿上端から36mmになるように火皿サイズ毎に燃料の量を調整した。n-ヘプタンは必要な燃焼量に対して、水を張って高さ調整を行った。また、機械油の場合は助燃剤のn-ヘプタンが3分前後で燃え尽きる量を火皿サイズ毎に算出して、機械油の量で高さ調節を行った。

n-ヘプタン及び水の量は33cm角火皿ではそれぞれ2.0～4.0(L)、4.9～2.9(L)、50cm角火皿では9.0(L)、7.0(L)とした。

機械油及び助燃剤の量は、33cm角火皿ではそれぞれ6.3(L)、0.6(L)、50cm角火皿では14.7(L)、1.3(L)、φ87cm 火皿では25.0(L)、3.0(L)とした。

### 2.3 放水方法及び放水時間

ノズルの取付間隔は1.6m又は1.2m、取付高さ3mとし、火皿は4個の放水ノズルの中心に置いた。放水開始はn-ヘプタンでは点火3分後に、機械油では助燃剤のn-ヘプタンが燃え尽き、機械油の燃焼に移ってから3分後に行った。なお、放水は全て手動操作で行った。

L : Louver (Above the floor level: 1.15m, size: 1.8m × 0.6m(h))

H1~H4,H2'~H4':Discharge nozzle F,F':Oil pan V:Video camera

G,G' : Gas sampling pipe position (2m from the oil pan center)

Fig.1 Layout of experiment room
Table 1 Physical properties of fuel

Fuel	n-Heptane	Machine oil
COSMO HYDRO AW68	ESSO UNI POWER SQ68
Type	The fourth kind the first petroleum peril grade II	Abrasion resistance oil pressure operation oil	Abrasion resistance oil pressure operation oil
Flash point	-4℃	248℃	242℃
Specific gravity	0.684	0.875	0.879
Boiling point	98.4℃	-	-
Manufacture	Godo Solvent Ltd.	COSMO OIL	ESSO OIL
Viscosity	-	68.1cSt (40℃), 8.98cSt (100℃)	67.4cSt (40℃), 9.0cSt (100℃)
Mean molecular weight	100	460	-

放水時間は5分間とし、その時間内に消火した場合には、その時点で放水を停止した。

### 2.4 実験に使用したノズル

実験に使用したノズルをFig.2に示す。Fig.2の(a)は船舶用に開発されたスエーデン製のマルチノズルで，中央に感熱体のグラスバルブ*の取付部分があるヘッダーの周辺に4個の単一ノズル（以下，「放水チップ」と言う）が取り付けられている閉鎖型のウォーターミストノズルである。なお、このノズルは感熱部を作動させた状態で使用した。ノズルの放水量は放水チップを交換することによって行った。使用したノズルはFig.2の(a)の8L型（放水チップ2L/min at 10MPa×4個）、12L型（放水チップ3.1L/min at 10MPa×4個）及びFig.2の(b)に示す20L型ノズル（21L/min at 10MPa）の3種類である。

Fig.2の（b）に示すノズルは，国内のノズルメーカが消火設備用に新たに開発した「多孔ノズル」 $ ^{6)} $ で，感熱体を有しない開放型のウォーターミストノズルである。

### 2.5 各種測定器類

実験に使用した測定器を以下に示す。

1）ガス濃度計：島津製作所、CGT-7000（CO、CO₂：非分散型赤外線吸収法、O₂：限界電流式ジルコニア法）、O₂：0～25%、CO₂：0～5000ppm、CO：0～5%

Fig.2 Example of representative of water mist nozzle

2）差压計：司測研、P7D、500mmH_{2}O及び1000mmH_{2}O

3）压力变换器：长野計器、0~20MPa

4）電磁流量計：東京計裝、0～200L/min

## 5 ）ビデオカメラ

各測定器からの出力はデータロガーを経由してノートパソコンに取り込んだ。放水圧力、流量、ガス濃度については1秒インターバルで、差圧計の出力は1/100秒インターバルで測定した。放水圧力は放水ノズル直近及びポンプ直近で測定した。

差圧計はFig.1に示す火皿中心部から2m、高さ1mの2ヶ所の位置に設置した。酸素、一酸化炭素及び二酸化炭素の濃度はFig.1に示す火皿中心から2m、高さ1.1mの位置で、サンプリングパイプを火皿方向に向けて測定した。ビデオカメラはFig.1に示す各位置で録画した。

### 3 \. 結果

### 3.1 消火実験

実験結果の一覧をTable2に示す。消火実験は3回に分けて行われたので、表では第1実験、第2実験及び第3実験として分類している。また、第3実験では、ウォーターミストによる消火に伴う室内の圧力の測定も行った。表中の数値は、各条件に対するn-ヘプタン、機械油の放水を開始してから消火するまでの時間を示している。「×」は5分間の放水中に消火できなかったもの、「－」は実験を行わなかったものを表している。なお、Table2に示す第2実験の結果一覧におけるノズル間隔1.6mで実験回数2回目の機械油の内、「33cm角火皿、10MPa」及び「50cm角、4MPa及び10MPa」の3回の実験はESSOユニパワーSQ68を使用した。

また、Table2の各実験条件における消火時間の平均値、標準偏差及び95%信頼区間をTable3に示す。

1）第1実験は小規模閉空間でノズル真下の33cm角n-ヘプタン火炎を8L型ノズルで消火できた $ ^{5)} $ ので、同型式ノ
ズルを4個使用してn-ヘプタンを対象に消火実験を行った。しかし、5分間の放水中に殆どの条件で消火することができず、小規模閉空間の結果のように1分以内に消火することは難しいことが判った。

