Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
# Design Spectra for Liquid Sloshing of Oil Storage Tanks in the Ishikari Bay Area

(Abstract)

Shinsaku Zama

(Accepted January 29, 2007)

Since the Ishikari Bay Area was designated as a petrochemical complex and other special disaster prevention area on October 2006, we investigated the potential for large sloshing of liquid in storage tanks excited by long-period strong ground motions. In order to predict velocity response spectra in this area for future large earthquakes, the empirical prediction method proposed by Zama (2000) was applied to strong motion records observed in and around this area by Japan Meteorological Agency, National Research Institute for Earth Science and Disaster Prevention, Port and Airport Research Institute, and Incorporated Administrative Agency in Hokkaido. The envelope predicted spectra at observatories shows that spectral level is more than 200 cm/s less than about 6 sec in period, which corresponds to “Region 1-8” in the regulation of Fire Service Law of Japan.
技術報告

# 生ごみ処理施設の爆発火災事故について

古積 博、岩田 雄策、吉野 薰

(平成19年2月13日受理)

### 1. はじめに

平成15年11月、神奈川県大和市にある大規模ショッピングセンターの生ごみ処理室で爆発火災が発生し、消火活動中の消防職員等11人が生ごみ処理室で起きた爆発により負傷した $ ^{1} $ 。

近年、生ごみの減量化、再資源化のために同様な生ごみ処理機が稼働し、時々各地で事故を起こしている $ ^{2} $ 。本火災について、大和市消防本部消防長から消防庁長官に火災原因調査の要請があり、これを受けて消防研究所が火災原因調査を実施し、また、発災物質の熱的性状を明らかにするために、熱重量-示差熱分析（TG-DTA）及び処理機の模型を作って燃焼実験を実施したので紹介する。

### 2. 火災及び生ごみ処理機の概要

### 2.1 火災の概要

(1) 出火日時等

· 出火日時：平成15年11月5日（水）2時00分頃

·覚知日時：___ 4時51分

·爆発日時：___ " ___ 5時09分

· 镇火日時： ___ 6 時08分

(2) 出火場所等 (図1)

·所在地：神奈川県大和市下鶴間

・名 称：I 大和ショッピングセンター

・構造：鉄骨鉄筋コンクリート造、地下1階地上5階建て、建築面積27,502㎡、延べ面積88,624㎡

· 用途：店铺

(3) 被害状况

·物的被害：1階生ごみ処理室の業務用生ごみ処理機1基焼損、壁体276㎡、外周フェンス20m、及び消防車両3台各破損

·人的被害：消防隊員9人、警察官、警備員各1人、計11人負傷

## (4) 発見・通報・初期消火状況

4時49分に自動火災報知設備が発報し、その直後、ショッピングセンター警備員Aが生ごみ処理室の扉を開けたところ、室内に濃煙が満ちているのを発見した。消防本部へは同51分に防災センターから119番通報が行われた。初期消火等は実施されていない。

## (5) 消防隊の初期活動状況

4時51分、119番通報を受信した大和市消防本部は同52分中高層建物火災出動を指令、消防車両等計18台84人が出動した。先着消防隊が警備員の誘導でホースを延長、救助隊とともに生ごみ処理室に進入し消火活動を実施していたところ、5時09分ころ同室内で爆発が発生した。

### 2.2 生ごみ処理機の概要

焼損した生ごみ処理機は、S(株)が製造し、M電工(株)がOEM商品として販売したもので、好気性微生物による発酵・分解作用を利用して生ごみを肥料原料や土壤改良材に変える装置である（図2～5）。

平成13年11月のショッピングセンター開店とほぼ同時期に稼働を開始し、その後、発酵槽内部に乾燥槽を増設するとともに、攪拌装置作動中でもごみの投入操作が行えるよう運転プログラムの変更が行われている。

装置は、発酵槽、微生物脱臭槽、及び自動投入装置で構成されている。

図１ 爆発火災の現場の様子
処理される生ごみは、まず発酵槽手前中央部に設置された自動投入装置により発酵槽上部の投入ホッパから槽内に投入される。投入された生ごみは、攪拌装置で攪拌されるとともに底部に張り巡らされたエアノズルから出る高温空気で加熱されながら発酵・分解が進み、その後、発酵槽内右側部分にある乾燥槽に移されて乾燥処理され、最後に右側面の排出口から肥料原料として排出される。また、発酵槽の低層部にはエアレーション（送風）が槽内にまんべんなく行き渡るように杉チップと呼ばれる小木片が敷かれている（風量：313m³/分、150℃に設定）。

装置の運転にあっては、生ごみ投入時と生成物排出時にそれぞれの操作ボタンを手動操作すること以外は基本的に自動運転であり、運転管理は発酵槽本体正面右側にある制御盤により行っている。安全装置としては、自動停止装置、過昇温防止装置（設定温度：200℃）、及び過負荷防止装置が取り付けられている。

### 3. 消防研究所による調査の概要

消防研究所では、出火直後から現地に出動、調査に当たった。

### 3.1 出火前の生ごみ処理機の状況

出火した建物構造は、鉄骨鉄筋コンクリート構造 / 地下1階 地上5階建ての構造であった。生ごみ処理機は1階の間口15.8m、奥行き8.6m、高さ5.6mの部屋に設置されていた。生ごみ処理機の大きさは、幅8m、奥行き2.7m、高さ2.1mであった（図2）。生ごみ処理槽において底部のパイプから熱風を出して、生ごみの水分を蒸発させて生ごみの減量化を図っていた。生ごみ処理槽内に生ごみの他に底部に杉チップが深さ約3cmにわたって敷き詰められていた。

生ごみの一部が投入ホッパと蓋の間に挟まる等の理由で安全装置が作動したことにより、自動投入装置が停止し、攪拌装置が待機状態となり、エアレーション（熱風供給）装置が継続の状態となっていた。その後、復旧操作が行われなかったため、攪拌が停止したまま、長時間にわたって熱風が生ごみに吹き付けられた状態を維持していた。出火前の生ごみ処理機の状況から、火災・爆発の原因として熱風によって生ごみが乾燥し加熱が継続したことが考えられた。

図２ 生ごみ処理機の構成

## (1) 生ごみ処理室の損壊状況

南面の外壁は、吹き飛ばされてフェンスをなぎ倒し、破片の一部は道路を越えて市役所駐車場にまで飛び散っていた。内壁は、東面と北面はほぼ全面にわたって下端が基礎から脱落し、上から約3分の1のラインが外に向かって「く」の字に折れるように破損していた。西面は外側に向かって破損しながらも基礎の上に残っており、北寄りの部分は内側に向かって破損していた。また、壁等にすすはほとんど付着していなかった。

