Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
提供を受けた。

### 2.2 実験装置及び実験方法

対象とした高引火点液体について引火点及び発火温度を測定した。前者は、クリーブラント開放式引火点試験器（JIS－K2265（1996））、後者は、ASTM発火点試験器（ASTM E659（1978））によって。

引火点及び発火温度以外の燃焼性状、例えば、発熱速度、試料の燃焼速度、火炎高さ、周囲への放射熱量、試料温度、煙の生成量等は米国SWR I (South-west Research Institute, San Antonio, TX, USA) のコーンカロリメーター $ ^{4)} $ で燃焼実験を行って測定した (Fig.1)。測定方法は、通常のコーンカロリメーターの測定方法と同じである。ただし、コーンヒーターは使用しなかった。燃焼容器は、直径90mm、深さ17mm、肉厚1mmの鋼製容器を用いた。試料を入れた時の点火時の容器リムと試料表面の間の垂直距離は2(±0.2)mmとした。また、燃焼中は試料の供給は行わなかった。試料の温度（容器中心軸上で、初期試料表面から14(±1)mmの深さの位置）はステンレスシースのK型熱電対（素線径：0.3mm）を上部から懸垂し、燃焼中その位置を固定し測定した。点火には、小型LPガスバーナーを使用した。試料に着火後は、

Table 1 List of samples

Name	Density* (kg/m³)	Heat of Combustion* (kJ/kg)	Kinematic Viscosity* (mm²/s)	Flash point Tr (℃)***	Auto-ignition point Tr (℃)**
Rapeseed oil	914	39710	51 (40℃)	321	405
Soybean oil	926	39540	28 (40℃)	320	400
Linseed oil	937	39370	30 (40℃)	334	415
Coconut oil	914	37450	29 (40℃)	333	420
Lub oil (150 Neutral)	860	46070	32 (40℃)	222	360
Lub oil (Bright Stock)	880	46150	382 (40℃)	330	415
Gas oil	830	-	130 (40℃)	70	255
C fuel oil	970	42840	175 (50℃)	100	255
Heptane	700	45000	-	-4.0***	247

* : Prepared by manufactures

$ ^{*} $ : Measured by authors

***: Measured with a Tag closed-cup tester by authors

バーナーによる加熱を直ちに停止した。小型LPガスバーナーの発熱速度Q（kW）は、火炎高さH_{f}（m）から以下のHeskestadの式 $ ^{5)} $ を使って推定すると約0.0012 kWであった。

$$ \mathrm{H_{f}/D=3.7\cdot Q^{*2/5}-1.02} $$

$$ \mathbf{Q}^{*}=\mathbf{Q}/(\rho\mathbf{C}_{\mathrm{p}}\mathrm{T}_{\infty}\mathbf{g}^{1/2}\mathrm{D}^{5/2}) $$

ただし、Dは、バーナーの直径（0.012m）、ρは、空気の密度（1.1kg/m³）、Cpは、空気の定压比熱（1.0kJ/kgK）、T∞は、周囲空気の温度（20℃）、gは、重力加速度（9.81m/s²）である。

試料の引火点が高く、点火までに長時間を必要とする場合には、小型LPガスバーナーの火炎を大きくして着火を試みた。その発熱速度は、火炎高さから(1)式を使って推定すると約0.013 kWである。

燃焼速度は、ロードセルから得た重量減少速度から求めた。ビデオ撮影によって火炎高さを求める場合には、コーンカロリメーターのフード部が撮影の邪魔になるために、コーンカロリメーターの外の実験室で自由燃焼させて測定した。

放射計（東京精工(株)製RE-3）は、容器中心から水平距離0.41m（L/D=4.6, L；水平距離、D；容器直径）の位置に設置して測定した。また、その高さは試料容器リムよりやや高い位置とした。

各試料共、2～4回燃焼実験を行って再現性を確認した。また、測定データは、5秒間隔でコンピューターに保存した。

Fig.1 Schematic of the cone calorimeter apparatus
### 3. 結果と考察

### 3.1 引火点及び発火温度

対象とした試料の引火点 $ T_{f} $ 及び発火温度 $ T_{i} $ を測定し、両者の関係を調べた。結果は、Table 1及びFig.2に示した。Fig.2には著者らの既報のデータも加えた $ ^{6)} $ 。対象とした物質の間では、引火点及び発火温度（発火点）の間にほぼ線形関係が成り立ち、その相関係数R2は0.94であった。

######### $ T_{i}=0.762T_{f}+164.3 $ .....(2)

引火点は、当該液体の蒸気圧によって主として支配されるが、他方、発火温度は分解性に主に支配されることが知られている。この場合、一般的には類似の構造を持つ液体では分子量が大きいほど蒸気圧が低下し、引火点が高くなる。逆に、分子量が大きいほど、液体は分解しやすくなって、発火温度は低下する。例えば、直鎖アルカン $ C_{n}H_{2n+2} $ の場合、n=5（ペンタン）では、 $ T_{f}=-48^{\circ}C $ 、 $ T_{i}=284^{\circ}C $ 、n=8（オクタン）では、 $ T_{f}=12^{\circ}C $ 、 $ T_{i}=240^{\circ}C $ となっている。