そこで、本研究の消火対象である機械油に切り替えて消火実験を行った。その結果、ノズルの取付間隔を1.2mにした場合には火皿サイズ、放水圧力等を変えたいずれの条件でも35秒～2分3秒の範囲内で消火できることが判った。これらの消火時間はTable3に示すように、標準偏差は0.556、95%信頼区間は0.487であり、消火時間が1分以内の実験条件のものに比べて消火時間のバラツキが大きかった。

Table.2 Experiment result

Experiment name	First experiment	Second experiment	Third experiment
Kind of nozzle	8L Type (Fig.2-(a))	12L Type (Fig.2-(a))	12L Type (Fig.2-(a)) *1	20L Type (Fig.2-(b))	8L Type (Fig.2-(a)) *2
Experimental conditions	Extinguishing time (min : sec)	Extinguishing time (min : sec)	Extinguishing time (min : sec)
Nozzle spacing (m)	Discharge pressure (MPa)	Oil pan size (cm)	Machine oil	Heptane	Machine oil	Heptane	Machine oil
1st run	2nd run	1st run	1st run	2nd run	1st run	1st run	2nd run	1st run	2nd run	1st run
1.6	10	☐33	-	-	×	1:43	2:41	-	0:32	-	0:24	0:24	×
4	☐33	-	-	-	×	×	-	×	×	0:44	1:17	-
10	☐50	0:30	0:23	×	1:00	0:38	×	1:09	-	0:13	0:15	×
4	☐50	×	-	×	1:15	1:33	-	1:40	3:05	0:34	0:32	-
10	♦87	×	-	-	0:52	-	-	0:40	-	0:18	0:18	×
4	♦87	-	-	-	-	-	-	-	-	0:24	0:22	-
1.2	10	☐33	0:39	-	×	0:16	0:33	×
4	☐33	1:34	-	×	0:11	0:11	×
10	☐50	1:08	-	1:46	0:47	0:31	×
4	☐50	0:35	-	×	0:22	0:24	×
10	♦87	2:03	-	-	0:23	0:34	-

Note: "✗" in the column of the experiment result: the case where the fire suppression cannot be done in five minutes, "-" shows that the experiment is not executed.

*1: Comparison experiment with the second experiment in the same to water sprinkling density measurement nozzle condition. *2: Confirmation experiment in first experiment.

Table 3 Average, standard deviation and confidence interval for extinguishing time of Table.2

Nozzle condition	extinguishing time (min)
Kind	Spacing	average	standard deviation	confidence interval (95%)
8L type (1st exp.)	1.2m	1.197	0.556	0.487
12L type (2nd exp.)	1.2m	0.420	0.179	0.111
12L type (2nd exp.)	1.6m	1.386	0.635	0.470
12L type (3rd exp.)	1.6m	1.420	0.922	0.809
20L type (3rd exp.)	1.6m	0.479	0.280	0.158
なお、8L型ノズルの取付間隔が1.6mの場合にはTable2に示すように、第1実験及び第3実験の確認実験においても5分以内に殆ど消火することはできなかった。

2）そこで、第2実験では放水量を1.5倍にした12L型ノズルを用いて、取付間隔1.2mで行った実験では火皿サイズ、放水圧力等を変えたいずれの条件でも、1分以内に消火が可能となった。しかし、取付間隔を1.6mに変えて行った実験では、消火時間が38秒から2分41秒であった。両者の標準偏差及び95%信頼区間は前者がそれぞれ0.179及び0.111に対して、後者が0.635及び0.470であり、取付間隔が1.6mの場合の方が消火時間のバラツキが大きいこと判る。また、第3実験で行った散水密度測定時のノズルの位置及び取付方向等の条件を同一にした取付間隔が1.6mの比較実験においても標準偏差及び95%信頼区間はそれぞれ0.922及び0.809で消火時間のバラツキが大きいことが確認された。

これらの結果から放水量及びノズルの取付間隔の違いによる効果が明らかとなった。

また、ノズルの取付間隔1.2m、放水圧力4MPaにおける火皿33cm、50cmは他の条件より消火時間が速い傾向が見られた。Fig.3は小規模閉空間で測定した8L型ノズル1個による散水密度分布 $ ^{2)} $ を示すが、これから明らかなように、散水密度分布は放水圧力を下げるにしたがって同心円状に近づく傾向がある。放水圧力を下げると放水量も減少するが、放射されたミストは鉛直線上に近づいてくるので、同心円状の中心付近が最大となる密度分布となる。従って、ノズルの取付間隔を狭くした場合には、火皿付近の散水密度は放水圧力を下げた方が大きくなり、消火時間が速くなった可能性が考えられる。

次に、Table2のノズルの取付間隔1.2m、放水圧力10MPaの放水条件で火皿φ87cmの消火時間を比較すると、第1実験の8L型ノズルでは2分3秒、第2実験の12L型ノズルでは23秒である。両者の消火までに放水した総水量を比較すると12L型ノズルで約19Lであり、8L型ノズル約66Lの総放水量の約30%で消火したこととなる。従って、ノズル1個当たりの放水量を1.5倍にしても、短時間で消火できるので水量も少なくすむことから、結局は水損防止にもなると言える。

3）第3実験は主にウォーターミスト用として国内で新たに開発された20L型ノズルを用いて実験を行った。このノズルは8L型ノズルの2.5倍、12L型ノズルの1.7倍の放水量となる。このノズルの場合にはノズルの取付間隔が1.6mでも、ほぼ1分以内に消火できた。この場合の標準偏差及び95%信頼区間はそれぞれ0.280及び0.158であり、消火時間のバラツキは少ないと言えよう。