## (2) 生ごみ処理機の焼損状況

発酵槽の焼き状況を外部と内部で比較すると、外観は

図3 生ごみの処理過程

図４ 生ごみ処理機の主な構造

図 5 攪拌装置の構造
ポリエステル樹脂製の点検窓が折れ曲がるように変形している程度であるのに対し、内部は乾燥槽部分を除き、側板、天板、及び処理物に焼きが認められており、内部から出火したことは明らかであった。

槽内の処理物等の焼き状況は、上層から下層へ発掘して行くに従い炭化した部分が多くなり、低層部は乾燥槽側を除きほとんどの範囲が炭化していた。また、攪拌装置のスクリュー周囲の処理物には、上層部まで垂直方向の炭化が認められた。

これらの状況から、火災は発酵槽低層部から出火し、底層部の杉チップ層を水平方向に燃え広がるとともに、スクリーの周囲等、密度が比較的疎な部分では処理物層を上層部まで燃え伸びていったものと考えられた。

## (3) 生ごみ処理機の運転状況

自動投入装置と攪拌装置の位置、関係者の供述等から、出火前には、4つある運転モードのうち、特に乾燥を促進させるための「モード4」で常時運転されていたこと、及び爆発前日の18時頃、自動投入装置の安全装置が作動し、攪拌装置は原点で待機、エアレーション装置は継続の状態となり、その状態が以後継続していたことがわかった。

## (4) 出火原因について

出火原因は、攪拌装置が停止する一方で、高温空気の吹き込みは続いたことにより、発酵槽低層部の温度が上昇し、エアノズル先端付近にある杉チップや処理物の熱分解が急激に進行し、ついには発火、出火した可能性が高いと考えられた。

## (5) 爆発原因について

現場における爆発の被害状況、検証実験でのガス分析の結果等から、発酵槽内の杉チップと処理物が、槽内低層部から発生した火災の進行に伴い不完全燃焼を起こしながら一酸化炭素、メタン、水素等の可燃性ガスを発生させ、これらの混合気が空気の循環を断たれた生ごみ処理室内に蓄積、爆発混合気を形成していったところに、新鮮空気の流入等により、発酵槽内の処理物表面付近に留まっていた火災が槽外まで拡大、または逸走したことにより着火、爆発したものと考えられた。

## 4 ．出火原因の確認のための実験

TG-DTA（示差熱分析－熱重量分析）によって生ごみ試料及び生ごみ試料に油を添加した試料の分解開始温度等の発熱挙動を調べた。また、燃焼実験において、およそ90kgの生ごみ試料を用いて火災の可能性を検証した。また、燃焼実験において燃焼に伴い発生するガスの定性・定量分析を行った。

### 4.1 TG-DTA実験

#### 4.1.1 試料

TG-DTA実験の試料として、生ごみ処理槽内で使用されていたものと同じものを天日によって長時間（最長：1週間）乾燥させて使用した。乾燥させた試料に大豆油と菜種油等量混合した食用油を添加し、均一になるようよく混合して、下記の油含有量の試料も作成した。DTA実験に使用した試料は次のとおりである。試料1：乾燥重量比10.9%（生ごみ処理物のみ、食用油無添加）、試料2：乾燥重量比14.1%（事故機処理物相当品）、試料3：乾燥重量比20.0%、試料4：乾燥重量比30.5%、試料5：乾燥重量比40.0%、及び食用油100%（大豆油：菜種油＝50%：50%）。なお、試料1は燃焼実験で食用油を添加する前の試料と同じものである。試料2は生ごみ処理槽内の生ごみと同量の油分を含有している。

#### 4.1.2 测定装置

理学電機（株）製Thermo Plus TG-DTA 8120を使用した。

#### 4.1.3 测定条件

TG-DTAの測定条件は次のとおりである。試料量：17mg、昇温速度：2K/min、測定雰囲気：空気/150ml/min、試料容器：アルミ開放容器

### 4.2 燃烧実験

事故機である生ごみ処理槽の一部を想定した燃焼実験装置を試作した。燃焼実験装置に試料を投入し、低層部から高温空気を送り込み、試料内部の温度を測定した。処理物の熱分解過程で発生する分解生成物を調べるために、ガスクロマトグラフを用いてガスの定性・定量分析を実施した。また、検知管によるガス分析も行った。実験は3回実施した。

#### 4.2.1 试料

燃焼実験の試料として生ごみ処理槽内で使用されていたものと同じものを使用した。また、天日で最長約1週間乾燥させて食用油を添加したものも使用した。燃焼実験に使用した試料は次のとおりである。（燃焼）試料1：事故機に使用していたものと同じものをそのまま燃焼実験に使用した。（燃焼）試料1の含水率は32.8%、含油率は10.9%であった。（燃焼）試料2及び3：（燃焼）試料1を天日によって乾燥させた後、食用油を添加した。含油率は14.1%である。（燃焼）試料2及び3は事故機内の生ごみ処理物と同量の油分を含有している。試料2及び3の違いは、天日による乾燥時間等によるもので基本的には同じ試料である。食用油は未使用の大豆油及び菜種油を1：1で混合したものを使用した。食用油は処理物200ぎに対し、食用油3kgを添加した。

#### 4.2.2 実験装置

生ごみ処理槽に対し、水平投影面積比50:1のステンレス製の実験装置を製作した（図6）。側板の一面は試料の状況を目視できるように耐熱ガラス製とした。高温空気として、ヒータで150℃に外気を昇温し、4本のエアノズルで低層部から吹き込んだ。燃焼装置に導入した高温空
気の流量は給気ダクト部で14mol/l（=320l/min）とした。

生ごみ処理槽内に杉チップが敷かれていたので、状況を再現するために実験装置の底板から8cmの高さまで杉チップを21 $ ℓ $ を投入した。試料を杉チップの上から、80cmの高さまで投入した。投入量は約187 $ ℓ $ である。

#### 4.2.3 熱電対、ガス分析及び流速計

試料内部の温度について試料及び装置各部の温度を測定するために熱電対を設置した（装置内24点、側壁外面及び排気ダクト内1点）。ガス分析にガスクロマトグラフ（FID、TCD）及びガス検知管を用いた。一酸化炭素、メタン、エタン及び二酸化炭素の検出にFIDを用い、水素の検出にTCDを用いた。一酸化炭素及び二酸化炭素は、カラムによって分離されたものをメタナイザーで還元した後、検出した。ガス検知管としてアセトアルデヒド、酢酸、水素及び硫化水素用のものを使用した。ガスのサンプリングは、排気ダクト縦管部に設けたガス採取口からガラスシリンジまたは北川式真空法ガス採取器で吸引した。空気流量を測定するために給気ダクト部及び排気ダクト部に流量計を設置した。