今回対象とした液体では、これらの物質とは逆の関係にあることが判る。これは、高引火点液体の場合、そのまま気化するのではなく、高温で分解し、発生した蒸気が引火するためと考えられる。そのため、例えば、多くの植物油では、青みがかかった刺激臭の白煙を上げて燃焼するが $ ^{6)} $ 、これは、植物油中の主成分であるグリセロール類の脱水反応で生じるアルデヒド類が蒸発したためであ

Fig.2 Relationship between flash point and auto-ignition point for high flash point liquids. Previous data were taken from reference 6

Table 2 Summary of experimental results of the burning experiments

HRRpeak* (kW/m²)	MLR** (kg/m²·s)	Residue*** (wt %)	Temperature at the igni-tion(s)	Time to the igni-tion(s)	Flame height*** (Hr / D)	Radiative fraction	Smoke extinction coefficient (1/m)	Smoke yield ***** (m³/kg)
Rapeseed oil	500	0.0093	2.7	380	447	1.8	0.53	2.98	577
Soybean oil	250 (361)	0.0060 (0.0078)	3.5 (3.4)	375 (370)	970 (422)	2.0	0.48	3.40	650
Linseed oil	1620	0.0150	12.5	345	320	2.0	0.41	4.40	611
Coconut oil	233	0.0050	0.9	395	165	1.2	0.31	0.78	155
Lub oil (150 Neutral)	197 (276)	0.0049 (0.0061)	0.5 (0.5)	310 (195)	99 (80)	2.0	0.29	3.43	646
Lub oil (Bright Stock)	172 (284)	0.0034 (0.0045)	3.3 (3.2)	160 (125)	255 (230)	1.8	0.35	1.89	512
Gas oil	419 (535)	0.0102 (0.0117)	0.6 (0.7)	65 (65)	103 (99)	1.8	0.42	6.80	761
Fuel oil C	170 (210)	0.0036 (0.0045)	18.0 (19.2)	80 (70)	37 (35)	1.2	0.35	5.81	1467
Heptane	1620	0.0240	0.5	22	1	1.6	0.38	2.43	138

* : Heat release rate at the peak

: Averaged mass loss rate

*** : Ratio of residue divided by the initial sample in weight percent

***: Averaged value from more than ten pictures

*: $ ^{*} $ : Smoke yield ( $ m^{3} $ ) produced from the unit amount of the sample (1 kg)

() : Results using with a stronger LP gas burner (Q=0.013 kW)
ると報告されている $ ^{7} $ 。

### 3.2 コーンカロリメーター実験

全試料のコーンカロリメーターによる実験の結果の一覧をTable 2に示す。表中、かっこ内のデータは点火源を大きくした場合の結果である。高引火点の液体であるため点火には長時間を必要とした。点火後は、他の引火性液体と変わることなく燃焼が行われ、燃焼残渣はC重油（初期試料量の約19%）、アマニ油（同12.5%）以外はほとんどなかった。点火源の大きさは、燃焼残渣量には影響がなかった。

点火時の試料温度は初期沸点 $ ^{6)} $ よりも高いものと低いものがあった。大部分の植物油は前者に属する。他方、潤滑油や重油では初期沸点よりも低い値になった。試料の表面温度は、初期沸点以上となるが、液体の性状によって液中の温度分布が

Fig.3 Time history of heat release rate of soybean oil in the cone calorimeter tests

Fig.4 Time history of mass loss rate of soybean oil in the same tests shown in Fig.3

変わるものと考えられる。即ち、粘性が高い潤滑油やC重油では試料内部では強い対流が起きておらず、その結果試料内部への熱伝達が十分に行われていないものと考えられる。他方、低粘性の液体では対流が起きており、液体全体で均一に近い温度になったものと考えられる。

#### 3.2.1 発熱速度及び燃焼速度

発熱速度は、コーンカロリメーターを用いて ASTM E1354-99 に従って、酸素、二酸化炭素及び一酸化炭素の濃度を測定し、酸素消費法 $ ^{4)} $ によって求めた。Fig.3 に一例として、大豆油の発熱速度の時間変化の結果を示す。横軸は、測定開始からの時間で、バーナーによる点火は、測定開始から60秒後に始めた。実験は合計4回行った。また、同時に測定した燃焼速度、燃料温度、煙生成の時間変化の結果をFig.4、Fig.5 及びFig.6 に示した。

Fig.5 Time history of fuel temperature of soybean oil in the same tests shown in Fig.3

Fig.6 Time history of smoke production rate of soybean oil in the same tests shown in Fig.3
点火には、小型LPガスバーナーを使用したが、試料に着火するまでに長時間を要した（Runs 1, 2）。そこで、火炎を大きくして着火を試みたところ、点火までの時間は大きく減少した（Runs 3, 4）。他方、この場合には、着火時の試料の温度はやや低下した。これは、表面温度が上昇し、内部温度が上昇する以前に早めに試料に着火したためと考えられる。しかしながら、点火源が大きいほど、火炎も大きくなり、最大発熱速度、平均燃焼速度も大きくなった（Table 2）。

このように高引火点液体の場合には点火方法によって試料温度が変化し、発熱速度、燃焼速度にも影響があるが、ヘプタンのような引火点が室温以下の物質では点火源の大きさにかかわらず直ちに点火するためにこのような違いは生じなかった。今回得られた燃焼速度は、著者らによって消防研究所の実験室内で行った広い空間での自由燃焼の場合 $ ^{6)} $ に比べてやや大きな値になり、特に植物油の場合に大きな値になった。これは、コーンカロリメーター内の燃焼実験の場合には、点火までに長時間の予熱が必要であったためフード等の存在で熱の蓄積があったことが原因の一つであると考えられる。