このノズルの場合はウォーターミストノズルを使用

(a) Discharge pressure : 10MPa

(b) Discharge pressure : 6MPa

(c) Discharge pressure : 2MPa

Fig.3 Change by discharge pressure of the water density distribution (small-scale enclosed region, nozzle position: 89cm from the wall)
することによりスプリンクラーへッド1個分の水量（約80L/min）で、φ87cmの火皿の機械油を1分以内に消火できることを意味する。

これら一連の実験から、ノズルの取付間隔が同じ場合は放水量を多くすることにより、短時間で消火が可能となり、結果的に水損防止になることが判った。12L型ノズルではノズルの取付間隔が1.2m、20L型ノズルではノズルの取付間隔が1.6mで、いずれも1分以内に消火が可能であった。

(a) 20L type, $ \phi $ 87cm, 10MPa, Machine oil, 1.6m interval (Third Exp.)

(b) 8L type, $ \phi $ 87cm, 10MPa, Machine oil, 1.6m interval (Third Exp.)

Fig.4 Measuring example of gas concentration

### 3.2 室内のガス濃度及び压力変化

## 1 ）ガス濃度

Fig.4は点火からの経過時間に対するO₂、CO₂、COのガス濃度変化の代表例を示す。これらの図はガスサンプリングの遅延時間23秒を補正した時間軸で示している。また、データは計測器の出力値をそのまま使用している。図から明らかなように、ガス濃度はいずれも、放水開始直後から変化している。Fig.4(a)の測定例では放水開始から24秒という短時間で消火されているので、放水停止後のガス濃度は徐々に正常値に戻っている。一方、消火に時間を要する場合には、Fig.4(b)に示すように放水中に複数のピークが現れる変化を示した。

このように測定された機械油の各実験における最小の $ O_{2} $ 濃度、最大の $ CO_{2} $ 及びCO濃度の値をFig.5～7に示す。各グラフは火皿面積毎のガス濃度を、消火した実験は○で、消火できなかった実験は△で示している。また、Fig.5～7の各ガス濃度の測定値に対する平均値、標準偏差及び95%信頼区間をTable4に示す。

Fig.5に示す $ O_{2} $ は最も下がった値で19.3%であり、殆どの実験で19.5%以上であった。また、火皿面積が大きくなるほど $ O_{2} $ が下がる傾向にあり、火皿面積毎の計測値のバラツキもTable4に示す標準偏差及び95%信頼区間からも明らかなように大きくなっている。これはFig.8に示す消火中の火炎の挙動からも明らかなように、ウォーターミストの放出により火炎の挙動変化に伴う周囲大気へのじょう乱により、燃焼ガスの拡散性や輸送速度が上昇し、測定付近の濃度変化が生ずるためと考えられる。このことはFig.4(b)に例示するガス濃度の経過時間に対する変化からも推定できる。

従って、火皿が大きくなるほどガスサンプリング吸引口から火炎までの距離が近くなり、また、傾いた火炎も更に吸引口に近づくことにより濃い燃焼ガスを吸引し易

Fig. 5 Area of oil pan and $ O_{2} $ concentration (Machine oil)
Table 4 Average, standard deviation and confidence interval for each gas concentration of Fig.4-6

Kind of gas	Area of oil pan (m2)	Minimum value of O2 (%)
average	standard deviation	confidence interval (95%)
O2	0.11	20.8	0.084	0.039
0.25	20.6	0.175	0.075
0.59	20.1	0.429	0.253

Kind of gas	Area of oil pan (m2)	Maximum value of CO2 (%)
average	standard deviation	confidence interval (95%)
CO2	0.11	0.112	0.074	0.034
0.25	0.276	0.184	0.079
0.59	0.745	0.361	0.213

Kind of gas	Area of oil pan (m²)	Maximum value of CO (ppm)
average	standard deviation	confidence interval (95%)
CO	0.11	30.4	32.4	15.0
0.25	84.3	78.4	33.5
0.59	455.6	389.1	229.9

Fig. 6 Area of oil pan and $ CO_{2} $ concentration (Machine oil)

Area of oil pan (m²)

Fig. 7 Area of oil pan and CO concentration (Machine oil)

(a) After the discharge

(b) After the discharge

start 3 seconds

(c) After the discharge

(d) After the discharge

start 9 seconds

start 12 seconds

start 15 seconds

Fig.8 Behavior of flame at fire extinguishing of machine oil (20L type nozzle)

Discharge pressure 10MPa, Oil pan size $ \phi $ 87(cm),

Preliminary combustion time: 5min 10sec,

Fire extinguishing time: 15.1sec

Area of oil pan (m²)

Fig. 9 Area of oil pan and room pressure change (Machine oil)
くなる。その結果、火皿が大きくなるにしたがって、 $ O_{2} $ も下がる傾向となり、大きい火皿ほど標準偏差が大きくなるのは、火炎の傾き方の影響を受けているためと思われる。このことはFig.5に示す5分間の放水で消火できなかった△マークの値が必ずしも最小値になっていないことからも明らかである。

今回の実験条件では、燃焼中及びミスト放水中の $ O_{2} $ とも、人体に影響を与えるような値にはならなかった。また、室内が12m×12m×15m（高さ）で、複数のガラリや天井部分に開口部があるような閉空間では小規模閉空間のような酸素欠乏による燃焼の停止 $ ^{5)} $ は無いと言える。

Fig.6に示すCO₂濃度及びFig.7に示すCO濃度はいずれも火皿面積が大きくなるほど大きくなる傾向にあり、Table4に示す標準偏差及び95%信頼区間からも明らかなようにバラツキも大きくなっている。CO₂濃度はTable4に示す平均値で0.745%、最大でも1.4%であり、「数時間の吸入で病状に変化無し」といわれる2.5%以下であるので、測定値から判断すると人体への影響は無いと言えよう。