### 5. 結果及び考察

### 5.1 TG-DTA実験

生ごみ処理物中に含まれる食用油の含有率と、酸化による発熱開始温度の関係をDTAの重ね書きとして図7に示す。大豆油及び菜種油は、天ぷら用及びサラダ用に大量に使われており、火災現場の生ごみ中にこれらの油成分があったと仮定して実験を行った。

各試料のDTA曲線において、100℃付近までに主に脱水及び揮発成分の揮発による吸熱ピークがあった。その後、酸化と分解ガスの燃焼による発熱ピークが観測された。各試料の酸化開始温度を、DTAのベースラインから発熱方向へずれ始めの点として読み取った結果（ベースラインから0.2μV程度ずれる温度）を、表1に示す。参考のため食用油のみの場合も加えた。食用油の含有率が増えるに従って、酸化による発熱開始温度が低温側にシフトしてくることを示している。一方、燃焼実験に用いたも

図 6 燃焼試験装置

のと同じ試料1（油含有量10.9%）と試料2（油含有量14.1%）の温度差は3～5℃と小さい。食用油の含有率を40％まで上げると約40℃低温側へシフトした。生ごみ処理物に食用油が混合されることによって、蓄熱発火の原因となる酸化による発熱開始温度が、低温側にシフトすることが分かった。シフトの原因は、食用油には、リノール酸、オレイン酸等の脂肪酸が多く存在し、これらの脂肪酸は60～80℃程度で分解を始めることが知られている $ ^{3} $ 。そのため、これらの量が増加することで発熱開始温度が低下したものと考えられる。

### 5.2 燃烧実験

燃焼実験は3回実施した。各回の試料の条件及び主な結果を表2に示す。（燃焼）試料1を用いた第1回実験では、顕著な発熱、発火の可能性は見出せず、開始からほぼ27日後実験を終了した。水分の蒸発による約35%の重量減少が見られた。第2回実験では減少率は0.7%程度であったことから、第2回実験の試料は十分乾燥していたことが分かる。熱電対の温度履歴から、試料内部の燃焼

図7 種々の含油率の生ごみのDTA曲線

表 1 生ごみ含油率の発熱開始温度への影響

油含有量(%)	発熱開始温度(℃)
1	10.9	156.3
2	14.1	152.1
3	20.0	142.2
4	30.5	132.3
5	40.1	114.6
食用油	100	96.4

表 2 燃焼実験の結果概要

実験番号	乾燥処理	含油率(%)	発煙時間(時間：分)
1	無し	10.9	発煙せず
2	自然乾燥	14.1	4:50
3	自然乾燥	14.1	11:00
に伴う急激な温度上昇が、ノズル付近で起こると考えられる。燃焼実験後の試料の観察から、ノズル先端付近の焼けが強く、その付近から出火したことが認められた。燃焼までの時間は試料の水分量に影響され、水分が多いと燃焼までの時間は長くなると考えられる。試料2の水分量は3のものより、天による乾燥時間等から水分量が少なかったと考えられる。燃焼まで至るか否かの結果について、含油率が大きい要因であった。

各化学種（水素、一酸化炭素、二酸化炭素、メタン、エタン）のガス濃度を時間ごとに足し併せてガス量（mol）の経時変化を積算した。図8に積算ガス量の経時変化を示す。縦軸はガス量を積算してモルで示した。横軸は経過時間（分）である。エタンについては時間に対する比例関係は明確ではないが、その他の化学種について積算したガス量は時間に対して比例関係で上昇した。積算ガス量から見ると二酸化炭素、一酸化炭素、メタン、エタ

図8 各種ガス発生量の経時変化（積算値）

図9 可燃性ガス発生の確認

ン、水素の順でグラム換算した発生量が多いことが分かる。発生した化学種のガス量（モル）を炭素で換算すると、燃焼で減少した試料中の炭素重量は4.2kgと推定された。

ガス分析の結果から一酸化炭素を含む煙がくん焼状態で発生したと考えられる。LPガスの小炎を発生したガス（白煙）にかざすと、火炎が噴出ガス全体に拡大することで、その可燃性を確認した（図9）。発生するガス量を基に計算すると、実際生ごみ処理槽装置を設置してあった部屋において、数十分で混合ガスの可燃範囲に入ることが分かる。くん焼状態から有炎燃焼に移行し、くん焼状態で発生したガス（白煙）に着火して爆発することが考えられる。検知管による測定でアセトアルデヒド及び酢酸が全ての実験で、硫化水素は実験番号3において検出された。

### 6. まとめ

本火災では、発酵槽低層部は、攪拌装置の停止による熱の拡散がなくなると同時に、高温空気による加熱が継続される状態になった。放熱よりも蓄熱が上回ることにより温度が上昇し、その結果、低層部、とくにエアノズル先端付近にある杉チップや処理物の熱分解が急激に進行し、更には有炎燃焼に移行し、充満したガスに着火して爆発したと考えられる。また、食用油の存在が、発熱温度を低下させ、より低い温度で発熱・発火に至ったと考えられる。

## 参考文献

1）吉野薫、大型物販店舗の生ごみ処理室で発生した爆発火災について、危険物技術保安協会講演資料、2005.3

2）五十嵐慶太、生ごみ処理機の火災実験について、第52回全国消防技術者会議資料pp.21-24、平成16年10月

3）駒宮功額、セイフティ・ダイジェスト, vol.50, pp.30-38 (2004)

## 謝 辞

本研究を行うに当たって、大和市消防本部には多くのご援助頂きました。感謝いたします。
# Explosion of a Processing Facility of Garbage

(Abstract)

Hiroshi Koseki, Yusaku Iwata, and Kaoru Yoshino

(Accepted February 13, 2007)

In order to investigate the cause of explosion of a processing facility of garbage, experimental research was done. Results are shown.

1) Smoldering of garbage due to high temperature air inlet produced large amounts of combustible gas, which made explosion.

2) High concentration of vegetable oil in the garbage made the ignition point of garbage lower.