#### 3.2.2 煙の生成

コーンカロリメーターのダクトでのヘリウム・ネオンレーザー光の減衰を用いて火炎からの煙生成量を求めることが出来る。Table 2には、ダクト中の煙濃度（煙による吸収係数、1/m）及び試料単位重量当たりの煙生成量（m³/kg）を示した。植物油、潤滑油共にヘプタンより多くの煙が生じている。試料単位重量当たりの煙生成量は大豆油が最大であった。ヤシ油は他の植物油に比べて煙濃度、煙生成量が小さい。

植物油の煙は、黒煙のほかやや青みがかかった白煙が加わり、水分や高沸点分解ガスが多い $ ^{7)} $ 。これは、分子中に酸素を10～17%含有すること $ ^{6)} $ が原因と考えられ、黒煙が中心の炭化水素火炎の煙とは異なる。一方、分子内に酸素を含有していない潤滑油やC重油はより多くの黒煙を生じる。

#### 3.2.3 火炎から周囲への放射熱及び放射分率

Table 2に定常燃焼時の火炎の放射分率（＝火炎から生じる全エネルギーのうち、放射で失われるものの割合） $ ^{8)} $ の実験結果の一覧を示す。植物油は火炎から周囲への放射熱は小さいが、放射分率は、ヤシ油（0.31）以外は0.50前後でヘプタン（0.38）やC重油（0.35）よりも大きい。一方、潤滑油は0.3前後でヘプタンよりも小さい。

### 3.3 火炎高さ

各火炎をビデオカメラで撮影し、定常燃焼時の火炎高さの平均値から求めた結果をTable 2に示す。植物油の火炎は、ヤシ油以外はC重油よりもやや大きくなったが、これは、植物油の発熱速度、燃焼速度がC重油よりも大きいこととも合致する。

### 3.4 高引火点液体の危険性評価

高引火点液体では、引火点が高いほど、燃焼速度、発熱速度、火炎高さが小さくなり、火災発生危険性が低下した。植物油は、C重油に比べて発熱速度、燃焼速度が大きいが、これは、植物油中に酸素が10～17%の酸素を含有していること、C重油の粘性が高いことが原因と考えられる。また、火炎の大きさもヤシ油、C重油以外は余り変わらない（Table 2）。ヤシ油は他の植物油と引火点、発火温度は余り変わらないが、発熱速度、火炎高さ等は小さい。これは、ヤシ油が高粘性であることが原因の一つであると考えられる。

今後、燃焼容器の直径を大きくして火炎規模の影響を調べることが必要であるが、引火点が高いために大直径の容器中の試料を点火することが難しい。このことが大規模な燃焼実験を行うことを難しくしている。

### 4. 結論

代表的な高引火点液体の引火点、発火温度の測定、及びコーンカロリメーターを使って燃焼試験を行い、以下のことが判った。

1）今回対象とした高引火点液体の場合には、引火点と発火温度の間には正の相関があることが判った。

2）高引火点液体の場合、点火方法によって点火までの時間が大きく異なり、また、燃焼速度等
の燃焼性状も大きく変わることが判った。

3）高引火点液体は、燃焼速度、発熱速度が小さく、火災の拡大危険性も小さくなった。しかし、植物油の場合には、より引火点の低いC重油よりも大きくなった。これは、植物油が酸素を含有すること、また、C重油が高い粘性を有することが関係するものと思われる。同様に引火点、発火温度が他の植物油とほぼ同じヤシ油は高粘性のために他の植物油よりも燃焼速度等は小さくなった。

## 謝辞

コーンカロリメーターによる燃焼実験は、米国SWRIに委託して同研究所において行った。実験を行ったMr. Shawn Allweinに感謝いたします。

## 参考文献

1）梅原直：危険物安全対策の考察(2)、K H Kだより、51, pp.37-40（1996）

2）平成13年7月4日法律第98号

3) Drysdale, D.: An Introduction to Fire Dynamics, Second Edition, Wiley (1999)

4) Babrauskas, V.: Development of the cone calorimeter - a bench scale heat release rate apparatus based on oxygen consumption, Fire and Materials, 8 pp. 81-95 (1984)

5) Heskestad, G.: Luminous heights of turbulent diffusion flames, Fire Safety Journal, 5 pp.103-108 (1983)

6) Koseki, H., Natsume, Y. and Iwata, Y.: Evaluation of the burning characteristics of vegetable oils in comparison with fuel and lubricating oils, Journal of Fire Science 19(1) pp.31-44 (2001)

7) Wijayasinghe, M. S., Makey, T. B.: Cooking oil: A home Fire Hazard in Alberta, Canada, Fire Technology, 33(2) pp. 140-166 (1997)

8) Modak, A. T.: The burning of large pool fires, Fire Safety Journal, 3 pp.177-184 (1981)
# Study on fire hazard evaluation of various high flash point liquids

(Abstract)

Hiroshi Koseki and Yusaku Iwata

(Received July 15, 2002)

Evaluation of fire hazards for high flash point liquids was done using a cone calorimeter. Relationship between flash point and auto-ignition point was also obtained.