一方、全実験におけるCO濃度の最大値はFig.4-(a)に示す1200ppmであるが、5分間の放水で消火できなかったFig.4-(b)の△マークの最大値は800ppmであった。前者の値は「1時間で危険」と言われる1500ppm以下であり、後者の値は「1時間で呼吸促進、脈拍数増大、動悸、めまい等」と言われる1000ppm以下である。800ppmが計測されたFig.4-(b)の各種ガス濃度の経過時間に対する変化を見ても、長時間に渡って発生している値ではない。同図では時々大きな値が計測されているが、これはO₂濃

Fig. 10 Discharge time and room pressure change (Machine oil)

度のところで説明したように、火炎がガスサンプリング吸引口方向に傾いた時の現象と考えられる。CO濃度の各ピーク値の部分では $ O_{2} $ 濃度も減少しており、ミストによる不完全燃焼ガスが吸引されていることが判る。従って、放水区域から離れていれば人体に大きな影響はないと考えられる。

以上の結果から、今回の実験条件における中規模空間ではウォーターミストの放出によって、周辺区域が危険なガス濃度にはならないと言えよう。

## 2 ）ミスト放出に伴う室内の圧力変化

Fig.9はFig.1のS1及びS2の2カ所の位置で測定した第3実験での火皿面積に対する室内の圧力変化の値を示す。圧力変化値のバラツキの範囲は火皿面積に関係なく殆ど同じであると見なせよう。また、放水量による違いについても明確な差は見られなかった。

一方、Fig.10に示す放水時間に対する室内圧力変化値では、放水時間が短い、即ち短時間で消火した場合の圧力変化値は大きくなる場合があり、バラツキも大きくなる傾向を示した。これは短時間で消火される場合は火炎がミストに十分覆われているために、短時間に発生するミストの蒸発量も大きくなるために圧力変化値は大きくなると考えられる。

また、Fig.10に示すS1とS2の位置における圧力変化値で消火できた場合を比較してみると、時間に対するプロットはほぼ同じ傾向にあるが、S2の位置の方がいずれも小さな値となっている。これは、差圧計の測定レンジ1000mmH₂O(9800Pa)に対して、1％以下と非常に小さい測定値であるための誤差によるものと考えられる。従って、発生した圧力は均一に周辺に伝わるものと考えられる。

Fig.11 Extinguishing time to area of oil pan 【Nozzle spacing : 1.6m】

(Oil pan size : □33cm 、 □50cm 、 ∅87cm)
爆風による被害のうち、「歪みのある大きい窓ガラスが時として破壊」すると言われている値は200Pa $ ^{8)} $ である。この値を考慮すると、計測された圧力変化の最大値は45Pa以下であり、今回行った実験規模相当の空間では建物への影響はほとんどないと言える。

### 4. 検討

### 4.1 燃料の違いによる消火への影響

Table2を見ると、n-ヘプタンを用いた実験では殆ど消火できなかったが、同条件下の機械油については殆どの実験で消火できた。これは、Table1に示すようにn-ヘプタンの引火点が-4℃であるのに対し、機械油の引火点が248℃と高く、引火点の差によるものと言えよう。

機械油は引火点が高いので、ミストにより油そのものの冷却効果が期待できるが、n-ヘプタンについては、引火点が-4℃と氷点下であるため、水としてのミストによる油への冷却は期待できない。従って、引火点が高くなるほど消し易くなるものと言えよう。

また、機械油はCOSMO製とESSO製の2種類を用いたが、ほぼ同等の製品であるため燃焼性状や実験結果に相違は見られなかった。

### 4.2 火皿の大きさの違いによる消火への影響

Fig.11は第3実験で実施した機械油について、ノズルの種類及び放水圧力等をパラメータにした火皿面積に対する消火時間を示す。消火時間5分におけるプロットはその時間までに消火できなかったことを示す。消火時間がほぼ1分以内であった20L型を見ると、火皿が小さくなるほど消火に時間を要している傾向がある。

この理由は正方形状に設置した4個の放水ノズルの中心部に火皿を設置したので、火皿の中心点に近くなるほど、重複範囲の散水密度が低くなるためと推察される。

このため、φ87cm火皿のように大きい火皿の場合では、火皿の周辺では中心部より散水密度が大きいと考えられるので、火皿の周辺部分の油から冷却され中心部に冷却効果が浸透して消火に至ったものと思われる。従って、33cm角のような小さな火皿の場合では、散水密度が小さいために油が冷却されるまで時間を要したために消火が遅れたものと思われる。散水密度が小さいと言うことは、空間のミスト濃度も小さいと考えられるので、ミストが火炎の熱で蒸発する際の気化熱による冷却効果にも影響を与えているものと思われる。

また、20L型ノズルでも放水圧力10MPaに比べて放水量が少なくなり、散水密度分布面積も小さくなると想定される4MPa、あるいは20L型ノズルに比べて放水量の少ない12L型ノズルで消火時間が遅くなっていることは、上述の推論を裏付けていると言えよう。

これらの推定を裏付けるためには同一条件における散水密度分布の測定、並びにミストの移動速度を測定する

Fig.12 Amount of discharge until fire extinguishing 【Nozzle spacing : 1.6m】

(Oil pan size : □33cm 、 □50cm 、 ∅ 87cm)