3) Several hours after the start in burning tests, CO and $ H_{2} $ and other combustible gases were emitted, and might cause the explosion.
技術報告

# 压力追従式断熱型熱量計を用いた混合危険性の評価方法に関する研究

岩田 雄策、林 佑燮、古積 博

(平成19年2月16日受理)

### 1. はじめに

化学物質は、それ自身で危険な化学反応を起こすものもあれば、他の化学物質と混合することによって反応を起こすものもある。混合危険性の評価は化学物質の危険性評価の上で重要な指標の一つであるが、従来の評価方法においては、圧力、圧力上昇速度および発熱速度を測定していないものがあるなど、定量的な評価を行うにあたって検討すべき点がある。混合危険性評価法を複雑にしているのは、混合法および試料の状態等が測定値に影響を与える要因となることが挙げられる。近年、熱量計を用いて発熱速度を測定する定量的な危険性評価に関する研究が行われている $ ^{1} $ 。既報で反応熱量計C80を用いたメンプレン式混合方法においては、発熱量および試料からの発熱速度を測定することで危険性を適正に評価できた $ ^{2} $ 。一方、圧力による危険性評価については、試料台を用いたC80による転倒式混合法によって危険性を比較できた。しかし、この試験法では発熱速度と圧力を同時に評価できなかった。本報告では、発熱速度と圧力を同時に評価する方法を検討した。熱量計として断熱型圧力追従式熱量計APTACを使用し、混合危険性を適正に評価する方法を検討した。カルシウムおよび同化合物と水の反応について、検討した危険性評価方法を用いて反応性状を調べた。

### 2. 実験

### 2.1 試料

カルシウム（Ca）、粉末状酸化カルシウム（CaO）、粉末状炭化カルシウム（CaC₂）を試料とした。添加する水は蒸留水を用いた。試料量と水量（試料量/水量）は次のとおりである。Ca（0.2-3.1g）/水（4.2-23.3g）、CaO（10.2-10.3g）/水（29.5g）、CaC₂（0.5-2.1g）/水（3.7-30.2g）。水は試料に対して、反応のために、当量以上の十分な量を加えた。炭化カルシウムの純度は約83%で、不純物として10%の酸化カルシウムが含まれている。カルシウム、酸化カルシウムおよび炭化カルシウムは和光純薬工業製の試薬を使用した。

### 2.2 実験方法

APTACの装置の詳細を図1に示す $ ^{3)} $ 。0.05K/min以上の発熱を検知した場合、断熱制御に入るように設定した。チタン製の試料容器（130cm $ ^{3} $ ）を使用し、熱電対にテフロン製チューブを被覆せずに測定を行った。水添加用の容器の容量は30mlで、水添加前にボンベ中の窒素により加圧され、試料容器よりも高い圧力に保持されている。装置の性能上、水は数回に分けて試料容器に導入される。試料容器に導入される水量は、試料から発生するガスの発生速度により変化する。導入された水量は、実験後に水添加用の容器に残った水を秤量して求めた。

図１ APTAC 装置の概要図

### 3. 結果および考察

### 3.1 測定条件の検討

カルシウムと炭化カルシウムについて測定例を図2および図3に示す。右縦軸は試料温度（℃）である。カルシウムの場合、温度・圧力とも最大値および最大上昇速度を求めるのに十分な測定データが得られた。一方、炭化カルシウムの場合、温度が最大値を示した後、低下している。これは、APTACのヒーターの加熱速度が温度上昇速度に追従しなかったことを示している。APTACの最大加熱速度は400℃/minである。炭化カルシウム（1.4g）と水（5.1g）
図２ Caと水の反応における測定例

図 3 CaC₂と水の反応における測定例

の発熱速度から少なくとも600℃/min以上の加熱能力が必要であると推定される。さらに、圧力の上昇時のデータ点が密でないため、最大値および最大上昇速度の測定誤差が大きい。このことは、圧力上昇速度が大きいため、測定が十分に追いついていない可能性がある。そこで、圧力上昇速度については測定回数を増やすことで考察を行った。炭化カルシウム（1.7g）と水（4.6g）の圧力上昇速度から少なくとも1400kPa/min以上の加圧能力が必要であった。

試料に添加した水量が十分であることを調べた。反応式における当量以上の水を添加しているが、水の添加方法等の実験条件によって水が十分行き渡っていない可能性があるためである。カルシウムについて水量と最大到達圧力と最大圧力上昇速度の関係を図4および図5に示す。水の体積による体積補正は行っていないが測定のばらつきの範囲内である。炭化カルシウムの場合、水との反応で生成したアセチレンが燃焼したと考えられる場合があったため、これらのデータは本報告のグラフから除いてある。水量の増加に対して最大到達圧力および最大圧力上昇速度はほとんど影響を受けず、測定点のばらつきの範囲でほぼ一定と見なすことができる結果が得られた。炭化カルシウムについても同様な結果が得られた。添加した水量は本実験で使用した3g程度の試料量に対して十分であることが分かった。

図４ Caの最大到達圧力に対する水量の影響

図 5 Caの最大圧力上昇速度に対する水量の影響

### 3.2 測定値の妥当性

カルシウムまたは炭化カルシウムと水との反応熱と試料量との関係を図6および図7に示す。次式によって反応熱を求めた。

$$ \mathrm{H{=}C p s\cdot\phi\cdot\Delta T} $$

$$ \phi=1+\left(\mathrm{C p w a\cdot M w a+C p b\cdot M b}\right)/\left(\mathrm{C p s\cdot M s}\right) $$

H：反応熱（J/g）、ΔT：温度上昇（K）、φ：熱補正係数（一）、Cpwa：水の比熱（J/g/K）、Cpb：試料容器の比熱（J/g/K）、Cps：試料の比熱（J/g/K）、Mwa：水の重量（g）、Mb：試料容器の重量（g）、Ms：試料の重量（g）温度上昇（ΔT）は水添加前の試料温度と試料容器の壁温度の最大値の差とした。水添加前の試料温度と添加する水の温度が等しいと見なした。温度上昇と熱補正係数（φ値）と試料の比熱を掛けることで反応熱が計算される。式（1）における比熱について、試料と反応生成物の比熱が等しいと仮定して反応熱を求めている。

APTACで測定される試料温度は試料容器内の一部分の温度上昇である。試料温度測定用熱電対は試料と水が存在する部分の温度上昇、つまり局所的な温度上昇を捉えている。本実験では水添加と同時に急激な温度上昇が見られたため、反応熱を求めるにあたり、試料容器の壁温度の最大値を用いた。試料容器の壁温度を用いた反応熱
の計算において、水添加による発熱によって、試料、水および試料容器が加熱され、試料容器内の温度が一様となったと仮定されている。試料量が少ないと反応熱が大きく計算された。この理由として試料量が少ない場合（= $ \phi $ 値が大きいとき）に、 $ \phi $ 値と測定誤差を含む温度上昇を掛けるため、温度上昇に含まれる測定誤差が拡大され、反応熱が大きく計算されると考えられる。図6からカルシウムについて1.0g以上、図7から炭化カルシウムについて0.8g以上の試料量で、反応熱は試料量に対して依存せずほぼ一定になることが分かった。