It was found that flash point and auto-ignition point have a strong correlation in these materials. Generally high flash point liquids such as vegetable oils and lubricating oils have low heat release rate and low burning rate, therefore they have less fire expansion hazards. Regarding evaluation of burning behavior of high flash point liquids, selections of ignition sources were very important because a stronger ignition burner gave shorter ignition time and larger heat release rate of fires of samples. Viscosity of such liquid was also an important parameter for evaluation of burning behavior.
# 石油タンクにおけるAE波の伝播について — 第一報 —

真家 敦子，山田 實，座間 信作，畑山 健

(平成14年7月22日受理)

AE源の位置標定精度を向上させるため、模型タンクおよび実タンクを用いてAE波の伝播状況を調べたところ、タンクの貯液の有無にかかわらず、側板を伝播する $ S_{0} $ 波が最初に到達することが分かった。また、タンクの貯液中を伝播するP波について、波形の模型タンクでの計測結果と実タンクでの計測結果とは異なった結果が得られた。模型タンクでは、貯液中を伝播するP波が擬似AE源からセンサへの距離の大小に関わらず大振幅で計測されたのに対して、実タンクでは側板上90m位置付近と擬似AE源に対してタンクの反対側でのみ計測された。

### 1. 绪言

AE（acoustic emission）を利用した底板の腐食損傷評価は、石油タンクの開放検査の省力化、簡便化を図り維持管理のコスト削減に有効な方法として、欧米で広く行われている $ ^{1,2} $ 。この方法はタンク内部の貯液を伝播するAE波を計測して、AEの発生頻度やエネルギーの大きさ、発生位置などを求めてタンクの健全性診断を行い、開放検査の実施を判断するものである。最近では我が国でもこの手法が適用されはじめている $ ^{3} $ 。

しかし、このAEを利用した腐食損傷評価に関する基準やAEのデータベース、原波形、伝播経路等は公表されていないものが多い。このため、我が国ではこれらについて、独自に腐食損傷評価のメカニズムの解明を試みている $ ^{4,5,6} $ 。

これまで、筆者らは、計測されたAEの位置標定精度の向上をニューラルネットワークを用いて試みている $ ^{7,8} $ 。ニューラルネットワークを用いることによって、AE波の到達時刻に多少の誤差が含まれていても、ある程度の精度で位置標定可能であることが分かったが、さらに精度向上を求めるには、AE波の同じ位相の波の到達時刻を用いることが重要である。

AEの発生位置（腐食損傷位置）をより正確に求めることができれば、タンク底板全面の腐食状況を調べられるだけでなく、タンク開放検査時に全面板厚測定をすることなく、重大な腐食損傷箇所を探すことが可能となり、さらに有効な方法となる。

そこで、本報では、計測されたAEの位置標定精度を向上させるため、模型タンクおよび実タンクを用いてAE波の伝播特性について調べた結果について報告する。

まず、模型タンク側板で擬似AEを発生させた場合での、タンクの内容物の有無によるAE波の伝播の違いやタンク貯液中を伝播するP波の挙動について調べ、次に、模型タンクでの結果を基に実タンク
クで同様の実験を行い、AE波の伝播について調べた。

### 2. AE（アコースティック・エミッション）

AEは、材料内部の微小な破壊やそれと同等なエネルギー解放過程によって発生する弾性波である。AEの発生源（AE源）になりうる現象は、き裂の発生や進展などの材料内部で生じる微小な破壊変化によるものと、機械的摩擦、漏洩などのその他の要因によるものとがある。

AEの検出波形は、地震波形と類似なもので、AE波に含まれる波はP波およびS波の実体波とそれ以外の波とが含まれている。実体波以外の代表的な波は、物体表面の存在で発生するレイリー波

(a)

(b)

Fig.1 The mode of Lamb waves. (a) $ S_{0} $ wave, (b) $ A_{0} $ wave.

(Rayleigh wave: 表面波) や、板材のようにAE波の波動成分の波長に対して物体の厚さが薄く、上下両面の表面が存在する場合に発生するラム波(Lamb wave: 板波)がある。

Fig.1にラム波の $ S_{0} $ 波および $ A_{0} $ 波のモードを示す。 $ S_{0} $ 波は変位が板の中心線に対して対称に振動しながら伝播する波動の0次モードの波であり、 $ A_{0} $ 波は板の中心線に対して非対称に振動しながら伝播する波動の0次モードの波である。

### 3 \. AE計測方法

AE信号は、Fig.2に示すように、タンクの側板上に真空グリスを介して取り付けたAEセンサで検出し、プリアンプで40dB増幅してからAE-DSPボード（PAC社）に取り込み、コンピュータに記録した。センサを1つ、擬似AE源の近傍に配置して、トリガとして使用した。

## 4 ．模型タンク側板におけるAE波の伝播

### 4.1 実験方法

模型タンクの諸元をTable 1に示す。タンクの材質はアクリル樹脂を用いた。これは、実タンクと同じ材料を用いて作成した場合よりも、計測されたAE波形の位相の見極めが明確にできるためで

Fig.2 AE measurement system.

Table 1 Outline of model tank.