必要がある。

### 4.3 消火に要した総放水量

Fig.12はFig.11と同じ条件での火皿面積に対する消火に要した総放水量を示す。総放水量の150(L)ライン上のプロットは消火できなかった場合で、消火に要した総水量を示しているのではない。消火時間がほぼ1分以内であった20L型を見ると、火皿が小さくなるほど消火に要する総放水量は大きくなる傾向がある。消火に要する時間が長くなれば、放水量も多くなり、傾向としては4.2節と同じ結果となっている。

これらの結果から判断して、単位時間当たりの放水量の多いノズルを使用した方が消火時間も早くなるので、総放水量も少なくなり、結果的には水損防止にもなると言える。

### 5 \. 結論

中規模閉空間において、製造ラインの油ダメからの出火を想定した火炎に対して、等間隔に設置した4個のノズルから同時放水して、火炎を覆うようにしてウォーターミストを放出した場合の消火効果を調べた。また、ウォーターミストの放水に伴う室内のO₂等のガス濃度及び圧力変化についても調べた。その結果、以下のことが判った。

1）機械油に対しては放水量を増やすと消火時間は短くなり、消火に要する総放水量も少なることから水損防止にも効果があることが判った。

2）機械油を1分以内に消火できる条件は放水圧力10MPaの時、20L型ノズルでの取付間隔は1.6mで、12L型ノズルでの取付間隔は1.2mであった。
3）n-ヘプタンのような引火点の低い液体可燃物では12L型ノズルの取付間隔が1.2mでも消火できなかった。n-ヘプタンに対しては放水量が少なかったためと思われる。

4）引火点の高い油の方が消火し易いことが判った。

5）今回実施した容積の閉空間では、ウォーターミストの放出中であっても、O₂、CO₂、CO濃度は人体に影響を与えるような値にはならなかった。

6）火炎を覆ったウォーターミストの蒸発に伴う室内の圧力上昇は45Pa以下と小さく、建物への大きな影響は無かった。

## 謝辞

本研究はニッタン(株)との共同研究で実施されたものであることを記して、謝辞に代える。

## 引用文献

1）竹元昭夫：閉空間におけるウォーターミストの消火性能について、消研輯報、第55号、p.7-18（2002）

2）消防研究所：ウォーターミストの消火機構と有効な適用方法に関する研究報告書分冊2、消防研究所研究資料第60号（平成15年3月）

3) Gerard G, Rich Hansen: The Capabilities and Limitations of Total Flooding, Water Mist Fire Suppression Systems in Machinery Space Applications, Fire Technology, Vol.36 No.1, p8-21(2000)

4) Masahiro Morita: Oil Fire Extinguishment by Water Mist, The Symposium for the NDIFD 50th Anniversary, p.57 (1998)

5）竹元昭夫、金田節夫、入江健一、白山宣弘：小規模閉空間におけるn-ヘプタン火炎に対するウォーターミストの消火効果、消防研究所報告、第95号。p.19-29（2003）

6）危險物保安技術協会：Safety & Tomorrow、No.79、p.28-33(SEP.2001)

7）東京消防庁消防科学研究所監修：火と煙と有毒ガス、東京法令出版、p.120,122,135（昭和61年9月）

8）平野敏右：ガス爆発予防技術、海文堂、p.130(1983)
# Effect of fire extinguishing by limited part discharge of water mist to oil flame

(Abstract)

Akio TAKEMOTO and Setsuo KANEDA

(Accepted August 27,2004)

The fire extinguishing effect of water mist which covered flame by discharging simultaneously from 4 nozzles installed in the regular intervals was examined on the assumption of outbreak of fire from oil sump of manufacturing line in the medium-scale enclosed space such as industrial factories.

Gas concentration such as $ O_{2} $ and the indoor pressure changes that were generated by the discharge of the water mist were examined.

Results are summarized as follows:

1) The fire extinguishing time for the machine oil fire shortened when the amount of the discharge increased. The decrease of the total amount of the discharge for the fire extinguishing was effective to the prevention of water loss.

2) The conditions for the fire extinguishing of the machine oil fire within one minute were the mounting intervals of 1.2m by 12L type nozzles in the discharge pressure 10MPa, and the mounting intervals of 1.6m by 20 L type nozzles in the discharge pressure 10MPa.

3) Even if 12L type nozzles installed at intervals of 1.2m were used, the fire of liquid fuel with a low flash point like n-heptane could not be extinguished. The amount of the discharge was not enough for extinguishing n-heptane fire.

4) It was easy that the oil fires with high flash point were extinguished by water mist.

5) In the enclosed space in the experimental condition of this paper, $ O_{2} $ , $ CO_{2} $ , CO concentrations did not reach the value that affected human body, even if the discharge of water mist was conducted.

6) The indoor pressure increased because of the evaporation of water mist that covered flame. The pressure rise was 45Pa or less, and there was not large damage to the building.
技術報告

# 三重県多度町RDF発電所爆発火災事故調査・消火活動支援報告

鶴田 俊、尾川 義雄

(平成16年7月7日受理)

### 1. はじめに

平成15年8月19日の三重県多度町RDF発電所爆発火災では、消防職員2名殉職、作業員1名負傷の被害が発生した。その後も、類似施設でRDFの発熱や発火が報告された。このような性状不明のRDFに対応するため事故後も調査や試験研究に時間を費やし、三重県多度町RDF発電所爆発火災事故時に記録したビデオ画像等の整理、解析が十分にできなかった。RDF貯蔵槽は、その内部を直接的に見ることが困難であり、当時の状況分析も限られた情報に依存していた。また、社会的な関心も高く、研究者や企業等の火災性状への疑問等も多く寄せられている。RDFの性状について現在でも十分にわかったわけではないが、一般廃棄物処理という継続性の求められる公共性の高い事業であるためにRDFの使用は現在も継続されている。もし万が一、再びRDFが、爆発火災を起こす場合に備え、三重県多度町RDF発電所爆発火災の初期段階で撮影された赤外線ビデオ画像と写真をもとに爆発火災後の状況を報告する。