カルシウム、酸化カルシウムおよび炭化カルシウムの反応熱の測定値および他の熱量計の測定値を表1に示す。カルシウムについて、1.0g以上、炭化カルシウムについて0.8g以上のデータの平均値である。アセチレンが燃焼した場合の測定値は除かれている。酸化カルシウムについては水との反応熱が小さいため10g以上の試料量が必要であった。試料と水との反応熱の関係において、反応熱量計C80等の熱量計から求めた値とほぼ等しい反応熱が測定された。

試料量と最大到達圧力の関係を図8に示す。カルシウムおよび炭化カルシウムとも試料量の増加に比例して圧力の最大値が増加した。なお、酸化カルシウムの場合、

図6 Caの反応熱と試料重量の関係

図 7 CaC₂の反応熱と試料重量の関係

水との反応で気体は発生しないため、圧力上昇は見られない。カルシウムおよび炭化カルシウムについて、試料量と水添加後の発生ガス量（Δn, mol）の関係を、図9および図10に示す。発生ガス量は最大到達圧力を基に気体の状態方程式を用いて計算した。炭化カルシウムの場合、純度が83wt.%であることを考慮して横軸を試料中の炭化カルシウム量とした。カルシウムおよび炭化カルシウムとも、試料量の増加に比例して発生ガス量が増加した。カルシウムおよび炭化カルシウムからの発生ガス量それぞれが、試料と水との化学反応式から求められる水素およびアセチレンのモル数から考えて妥当な値となったことから、全ての実験で試料が水と完全に反応したことが分かった。

表 1 反応熱の測定値

APTAC反応熱測定値	C80反応熱測定値(a)	文献値(b)
(kJ/mol)	(kJ/g)	(kJ/mol)	(kJ/mol)
Ca	294	7.34	290
CaC2	105	1.63	107
CaO	43.7	0.781	48.6	48.0 (DSC)

(a): 文献2

(b): 文献 $ ^{[1]} $

図8 試料量と最大到達圧力との関係

図9 試料量と発生ガス量の関係
カルシウムと炭化カルシウムについて試料量と圧力上昇速度の最大値（PRM）の関係を図11および図12に示す。カルシウムについては試料量の増加に比例してPRMが増加した。炭化カルシウムの場合も試料量の増加に伴いPRMも増加する傾向が得られた。カルシウムの試料量が1gのデータ群は、水量の影響を検討したデータであり、測定のばらつきによるものである。カルシウムと炭化カルシウムについて試料量と温度上昇速度の最大値（HRM）の関係を図13および図14に示す。試料量とPRMとの関係

図10 試料中のCaC₂量と発生ガス量の関係

図11 Caの最大圧力上昇速度と試料重量の関係

図12 CaC₂の最大圧力上昇速度と試料重量の関係

と同様、HRMは試料量に比例して増加した。本実験の試料量の範囲内では、試料量に比例してPRMおよびHRMが増加した。ただし、炭化カルシウムのPRMおよびHRMは最大値付近のデータ数が不足しているため、真の最大値よりも測定値が小さい可能性がある。

カルシウムおよび炭化カルシウムのPRMとHRMとの関係を図15および図16に示す。カルシウムの場合、HRMに比例してPRMが増加していることを示している。温度と圧力を同時に測定して危険性評価が行えた。一方、炭化カルシウムで圧力上昇速度が大きいのに対してデータ取得の時間間隔が短いため、ばらつきが大きいデータが得られたが、HRMに比例してPRMが増加している傾向があることが分かった。

炭化カルシウムの場合、水との反応で生成したアセチレンが燃焼したと考えられる場合について表2にまとめた。一例として炭化カルシウム2.05g、水5.35gで最大圧力上昇速度9666kPa/minとなり、試料温度は600℃を超えた。アセチレンの発火点は305℃であることから、着火源が無くとも発火の可能性が十分ある $ ^{4)} $ 。実験後に観察すると水が無くなり、黒色の灰分が残ったことからも燃焼反応が起こったと考えられる。試料量が1.0gを超えると燃焼する場合があることが分かった。

図13 Caの最大温度上昇速度と試料重量の関係

図14 CaC₂の最大温度上昇速度と試料重量の関係
図15 Caの最大圧力上昇速度と最大温度上昇速度との関係

図16 CaC₂の最大圧力上昇速度と最大温度上昇速度との関係

表 2 CaC_{2}について燃焼した場合の測定

試料量(g)	水(g)	ΔTmax(K)	HRmax(kJ/min)	PRmax(kPa/min)
1	1.31	3.65	619	2124	2880
2	2.05	5.35	734	1560	9666
3	1.20	5.00	720	9437	17391
4	1.04	2.58	487	4538	2501
5	0.809	7.15	99.3	278	1046

### 4. まとめ

断熱型圧力追従式熱量計による混合危険性評価方法の特性を検討するために、カルシウム化合物等と水との反応を調べた。その結果、以下のことが分かった。

(1) 試料量に比例して最大圧力および圧力上昇速度の最大値が上昇した。最大到達圧力から求めた生成ガス量が反応式から計算される生成ガス量と等しくなった。

(2) 試料量に比例して温度上昇速度の最大値が増大した。水とカルシウム化合物等の反応熱について、反応熱量計C80等の熱量計による測定値とほぼ等しい反応熱が得られた。

(3) 温度と圧力を同時に測定して危険性評価が行えた。特にカルシウムでばらつきが少ないデータが得られ、発熱速度の最大値と圧力上昇速度の最大値の間に相関が得られた。

## 参考文献

1) M. Katou, Y. Wada, M. Arai, M. Tamura: Proceedings of Asia Pacific Symposium on Safety (APSS2001), vol.2, pp.163-166 (2001)

2）岩田雄策、桃田道彦、古積 博：第38回安全工学研究発表会講演予稿集、pp.165-166（2005）

3) Chippet, S., Ralbovsky, P., Granville, R., “The APTAC - a high pressure, low inertia, adiabatic calorimeter”, Proceedings of the International Symposium on Runaway Reaction, Pressure Relief Design and Effluent Handling, pp.81-108 (1998)

4）疋田強、秋田一雄：改訂燃焼概論、コロナ社（1982）
# Risk evaluation of mixture hazards using auto pressure tracking adiabatic calorimeter

(Abstract)

Yusaku Iwata, (Woo-sub) Lim and Hiroshi Koseki

(Accepted February 16, 2007)

The reaction of the calcium compound and water was examined in order to investigate the characteristics of the mixture hazards evaluation method with an auto pressure tracking adiabatic calorimeter (APTAC). The conclusions were made as follows:

(1) The maximum pressure and the maximum pressure rate increased in proportion to the amount of the sample. The amount of the gas production obtained on the basis of the maximum pressure was equal to the value calculated on the basis of the reaction equation. The heat rate increased in proportion to the amount of the sample.