Height	Diameter	Board Material
0.6 m	0.79 m	Acrylic Resin
Board	Shell Plate	Bottom Plate
Thickness	1.5 mm	10 mm
ある。センサ（φ19mm：60kHz共振型）は、模型タンク底面から0.2mの高さの側板上に取り付けた。擬似AEはセンサと同じ高さの側板上で、センサから0.1, 0.2, …, 1.1, 1.24, および1.34m離れた位置でシャープペンシルの芯を圧折して発生させた。Fig.3に模型タンクでのセンサおよび擬似AE源の配置を示す。

### 4.2 空の模型タンク

Fig.4にAE検出波形を示す。検出したAE波形は、到達した波の位相を確認し易くするために各波形の最大振幅で正規化を行った。Fig.5に正規化した波形を示す。図中にはAE波のセンサへの第1到達波（実測値：2500m/s）の到達時刻を示す線をひいた。擬似AEが発生して側板中をセンサ方向へ伝播した場合を図中の右下がりの直線で、また、センサと逆の方向へ伝播した場合（逆周）を右上がりの直線で示す。各距離で検出されたAE波の波頭は第1到達波の到達時刻を示す直線上に並んでいることが分かる。この波は、模型タンクを構成する部材の板厚や、AE波の第1到達波の速度から板

Fig.3 Sensor and artificial AE source arrangement of model tank. (a) Plan view, (b) Arrangement on Shell Plate.

波であると考えられる。

### 4.3 水を入れた模型タンク

模型タンクに水道水（14℃）を底面から0.4mの高さまで満たして4.1節の手順と同様にしてAEの計

Fig.4 AE waveforms measured for empty model tank.

Fig.5 AE waveforms normalized by the maximum amplitudes from empty model tank.
測を行った。

Fig.6にAE検出波形を示す。検出したAE波形は、到達した波の位相を確認し易くするために各波形の最大振幅で正規化を行った。Fig.7に正規化した

Fig.6 AE waveforms measured for water containing model tank.

Fig.7 AE waveforms normalized by the maximum amplitudes from water containing model tank.

波形を示す。図中にはAE波のセンサへの第1到達波（実測値：2500m/s）の到達時刻を示す線に加えて、タンク内の水中を伝播するP波の到達時刻を示す線をひいた。水中を伝播するP波の到達時刻を示す線は、理論値（1500m/s、25℃）および計測したAEの到達時刻から計算で求めた値（1455m/s）の2種類の曲線をひいた。これにより、空タンクの場合と同様に側板を伝播した板波の到達が確認できた。

### 4.4 板波および水中を伝播するP波の減衰

Fig.8に模型の空タンクおよび水を入れたタンクを伝播する板波と、タンク内の水中を伝播するP波の最大振幅値（尖頭値 $ ^{9} $ ）を示す。縦軸は振幅値を示す。横軸は板波の場合は側板上の距離を、水中を伝播するP波の場合は水中で伝播した距離を示す。

板波は、タンク内の水の有無により減衰退量が異なることが分かった。水を入れたタンクよりも空のタンクのほうがタンクを構成するアクリル樹脂中を伝播するAE波の減衰退が大きい。水中を伝播するP波は、板波よりも減衰退量は小さく、また、擬似AE源からの距離に比例して減衰退する様子は見られない。

模型タンクにおいて、水中を伝播するP波は伝播距離が大きくなってもほとんど減衰せず、先に検出される板波よりも大振幅で検出されることが分かった。

Fig.8 The damping characteristic of Lamb waves and P wave (model tank).
### 5. 実タンク側板におけるAE波の伝播

### 5.1 実験方法

実タンクの諸元をTable 2に示す。センサ（φ29mm：30kHz共振型）は、タンク底面から1.5mの高さの側板上に取り付けた。擬似AE源は、シャープペンシルの芯の圧折では減衰してしまうため30kHz共振型パルサーを使用した。芯の圧折によるAE波とパルサーによるAE波とは、波の位相が同じであることを確認した。擬似AEは側板上、センサと同じ高さで発生させた。

センサは、実際のAEによる腐食損傷評価試験で用いられるものと同じ共振周波数（30kHz共振型）のものを使用した。

Table 2 Outline of oil storage tank.

Volume	Diameter	Years for Use	Tank Roof	Contents
110,000 kl	81.5 m	15	FRT	Crude Oil
Coating	Board	Shell Plate	Annular Plate	Bottom Plate
Glass Flakes	Material	SPV-49Q	SPV-49Q	SS-400
Thickness	36mm	21mm	12mm

Fig.9 Sensor and artificial AE source arrangement of empty oil storage Tank. (a) Plan view, (b) Arrangement on Shell Plate.