### 2. 使用機材

撮影に使用した赤外線カメラは、火災時の濃い煙による吸収、散乱の影響の少ない8μ～10μの赤外線領域を利用したものである。また、本カメラは屋外使用を想定した機材であり、粉塵や雨滴の中でもある程度の使用が可能である。赤外線カメラを図1に示す。使用した赤外線カメラは、NEC三栄製TH7102MXである。このカメラは、30コマ毎秒の撮影速度で作動する。そのため、車両や航空機等に積載した場合でも、撮影可能となっている。赤外線カメラは、専用の保管袋にバッテリ、充電器、ビデオケーブル、取扱説明書と共に収容されている。必要に応じ、画像記録用のデジタルビデオカメラを併用した。赤外線カメラは、熱源の赤外線輝度を測定し、熱源の温度を計算し、擬似カラーで表示する。本カメラは、焦点調整と温度表示範囲を自動調整する機能が装備されている。測定位置にカメラを設置し、被測定物に向け、自動調整ボタンを押すと熱画像が表示される。温度表示範囲は、撮影された熱画像の最高部と最低部で規格化される。厳密には、熱源の放射発散係数を与える必要がある。特に気体からの赤外線輝度を温度換算する場合には、放射発散係数を正しく与えることが困難である。そのため、表示された画像を検討するときには注意が必要となる。また、金属表面等の赤外線に対して鏡面となる部分を撮影する場合には、外部熱源の映り込みを考慮する必要がある。また、カメラ画像には内臓時計の時刻が表示されているが、数分程度の誤差が含まれている。これは長期に時刻比較作業が実施できなかったためである。

画像撮影に用いたカメラは、市販のレンズ付フィルムを使用した。通常の調査の場合には、気密構造の水中カメラを使用するが、今回は急な調査であったため軽量で着火源となりにくいレンズ付フィルムを使用した。

図1 赤外線カメラ
撮影されたデジタルビデオテープは、デジタルビデオインターフェースを装備したコンピューターで画像を取り込んで解析に用いた。撮影したネガフィルムは、スキャナーでコンピューターに画像を取り込んで解析に用いた。レンズ付フィルムを用いて、炎天下から夕方までの様々な明るさの下で撮影したため、画像濃度が著しく変動していた。そのため、適切な画像濃度となるように画像処理ソフトウェアで処理した。

### 3. 三重県多度町RDF発電所の概要 $ ^{1} $

家庭から排出される一般廃棄物から燃料を製造し、発電を行う目的でRDF発電所が建設され、試運転中であった。

RDF発電所の全体配置図を図2に示す。全体配置図は、発電所の計画基準方位に合わせて描かれており、右上が真北である。発電所構内の方向表示では、便宜に図の右を北とする表示が行われている。ここでは、真北を基準とする方位を使用する。発電所は、全体配置図の北北東側に設置されている。全体配置図の左側に道路があり、この道路から延びる取り付け道路を通って発電所に至る。取り付け道路の途中には、桑名広域清掃事業組合のRDF化施設が配置されている。全体配置図の北北西側に管理棟がああり、RDF化施設とRDF発電所の事務所が置かれていた。

爆発火災の起きたRDF貯蔵槽は、管理棟の東南東側にある。各地で製造されたRDFは、RDF貯蔵槽の北北西側にある受け入れ設備と隣接する桑名広域清掃事業組合のRDF化施設からのベルトコンペアーにより円筒形の貯蔵槽に投入される。投入されたRDFは、順次RDF貯蔵槽の北北東側にあるボイラーで燃焼させる計画であった。ボイラーの平均燃焼能力は、200t/日であった。RDF貯蔵槽の直径は、15.4m、高さは地面から30.4m、であった。有効容量は、4000m³であった。貯蔵槽は、地面から2.4mのコンクリート製基礎の上に設置されていた。貯蔵槽は、金属製であった。外面は、アルミニウム合金製の外装が取り付けられていた。

爆発により貯蔵槽頂上部のコーンが吹き飛んだ。吹き飛んだコーンは、管理棟の上を飛行し、RDF貯蔵槽の西北西側におよそ200m離れた丘の上部に着地している。吹き飛んだコーン部の高さは5.7mであった。吹き飛んだ後、貯蔵槽上面は地面から高さ24.7mとなった。貯蔵槽の金属部分の高さは、22.3mであった。

RDF発電所は、発電タービンの復水器の冷却をRDF貯蔵槽の東南東側にある空冷式熱交換器で行っている。そのため、大型の火力や原子力発電所で用いられる河川水や海水を用いた水冷式熱交換器が不要となっている。しかしながら、大型の火力や原子力発電所で容易に得られる大容量の水利を欠くこととなった。RDF発電所の

図２ RDF発電所の全体配置図
南東方向には小河川があるが、十分な水利を得ることはできなかった。水源は、水道水と敷地北東側に位置する調整池であった。

## 4 ．RDF貯蔵槽爆発火災の初期段階

8月19日午後三重県多度町RDF発電所で爆発事故が発生し、消防職員2名死亡との連絡を火災原因調査担当の消防研究所職員は受け、消防庁に急行した。調査準備を行い東京駅より名古屋経由で桑名市へ向かった。途中の車内で情報を検討し、対応方針の打ち合わせを行った。桑名市消防本部へ向かい情報提供を受けた。