(2) The risk evaluation could be conducted on the basis of the simultaneous measurement data of the temperature and the pressure with the APTAC. The dispersion for the measurement values was small when metal calcium was chosen as sample especially. The correlation was obtained between the maximum heat rate and the maximum pressure rate.
研究紹介

# 大容量泡放水砲により放射された泡の指向性評価

内藤 浩由 $ ^{*1} $ 、佐澤 潔 $ ^{*2} $

(平成18年9月15日受理)

大容量泡放水砲についての定義、泡の放射方式、並びに大容量泡放射に関連する実験とその結果から、大容量泡放水砲に必要とされる放射特性と使用すべき泡消火薬剤について、小規模泡放射実験と合わせ検討した。

その結果アスピレートノズルとFPの組み合わせによる泡放射は、小型ノズルとの相違が少なく最も指向性が高いことが分かった。

また実大規模によるAFFF放射は、小型ノズルと異なり、分散性が高い傾向が見られ、外的要因の影響を受けやすい事が分かった。

AR-AFFFは、泡性状のみ捉えると小型ノズルとほぼ同様の傾向が見られるが、外的要因の影響を受けて分散性が高くなる事が分かった。すなわちノズルと泡消火薬剤との整合性が重要である事が今回の実験で確認された。

### 1. はじめに

平成15年9月に発生した十勝沖地震により、北海道苫小牧市内で浮き屋根式ナフサ貯蔵タンクの全面火災が発生し、懸命な消火活動にも係わらず、約44時間後に鎮火した。国内の屋外貯蔵タンクには、石油コンビナート等災害防止法や消防法に基づき、3点セットや固定泡消火設備の設置が義務づけられているが、これらの設備はタンク周囲のリム火災（リング火災）の消火を想定しているため、タンク全面火災に対しては能力不足となり対応が困難であった。このタンク全面火災を契機に、泡放水砲の議論がより活発に行われ、消防法及び石油コンビナート等災害防止法の一部を改正する法律が公布されたことから、タンク全面火災の消火に対応できるシステムとして、大容量泡放水砲の導入が本格的に検討され、政省令の公布に向けた準備が進められた。本紹介では、大容量泡放水砲についての定義や、泡の放射方式、並びに、一昨年度から実施した大容量泡放射に関連する実験とその結果から、タンク全面火災に有効な大容量泡放水砲に必要とされる要件について紹介する。

### 2. 大容量泡放水砲

### 2.1 大容量泡放水砲の定義

大容量泡放水砲は、消防庁により「浮き屋根式タンク火災に対し、必要量の泡水溶液を放射できるノズルを有したトレーラーあるいは消防車等」 $ ^{1)} $ と定義されている。すなわち、大容量泡放水砲とは、海外で一般に言われている「Big Monitor：放射量が大きいモニターノズル」のことを指す。石油タンク火災を大容量泡放水砲で消火する試みは、アメリカのWilliams社（Williams Fire & Hazard Control Inc.）と、イギリスのAngus社（Kidde Fire Fighting/Angus Fire）によってなされた。

### 2.2 大容量泡放水砲に求められる性能

大容量泡放水砲に求められる性能については、消防庁の「石油コンビナート等防災体制検討会検討結果報告」の中で、「屋外タンク火災の燃焼油面に、消火に有効な泡放射を行うことが可能なもの。大容量泡放水砲から油面までの放射損失等を考え、少なくとも1基の放射能力が10,000[ℓ/min]以上で120分以上供給できる能力を有するもの」と定義され、表1に示すようにタンク直径に応じた泡の供給率及び必要放水量が提示されている。一方、「大容量泡放射システム等の性能等に係わる調査検討委員会」が設置・開催され、委員会報告書で新たにタンク径に応じた必要放水量と放水砲1基当たりの最低放水量と
して記載されている $ ^{1)} $ 。

### 2.3 泡放射ノズルの発泡機構

大容量泡放水砲を含めた泡放射ノズルの発泡方式にはアスピレート方式、ノンアスピレート方式、セミアスピレート方式の3方式がある。以下に大容量泡放水砲のノズルで検討されているアスピレート方式、ノンアスピレート方式の発泡機構について解説する。なお、セミアスピレート方式は、一つのノズルで両方式を切り替えるようにしたものである。

#### 2.3.1 アスピレート方式

図1に示すアスピレート方式は、加圧された泡消火薬剤の水溶液がノズルに流入したとき、空気吸引口で空気を吸引し、ノズル本体のプレイパイプでかく拌、整泡され保水性の高い泡となって放射される。特徴としては、設計時に空気吸引量が決まるので、泡性状を予測しやすく、また使用する泡消火薬剤の種類を選ばない。Angus社の大容量泡放水砲はアスピレート方式で、最大のものは40000[ℓ/min]の大容量泡放水砲がある $ ^{2} $ 。

#### 2.3.2 ノンアスピレート方式

図2示すノンアスピレート方式は、ノズル本体に空気を吸引する機構を持たないノズルで、消防隊が使うスプレーノズルを大型にしたものである。ノズルより放出された泡水溶液は、空気中で水溶液同士が衝突した際に、外部の空気を水流に取り込んで発泡する。特徴としてノズル出口近傍では、発泡倍率が低いが、飛翔中に二次発泡して倍率が高い泡になるなど、空中の泡散布状況や空気抵抗によって、泡性状、放射状況が変わるので、その予測ができない。また、国内では消火の実績が無いため「ノズルと泡消火薬剤の組み合わせ」に注意が必要である。Williams社の大容量泡放水砲はノンアスピレート方式で、最大のものは、放射量が53000[l/min]の大容量泡放水砲がある $ ^{3)} $ 。

### 3. 泡放射実験の概要

### 3.1 昭和四日市石油製油所における泡放射実験

泡放射における基礎データの収集を目的として、四日市市消防本部が所有する、Williams社製Hydro-Foam Nozzle Ranger HFR1.5の泡放射実験を平成16年5月25日、昭和四日市石油、四日市製油所にて実施した $ ^{4-5)} $ （写真1）。放水砲はノンアスピレート方式の発泡機構を採用しており、泡放射時に放出量5700[l/min]（0.7[MPa]）で約84[m]の射程を得ることが出来る。泡消火薬剤は合成界面