### 5.2 空タンク

Fig.9に実タンクでのセンサおよび擬似AE源の配置を示す。センサは側板上に取り付け、擬似AE源を移動させてAEの計測を行った。センサから1m離れた位置から5m間隔で131mまでパルサーを移動させて擬似AEを発生させた。

Fig.10にAE検出波形を示す。検出したAE波形は、到達した波の位相を確認し易くするために各波形の最大振幅で正規化を行った。Fig.11に正規化した波形を示す。

図中にはP波、S波、レイリー波、 $ S_{0} $ 波および $ A_{0} $ 波の到達時刻を示す線をひいた。各波の速度は理論値を用いた（P波：5950m/s、S波：3240m/s、レイリー波：2951m/s、 $ S_{0} $ 波：5374m/s、 $ A_{0} $ 波：2377m/s）。

擬似AEが発生して側板をセンサ方向へ伝播した場合（1周）およびさらに1周した場合（2周）を図中の右下がりの直線で、また、センサと逆方向へ伝播した場合（逆周）を右上がりの直線で示す。

Fig.10 AE waveforms measured for empty oil storage tank.
センサに最初に到達する波は$\mathrm{S}_{0}$波であることが分かる。検出されたAE波形は、S波、レイリー波の到達時刻が理論線とよい一致を示した。P波は減衰が大きく、センサから1m離れた位置では検出されたが、6m離れた位置では検出されなかった。振幅はレイリー波が一番大きく、S波、$\mathrm{S}_{0}$波と続く。

### 5.3 原油貯蔵中タンク

Fig.12に原油貯蔵中タンクでのセンサおよび擬似AE源の配置を示す。センサは30kHz共振型で、プリアンプ内蔵のものを使用した。センサは側板上に12.19m間隔で11チャンネル配置した。擬似AE源（図中×印）は、1chから2m離れた位置から2chの方向へ2m間隔で移動させた。タンクに貯蔵されているのはUM（ウムシャイフ）原油（アラブ首長国連邦産）である。

Fig.13にAE検出波形の一例を示す。検出したAE波形は、前節と同様に各波形の最大振幅で正規化を行った。Fig.14に正規化した波形を示す。

Fig.11 AE waveforms normalized by the maximum amplitudes from empty oil storage tank.

Fig.12 Sensor and artificial AE source arrangement of oil storage tank. (a) Plan view, (b) Arrangement on Shell Plate.

Fig.13 AE waveforms measured for oil storage tank containing crude oil.
図中にはP波、S波、レイリー波、 $ S_{0} $ 波および $ A_{0} $ 波の到達時刻（理論値）を示す線に加えて、タンク内の原油中を伝播するP波の到達時刻を示す線をひいた。図中に曲線で示す。原油中を伝播するP波の速度（1225m/s）は、計測したAEの到達時刻から求めた。

空のタンクの場合と同様に、すべてのセンサで側板を伝播する $ S_{0} $ 波の到達が確認できた。空のタンクでは $ S_{0} $ 波よりもS波、レイリー波の振幅のほうが大きい傾向が見られたが、ここでは全体的に $ S_{0} $ 波のほうが大きい。このことから、 $ S_{0} $ 波よりS波、レイリー波のほうがタンク内の原油の影響を受けて減衰し易いことが分かる。

原油貯蔵中タンクでは擬似AE源から側板上90m位置付近と擬似AE源に対してタンクの反対側とで、原油中を伝播するP波の到達を示す曲線上に位相が確認できた。この位相はFig.10に示す空タンクの場合では存在しないので、これが原油中を伝播するP波であると思われる。

Fig.14 AE waveforms normalized by the maximum amplitudes from oil storage tank containing crude oil.

### 5.4 $ S_{0} $ 波の減衰

Fig.15に空のタンクおよび原油貯蔵中タンクで検出された側板中を伝播するS₀波の最大振幅値（尖頭値）を示す。タンク側板を半周すると、空のタンクでは約100分の1に、原油貯蔵中タンクでは約300分の1に減衰している。Fig.8に示す模型タンクの場合では空のタンクの方が減衰量が大きい。これはタンクの材質（アクリル樹脂と鉄）の違いが関係していると思われる。

空タンクでは $ S_{0} $ 波、S波、レイリー波が、原油貯蔵中タンクでは $ S_{0} $ 波の到達が理論値の線とよく一致した。これらの波の伝播経路は側板であると考えられる。S波、レイリー波はタンクが空のほうが減衰が小さい。

### 6. 結言

模型タンクおよび実タンクを用い、側板上で擬似AEを発生させてAE波を検出し、内容物の有る場合と無い場合とAE波の伝播特性の比較を行った結果、以下のことが分かった。

(1) 模型タンクおよび実タンクにおけるAE波の伝播特性において、最初に到達するAE波は板波であることが分かった。模型タンクの場合では板波よりも水中を伝播したP波の振幅が大きく、ノイズと区別し易いのでこちらを用いたほうが位置標定精度が向上する。

(2) 模型タンクでは空の場合と水を入れた場合とでは空の場合のほうが板波（ $ S_{0} $ 波）の減衰が大

Fig.15 The damping characteristic of $ S_{0} $ wave (Crude oil storage tank).
きく、実タンクでは原油貯蔵中のもののほうが空の場合より板波（ $ S_{0} $ 波）の減衰が大きい結果が得られた。これは、模型タンクと実タンクとの寸法や材質の違いが影響していると思われる。

材質の寸法や材質の違いによるAE波の減衰について、模型タンクを鉄（φ1m）とアクリル樹脂（φ0.79m）とで作成し水を入れてAE波を計測したところ、直径1m程度の鉄製模型タンクではAE波の減衰はほぼ見られないことは確認済みである。