8月20日朝、三重県多度町RDF発電所管理棟2階情報啓発室で状況説明を受けた。貯蔵槽を外部より見たところ火災が継続しており、接近作業が困難であることと煙により視界が悪化することを考慮し、消火活動の安全管理を徹底する目的で赤外線放射温度計を消防研究所から搬送した。午後赤外線放射温度計の到着後、貯蔵槽の状況を調べた。目視で陽炎が明確にわかる部分の温度がおよそ200℃であることがわかった。

8月21日、赤外線放射温度計の取扱方法を桑名市消防本部職員に説明し、実地訓練を行った。15：40ころから貯蔵槽の周囲を念入りに点検した。15：50ころ貯蔵槽上部から薄い白煙が出ていることに気づいた。16：30ころ貯蔵槽に戻り点検すると白煙が濃くなっているのがわかった。17：00ころ貯蔵槽からの白煙は、黒煙に変わり、内部で急速な燃焼現象が開始したことがわかった。桑名市消防本部は、広域応援を要請し、関係機関と共に施設からの職員避難と警戒区域の設定を行った。19：30ころには、貯蔵槽から立ち上る黒煙が、炎に赤く照らし出された。

8月22日管理棟が、警戒区域に含まれ、立ち入りができなくなった。そのため、取り付け道路の途中にテントを設営し、対策本部が置かれた。三重県の要請により緊急援助隊が派遣されることになった。放水計画が検討され、18：30ころから18：44まで放水が行われた。

8月23日三重県防災へリで6：33に離陸し、貯蔵槽を上空より双眼鏡、赤外線放射温度計、可視デジタルカメラで観測し、6：53に着陸した。なぎの時刻のため、風は弱く、貯蔵槽側壁に沿って白煙が上昇し、中央部で下降しているのが見えた。赤外線放射温度計の計測によると貯蔵槽内部が、100℃以上になっていることがわかった。

### 5. RDF貯蔵槽爆発火災の初期段階の画像

RDF貯蔵槽爆発火災の初期段階の画像記録から赤外線カメラ画像が桑名市消防本部職員により定期的に記録された時期のものを選んで検討した。

図3にRDF貯蔵槽の詳細図面を示す。RDF貯蔵槽は、基部に三箇所の開口がある。東側エスケープエリア出入口、西側エスケープエリア出入口、スイープ駆動装置である。エスケープエリアは、RDF貯蔵槽の基部外周部に設けられた円周状の空洞であり、スイープ装置と

図 3 RDF貯蔵槽詳細図面
呼ばれる可倒式の連接腕をRDF貯蔵槽内部で駆動する機構が収納されている。可倒式の連接腕が、移動するためにエスケープエリアはRDF貯蔵槽内部とスリットでつながっている。8月19日の爆発が起きる前の8月14日には、RDF発電所の作業員がエスケープエリア内での作業中に爆発により被災している。

R D F 貯蔵槽の周囲で地上から撮影を行う場合、周囲の構造物や仮設構造物のない方向から撮影を行った。その方向は、図に示したE,S,SW,Wである。

図4に南西方向から撮影したRDF貯蔵槽の全景をしめす。頂上部のコーンが吹き飛ばされ、支持構造材が外部に飛び出している。上部の側面パネルが一部はがれているのが見える。螺旋階段には、消火作業用ホースが垂れ下がっている。写真の左下に見えるのが西側エスケープエリア出入口である。この段階では、西側エスケープエリア出入口から煙が出ている。西側エスケープエリア出入口の上の側面パネルは黒く変色している。西側エスケープエリア出入口の右下には、内部のRDF搬送装置が見える。西側エスケープエリア出入口右側の壁は、表面の銀色の塗装が脱落し、下地塗料の赤褐色になっている。下地塗料も部分的に変色し黒くなっている。写真の右側にも同様の変色領域が見える。

図5に東方向から撮影した画像を示す。右側が可視光による画像であり、左側が赤外線による画像である。画面の中央は、東側エスケープ出入口である。この上部は、黒く変色している。左上へ延びる階段の途中に側面パネルを取り外した部分が見える。東側エスケープ出入口右側には、広い範囲で銀色の塗料が脱落している。側面パネルを取り外した部分の下のエスケープエリア側面にも銀色の塗料の脱落部分が見える。東側エスケープ出入口の中は、可視光による画像では、黒くなっている。赤外線による画像を見ると上部が60℃程度に達している。下部は、比較的低温である。東側エスケープ出入口右側の銀色の塗料脱落部分は、エスケープエリア内に設置したノズルからの放水により25℃程度まで冷却されている。

図４ 南西方向から撮影したRDF貯蔵槽の全景

8月21日東方向より撮影

図 5 東方向画像
図6に南方向から撮影した画像を示す。画像の左端が西側エスケープエリア出入口である。この上部は、東側と同様に黒く変色している。この方向からも銀色の塗料脱落部が見える。画像中央付近は、エスケープエリア内に設置したノズルからの放水により広い範囲で30℃程度まで冷却されている。西側エスケープエリア出入口付近は52℃程度の高温になっている。

図7に西方向から撮影した画像を示す。画像の中央に駆動装置が見える。駆動装置の右上は西側エスケープエリア出入口である。駆動装置の扉と西側エスケープエリア出入口から煙が出ているのが右側の可視光による画像でわかる。左側の赤外線による画像は、駆動装置内の高温部が見通せる位置に移動し撮影している。駆動装置には、60℃程度の高温部がある。西側エスケープエリア出入口左上は、ノズルからの放水により35℃程度に冷却されている。しかし、画像左側の銀色の塗料脱落部は高温となっていることがわかる。