表1 タンクの直径に応じて投入する泡の供給率及び必要放水量

タンクの直径
[m]	面積
[m²]	供給率
[l/min·m²]	計算値(面積_供給率)
[l/min]	必要放水量
[l/min]
34	908	6.5	5902	10000
45	1590	10335
50	1963	8.0	15704	20000
60	2826	22608
70	3847	9.0	34623	40000
80	5024	45216	50000
90	6359	10	63590	60000
100	7850	78500	80000
110	9499	94990

図1 アスピレートノズルの発泡機構

図2 ノンアスピレートノズルの発泡機構
活性剤泡、水成膜泡、粘性付与水成膜泡の3種類を使用し、泡性状が泡放射に及ぼす影響を検討した。分散分布密度などの測定結果から定性的に以下のような結論を得た。

・泡の射程は水放射に対し80%~90%程度の射程となる。

・界面活性剤泡は高倍率で、分散性の高い泡消火薬剤と考えるべきである。

・水成膜泡は、分散性が高く、放射角度、風向・風速などの外的要因に影響されやすい。

・粘性付与水成膜泡は、水成膜泡に比べ分散性が低く、外的要因の影響を受けにくい。

・泡の分散分布領域は、外的要因の影響を受けるため、一般的に言われているような楕円形状にならない。

・放水砲の問題点として、泡消火薬剤を放水砲で吸引するピックアップ方式を採用しているため、ノズル内部での混合領域が少なく、放射された泡性状に安定性や再現性を欠くと考えられ、本ノズルを使用する場合は、放射性能だけでなく、放射される泡の消火性能を確認する必要がある。

### 3.2 苫東備蓄基地における大容量泡放射実験

平成16年11月30日～12月2日の3日間、苫小牧東部国

写真 1 Williams社製放水砲

写真 2 Kidde社製大容量泡放水砲

家備蓄基地に於いて、(独)石油天然ガス・金属鉱物資源機構の主催で、大容量泡放水砲による泡放射実験を実施した。使用した大容量泡放水砲は出光興産(株)北海道製油所が所有する、Kidde Fire Fighting社製のIron Manで、ノンアスピレート方式の発泡機構により30300[ℓ/min]にて約150[m]の射程を得ることができると言われている。実験では直径82[m]の仮設タンクへ向け、国産の水成膜泡及び、フッ素たん白泡を放射することにより、放射性能、泡性状の確認をすると共に、資機材の運搬・展開時間を測定し、タンク全面火災の消火活動計画の知見を得ることを目的とした（写真2）。実験の結果から主に以下のような結論が得られた。

・資機材の積込～搬送～展開までの所要時間は事前訓練を行うことにより2時間46分であった。

・ノンアスピレートノズルと水成膜泡の組み合わせによる放射では、発泡倍率が高倍率の結果となったことから、放射された泡は、風向・風速などの外的要因の影響を受けやすく、得られた泡性状から消火性能を考慮した場合、耐火、耐熱性に劣ると考えられ、泡消火薬剤をノンアスピレートノズルで使用する場合は、放射される泡の消火性能を確認する必要がある。

・ノンアスピレートノズルとフッ素たん白泡の組み合わせによる放射では、還元時間が1分以下と保水性の無い泡となったことから、消火性能を考慮した場合、耐火、耐熱性に劣ると考えられ、泡消火薬剤をノンアスピレートノズルで使用する場合は、放射される泡の消火性能を確認する必要がある。

### 3.3 志布志備蓄基地における大容量泡放射実験

平成17年2月7日～9日の3日間、志布志国家石油備蓄基地おいて、消防庁及び石油天然ガス・金属鉱物資源機構の共同主催にて、大容量泡放水砲による泡放射実験を実施した（写真3）。苫東備蓄基地における実験の結果・実績を考慮し、深田工業(株社製のアスピレートノズルとフッ素たん白泡、ノンアスピレートノズルと粘性付与水成膜泡の組み合わせによる放射性能、泡性状の確認及び、実際の浮き屋根タンク（直径83.3[m]、高さ24[m]）に対する泡放射の有効性確認を実施した。実験には大容量泡放水砲のアスピレートノズル、ノンアスピレートノズルの2種類のノズル、及び2種類の泡消火薬剤が実験機材として採用された。放射性能はアスピレートノズルおよびノンアスピレートノズルともに16000[l/min]@0.7[MPa]～20000[l/min]@0.9[MPa]である。本システムの特徴は、アスピレートノズルとフッ素たん白泡、ノンアスピレートノズルと粘性付与水成膜泡といった具合に、それぞれの発泡方式に合わせた泡消火薬剤を組み合わせることで、風や火炎などの外的要因に影響されにくい、指向性（纏まり）のある泡を放出することができる。実験の結果から得られた主要な結論は以下の通りである。
・苫東備蓄での実験と比較し、ノンアスピレートノズルでは粘性を付与した水成膜泡を使用することにより、

＜ノンアスピレートタイプ＞

放射の纏まりと適正な泡性状を得ることができた。

写真 3 深田工業(株)製大容量泡放水砲

実験前半の消火訓練場における泡放射実験では、風向・風速を考慮せず放水砲を配置したため、射程・射高などの放射性能に関する測定値の有効性に問題がある。またこの結果から、風向・風速などの外的要因による影響を考慮した放水砲配置の必要性が確認できた。

・アスピレートノズルによりフッ素たん白泡を放射すると指向性（纏まり）のある放射性能と、適正な泡性状が得られた。

・高所における大容量放射では、高低差などによる圧力損失が発生するため、ノズル元圧で規定圧力を得るには、ポンプ吐出性能、ホース耐圧力などに相応の性能が必要となる。またノズル元圧が規定値以下で放射した場合、放射量と共に放射性能も相対的に低下する。従って高所放射における放射性能の優位性については、システム全体として再検討が必要と思われる。

写真 4 浮き屋根タンク内への泡放射

表 2 実大規模泡放水砲による泡放射結果

実験場所	泡消火剤	泡放水砲	泡性状	泡落下領域
放射方式	放射量[ $ \ell $ /min]	発泡倍率	25%還元時間	幅[m]	長さ[m]
四日市	AFFF	NASP	6080	10.3	1分以下	4	20
AR-AFFF	NASP	5990	4.5	1分以下	3	25
FP	NASP	5700	6.3	1分以下	3	25
苦東	AFFF	NASP	24600	19.15	2分17秒	19.1	18.2
FP	NASP	25700	5.53	1分以下	19.8	18.7
志布志	FP	ASP	20000	9.84	3分33秒	20.3	20.2
AR-AFFF	NASP	19000	7.45	9分42秒	45	37
FP	NASP	19000	6.00	1分以上	6.4	21.4