(3) 原油貯蔵中タンクにおいて、原油中を伝播するP波の到達時刻を用いてAE源の位置標定を行う場合は、AEの発生位置によって原油中を伝播するP波が検出されない場所が存在するので注意する必要がある。側板を伝播するS₀波が確認されるタンクであれば、S₀波の到達時刻を用いて位置標定を行うほうが標定精度の向上によいと考えられる。ただし、この実験での擬似AE源は側板上にある。底板からAEが発生した場合のAE波の伝播特性は未だ不明であり、これが今後の課題である。

## 参考文献

1）湯山茂徳：アコースティックエミッション（AE）に関する最近のおもしろい話題一実構造物の腐食損傷評価一，検査技術，6，pp.58-63（1997）

2) P.T.Cole and P.J.Van de Loo: Listen to Your Storage Tanks to Improve Safety and Reduce Cost, Acoustic Emission Beyond the Millenium, ed. by T.Kishi, M.Ohtsu, and S.Yuyama, Elsevier, pp.169-178 (2000)

3）李正旺，湯山茂徳，関根和喜，山田實，橘川重郎：タンク底板腐食状態のAE評価，第13回アコースティック・エミッション総合コンファレンス論文集，pp.49-54（2001）

4）日本高圧力技術協会編：平成13年度経年タンクのグローバル診断技術と開放検査の最適化に関する共同研究報告書，p.4-29-p.4-54（2002）

5）(財)エンジニア振興協会編：精油所内貯蔵設

備の信頼性評価技術の研究開発（AE法による操業中タンクの底板腐食診断・評価技術）成果報告書，pp.19-70（2002）

6）山田博一，藍原武志，水谷義弘，西野秀郎，竹本幹男：円筒形タンク底板に音源をもつAEの位置標定一小型モデルタンクを用いた実験的検証一，非破壊検査,51-2（2002）

7）真家敦子，山田實，本間恭二：ニューラルネットワークを用いたAE源位置標定－石油タンク底板への適用について－，消防研究所報告，89，pp.26-34（2000）

8）真家敦子，山田實，本間恭二：ニューラルネットワークによる模型タンク底板のAE源位置標定，消防研究所報告，91，pp.7-16（2001）

9）大津政康：アコースティック・エミッションの特性と理論，森北出版，pp.20-21（1988）
# Propagation of AE Wave in Oil Storage Tank — Part 1 —

(Abstract)

Atsuko Maie, Minoru Yamada, Shinsaku Zama, and Ken Hatayama

(Received July 22, 2002)

The corrosion damage evaluation method using the AE (Acoustic Emission) can effectively reduce the cost of maintenance management of oil storage tanks. We measure AE wave transmitted through the contents of a tank, and obtain the information on AE, such as energy level, the number of source, and generating location. Since it is expected that it is equivalent to the portion by which the generating location of AE was corroded, the improvement in the method of raising the accuracy of source location and the reliability of the method is very important.

In this study, we investigated the characteristics of the AE wave propagation in a model tanks and real oil storage tanks. As a result, we found that the $ S_{0} $ waves propagating in the shell plate are detected as the first arrival phase whether the tanks contain liquid or not. We also found that there is a difference in the characteristics of the P-wave transmitted through the contents of the tanks between the model tank and the oil storage tank.
# 所外発表論文

目次

種々の断面辺長比の角柱からの渦放出に関するLES

(SGS散逸とGS成分エンストロフィの関係)

阿部 伸之，田代 伸一 …… 41

# The Roles and Characteristics of Fire Administration on Building Fire Safety Ai Sekizawa and Manabu Ebihara …… 49

Flame Spread

T. Hirano ..... 61

Flammability Test for Fire Retardant Plastic Pallets

T. Yamada, E. Yanai, H. Naba, M. Sagara, M. Haga, H. Fukumoto, and T. Kobayashi ..... 76

Observation of Extinction of a PMMA Cylinder Flame with a Fine Water Mist

T. Tsuruda, Liao C, and N. Saito ..... 89

Ignition and Extinguishment of Sodium Fires in Air Diluted by Nitrogen

N. Saito, Liao C., and T. Tsuruda ..... 100
# Articles of Staff of NRIFD Published by Outside Organizations

## Contents

LES on Vortex Shedding from a Rectangular Cylinder with a Section of Various Width/Height Ratios

(Relations between SGS Dissipation and GS Enstrophy)

Nobuyuki Abe and Shinichi Tashiro …… 41

The Roles and Characteristics of Fire Administration on Building Fire Safety

Ai Sekizawa and Manabu Ebihara ..... 49

Flame Spread

T. Hirano ..... 61

Flammability Test for Fire Retardant Plastic Pallets

T. Yamada, E. Yanai, H. Naba, M. Sagara, M. Haga, H. Fukumoto, and T. Kobayashi ..... 76

Observation of Extinction of a PMMA Cylinder Flame with a Fine Water Mist

T. Tsuruda, Liao C, and N. Saito ..... 89

Ignition and Extinguishment of Sodium Fires in Air Diluted by Nitrogen

N. Saito, Liao C., and T. Tsuruda ..... 100
___ 消防研究所报告 ___

通 卷 94 号

平成14年9月30日発行

编 集 行 独立行政法人消防研究所

181-8633 東京都三鷹市中原3丁目14番1号

電話 (0422) 44-8331 (代表)