図8に図7よりわずかに北側から撮影した画像を示す。表示温度範囲は、本カメラの自動調節機能の働きで再調整されている。画像左側に高温部が見える。貯蔵槽の底部は、内部に放水した水による冷却効果により40℃程度に冷却されている。外部に流下する水によりコンクリートの基礎は30℃程度になっている。赤外線による画像では、西側エスケープエリア出入口内部を見ることができる。上部が60℃程度になっている。

### 6. 貯蔵槽の水による冷却効果

図9に東方向から見た貯蔵槽の冷却状況を示す。左側の画像は15時、右側の画像は17時に撮影した赤外線による画像である。17時の画像では、ノズルの位置を変更したことにより冷却範囲が移動している。放水の範囲外となった右側では、温度上昇が見える。

図10に南方向から見た貯蔵槽の冷却状況を示す。左側の画像は15時、右側の画像は17時に撮影した赤外線によ

8月21日南方向より撮影図6 南方向画像

8月21日西側より撮影

図 7 西方向画像(1)
8月21日西側より撮影

図 8 西方向画像(2)

15時

17時

8月21日東方向から撮影

図 9 東方向の冷却状況

15時

17時

8月21日南方向より撮影

図10 南方向の冷却状況
る画像である。画面中央部の30℃程度の領域が17時になると拡大している。

### 7. 貯蔵槽再発火の様子

8月21日夕方の貯蔵槽再発火前後の写真を図11に示す。左側が東方向から撮影した赤外線による画像である。太陽による加熱の影響の比較的小さい東側から撮影している。青い背景に緑色で白煙が捉えられている。残念ながら白煙は、半透明で放射率が不明である。そのため、直接温度を知ることはできない。右側は南方向から撮影した可視光による画像である。白煙の散乱光が最もよく見える方向の南側から撮影した。白煙を見やすくするために画像を強調処理してある。

図12に19：08頃の赤外線による貯蔵槽の西南西方向からの画像を示す。貯蔵槽の下部から中央部が50℃程度に達している。特に高温となっているのは、北側の一部であることがわかる。構造物を通し、貯蔵槽基部に高温の部分が見える。

東方向

白煙を画像処理により強調

南方向

図11 貯蔵槽再発火前後の状況

図12 南西方向の赤外線画像

### 8. 上空から見た貯蔵槽の様子

図13に8月22日6：34頃の上空から見た赤外線による貯蔵槽の画像を示す。太陽が昇った直後であり、東側から照らされた壁面の温度は、高く表示されている。南方向の画像では、貯蔵槽周辺の東側の壁面が赤く表示され

図13 上空からの赤外線画像
8月22日南西方向より撮影 図14 南西方向の画像

ている。貯蔵槽の内部は、太陽に照らされていないが、RDFが50℃程度の高温となっている。目視で見ると立ち上る水蒸気が凝縮し湯気となり内部を確認できなかった。太陽に照らされながら西方向から見ると貯蔵槽の下部が高温となっていることがわかる。北側から見ると基部に高温部分が見える。これは、北側の銀色の塗料損傷部分と思われる。

### 9. 地上から見た貯蔵槽の様子

図14に南西方向の地上から見た貯蔵槽の赤外線による画像と可視光による画像を示す。可視光の画像では、貯蔵槽から白煙が上がる様子がはっきりみえる。赤外線による8月22日7：00頃の画像では、貯蔵槽の基部に高温部が見える。上部の側面パネルが損傷した部分の温度が高くなっている。前日高温となっていた部分も40℃程度となっている。

### 10. 上空から見た貯蔵槽内部の温度分布

図15に8月23日6：37頃の上空から見た赤外線による貯蔵槽の画像を示す。太陽による影響の少ない南西方向から見ると貯蔵槽下部が高温になっており内部のRDFが高温になっているのがわかる。北西方向から見ると基部に前日と同様に高温部が見える。赤外線カメラの表示温度スケールを変更し、貯蔵槽内部の温度分布を見てみると南西方向から見た画像で二つの高温点が見える。

図15 上空からの赤外線画像
図16 放水作業の様子

### 11. 貯蔵槽上部からの放水と冷却効果

図16に8月23日11：25頃の放水作業の様子を示す。二台の大型高所放水車で貯蔵槽の北西側から150m³の放水を行った $ ^{2)} $ 。

図17に放水作業を行った後の8月23日12：18頃に上空から撮影した赤外線による画像を示す。画像の中央が貯蔵槽である。貯蔵槽の側面も内部も冷却されているのがわかる。貯蔵槽を北西方向から見た画像では、貯蔵槽内部の放水した北西方向に温度の高い部分が見える。放水しにくい部分が十分に冷却できないことがわかる。

北東方向

北西方向

放水作業後の様子

図17 放水作業後の赤外線画像

### 12. あとがき

RDF貯蔵槽火災の状況把握のために、研究所から赤外線カメラを火災現場に搬送し、観察を行った。様々な角度から撮影された画像を見ると、搬出ベルトコンペアー設置方向となる貯蔵槽北側基部に高温部が継続的に見られた。高温部分を赤外線カメラによって探索し、冷却を効率的に進められることがわかった。貯蔵槽内部の温度分布を上空からの画像で見ることができた。RDF貯蔵槽火災が起きた場合、表面に点状の高温部が存在することが分かった。

## 謝辞

今回用いた赤外線カメラ画像の撮影および資料収集にあたっては、桑名市消防本部および消防庁消防課にご協力をいただいた。ここに謝意を表します。

## 引用文献

1）三重県ごみ固形燃料発電所事故調査専門委員会：“ごみ固形燃料発電所事故調査中間報告書”、平成15年9月16日

2）総務省消防庁：“ごみ固形化燃料等関係施設の安全対策調査検討報告書”、平成15年12月