注1：NASP：ノンアスピレート型ノズル

注2：ASP：アスピレート型ノズル
・写真4に示すように、今回使用した深田工業(株)製のノンアスピレートノズルとフッ素たん白泡の組み合わせにより、実際の浮き屋根タンク内への泡放射が可能であることが確認された。これは、ノンアスピレートノズルより長射程のアスピレートノズルを使用する事により、放射性能と泡性状の両面で有効なタンク内泡放射が期待できる。

### 3.4 各泡放射実験の泡性状

3.1節～3.3節に示した大容量泡放水砲の実験における発泡倍率と25%還元時間を表2示す。

測定は、NFPA11-AnnexC.に準拠して、泡収集容器として、深さ20cmのポットを使用した。これは、ISO規格と同様のものである。泡消火薬剤の混入比率は3％、放射角度は40°～45°のデータを引用した。また、表2の中のASPはアスピレート方式、NASPは、ノンアスピレート方式の大容量泡放水砲であることを示している。

### 4. 大容量泡放射に必要な放射特性

大容量泡放水砲を使用してタンク全面火災に対処する場合、泡放射により効果的に消火を行うには図3に示すように、タンク面積に比べ泡の分散分布領域が小さい状態、すなわち泡の分散分布密度が高い状態（指向性）で

図３ 大容量泡放射の指向性

図４ 大容量泡放射の分散性

タンク内へ泡を投入することが必要と考えられる $ ^{6)} $ 。纏まった泡束は、火炎及び上昇気流を通過し、有効に油面へ泡が到達すると考えられる。油面上に泡の橋頭堡を築くことが出来れば、それを拠点とし油面上に泡が展開、火炎の抑制そして消火に至ると考えられる。しかしながら、図4に示すように、タンク面積に比べ泡の分散分布領域が大きい状態、すなわち泡の分散分布密度が低い状態（分散性）でタンク内へ泡を投入すると、火炎による上昇気流により泡が飛散し、あるいは熱により破壊されて、有効に油面へ到達するのは難しくなると予想される。分散性のある泡放射によってタンク全面火災を消火するには、タンク全面に泡を降らすような、大量の泡放水砲が用意できる状況が必要である。このように泡放射の指向性、分散性といった泡放射特性は重要な要素であり、実大規模による大容量泡放水砲を用いた泡放射実験結果の指向・分散性を評価することは、火災時の消火に対する有効性を評価するためにも重要である。そこで、一昨年度から行っている、泡消火実験 $ ^{7-8)} $ で使用した、アスピレート方式の小型ノズルによる泡放射の特性に着目し、実大規模の大容量泡放水砲による泡放射の指向・分散性を評価する。

### 4.1 小型ノズルの泡放射特性と指向・分散性

前報 $ ^{7} $ に示した、小規模プール燃焼における泡消火実験から、アスピレート方式の小型ノズルによる泡放射特性に着目した。高さ1[m]に設置した小型ノズルの放射量を2.5、5、10、15[l/min]と変化させた場合の泡落下領域（フットプリント）の測定結果を表3に示す。今回、落下領域の算出にあたり楕円形状と仮定し評価し、またあわせて、発泡倍率、25%還元時間の泡性状の測定値も示している。泡消火薬剤は、FP、AR-AFFF、AFFFの3種類の3％水溶液を使用し、発泡倍率と25%還元時間の測定はNFPA11-Annex C.に準拠した。

更に、小型ノズルの泡供給率を2.5 $$ $ \ell / \min \cdot m^{2} $ $$ として、火皿面積が1、2、4、6 $$ $ m^{2} $ $$ と変化した場合に、火皿面積に対する泡落下領域が占める割合を図5に示した。

面積率を比較するとFP
泡落下領域に対する泡供給率と発泡倍率の関係を示す。泡供給率は泡落下領域を楕円と仮定し、単位面積、単位時間あたりの泡の量で算出したものである。これらパラメータは実大規模と小型ノズルの泡放射データを同一条件で比較する事が出来る。実際に泡の放射には、放射角度・風向風速・発泡機構などが寄与し、低発泡倍率の泡放射でも指向性が低い場合もあるが、今回の四日市、志布志、苫小牧の試験では、それら傾向は見られなかった。従って、図6では、泡供給率と発泡倍率の関係から、一般的に右下領域へ行くほど指向性が高く、左上領域へ行くほど分散性が高いと考えられる。

しかしながら、平成18年3月28日に消防庁告示第2号で公布された「大容量泡放水砲用泡消火薬剤の基準」では、発泡倍率6倍以上10倍未満(水成膜泡にあっては5倍以上)とされていることから、図中の斜線部は実際の使用に適さない条件の領域として設定した。

この傾向から実大規模による泡放射結果を泡消火薬剤毎に評価すると以下のような特徴が挙げられる。

·FPは、実大規模放水砲による発泡倍率は全て小型ノズルと同じ5～10倍の範囲内にある。また志布志実験におけるアスピレート放射は分散性も小型ノズルに近いことから、指向性が高いと評価できる。

表 3 小型ノズルによる泡放射結果

泡消火剤	ノズル仕様	泡性状	泡落下領域
放射方式	放射量[ℓ/min]	発泡倍率	25%還元時間	幅[m]	長さ[m]
FP	ASP	2.5	6.77	4分37秒	0.13	0.26
ASP	5	6.78	6分46秒	0.17	0.385
ASP	10	7.18	11分56秒	0.22	0.5
ASP	15	6.18	5分32秒	0.2	0.52
AR-AFFF	ASP	2.5	9.12	11分25秒	0.17	0.24
ASP	5	7.34	10分49秒	0.18	0.47
ASP	10	7.84	18分31秒	0.22	0.66
ASP	15	8.61	4分06秒	0.22	0.56
AFFF	ASP	2.5	8.54	3分52秒	0.16	0.34
ASP	5	7.86	4分19秒	0.215	0.52
ASP	10	8.48	6分33秒	0.3	0.65
ASP	15	7.28	3分34秒	0.22	0.68

注1：ASP：アスピレート型ノズル

図 5 火皿面積に対する泡落下領域の面積

泡落下領域に対する泡供給率 $$ \ell/\min\cdot\dot{m}^{2} $$

図6 泡落下領域に対する泡供給率と発泡倍率