100 本報告書は古紙100%（白色度70.0%）を使用しています。
## I I 各国経済の動向

以下、各国別に単純外挿エケースおよび協調政策ケースの経済の動向について述べる。簡単のため、単純外挿エケースは、単純外挿ケースと呼ぶこととする。

## I I - 1 アメリカ

## A単純外挿ケース

### 0. 前提

アメリカの財政政策は、第1期レーガン政権の政策が維持されると前提する。これは、税制についてみると、1981年の「経済再生租税法」による個人および法人の所得税の大幅減税措置が政策シミュレーション期間である85、86年にも継続されることを意味する。その減税効果は、85年には1,650億ドル、86年には2,080億ドルにのぼると見込まれている。これに対して、82年、83年の各種税制立法においては、ネットでは増税措置となっており、85年は510億ドル、86年は620億ドルの増税となっている。以上総合すると、85年に1,130億ドル、86年に1,450億ドルの減税がネットで見込まれることになる。さらに詳しくみると次のようになる。

また、84年7月に決定された、1984年財政赤字削減法における財政赤字削減策（ダウン・ペイメント）は、85～87会計年度において増税等500億ドル、歳出削減130億ドルを行なうというものである。これは各年毎には次表のように実施されると前提している。

1985	1986
劳工費減（億ドル）	16	41
非防衛費減（億ドル）	53	88
增稅（億ドル）	110	163

実質政府支出の伸び率は、すでに85会計年度

表Ⅱ - 1 - 1 アメリカの減増税規模

(億ドル、△は減税)

立法年次	85年度	86年度
·经济再生租税法	81年	△1,650	△2,077
·税负担の公正と財政責任に関する法	82年	439	537
·ハイウェイ歳入法
·社会保险改革法	83年	71	83
·利子・配当法
·鉄道共清歳入法
以上計	△1,138	△1,457
うち個人所得税	△1,214	△1,472
法人税	△126	△144
その他の税	202	159

（注）最近時点の計数のため、本文とは端数が合致しないことがある。

（84年10月～85年9月）に入っていることから大筋は決定済みであり、上記ダウン・ペイメントも勘定して地方政府も含む一般政府ベースで、人件費は85年、86年とも実質0.25％増とほぼ横ばいに抑制される一方、人件費を除く支出は、実質で85年11.4%、86年7.4％と防衛費を中心にかなりの伸びを示すと前提する。

次に、金融政策は、79年10月に、連邦準備制度理事会（FED）が通貨供給量の管理の対象を金利から数量に移した新金融政策をうけて、金融政策は通貨数量政策によって運営される。目標は $ M_{1} $ の伸び率のコントロールで、連邦準備制度理事会の公開市場操作による対政府信用を操作手段として $ M_{1} $ の伸び率を4～8%（84年の当初目標。その後同年7月4～7％に変更）の範囲におさめるものと想定されている。これは、金融政策の運営にあたって、成長貨幣を供給しつつも物価の安定を第一義とし、抑制的な
通貨供給が維持されることを意味する。同時に82年夏のメキシコに発した国債債務不安に際してFEDが金融緩和策をとったことにも見られるように、今後とも、高金利によって発展途上国の利子支払が増大し、国際金融不安が発生するといった事態は避けられる程度の金利水準で運営されるものとする。なお、公定歩合は、市中金利、特に3カ月物財務省証券金利に追随するものと想定する。

### 1. 概 観

単純外挿ケースにおける85、86年のアメリカ経済の動向は表II-1-2に要約されるように実質GNP成長率が3.4%、3.2%と鈍化を強めていくことが特徴である。その主因は長期金利が高止まりの上、短期金利は85年を通じてさらに上昇傾向を続けるため、設備投資、住宅投資を圧迫するためである。このような投資の鈍化によるGNPの鈍化は、一方でストック調整メカニズムを通じて一そうの投資の鈍化をもたらし、また、他方で消費を鈍化させる。このためGNPは一そう鈍化することになる。85年には政府支出の前年を上回る伸びが想定されているためGNPの下支え要因となるが、輸入の鈍化を考慮しても、実質成長率は84年の半分に鈍化するものと見られる。このような傾向は86年上期に最も強まり、消費、設備投資、住宅投資とも低滞し、小規模ながら在庫調整もピークとなる。加えて86年には政府支出も前年を下回る伸

表II - 1 - 2 アメリカ経済の動向（単純外挿ケース）

(単位：前期比伸率%、特記したものを除く)

84实绩	84	85	86	85	II	II	IV	86	II	II	IV	IV
实贷GNP	6.9	7.0	3.4	3.2	0.8	0.8	0.8	0.8	0.7	0.7	1.0	1.0
個人消費	5.3	5.0	2.7	3.0	0.8	0.5	0.8	0.7	0.6	0.7	1.0	1.0
設備投資	19.6	20.4	6.5	4.1	1.3	1.5	1.4	1.4	1.0	0.6	0.7	0.5
住宅投資	12.2	15.7	1.4	0.7	0.3	0.0	0.2	0.4	△0.1	△0.1	0.4	0.7
在廠投資
(億ドル)	239	181	147	192	187	174	171	157	138	142	152
政府支出	3.5	3.3	5.6	3.9	1.0	1.0	1.0	1.0	1.0	0.9	0.9	0.9
軸輸出
(億ドル)	△100	△88	△56	△98	△87	△82	△85	△77	△57	△50	△40
輸出等	4.9	6.1	4.6	4.4	0.9	1.3	1.3	1.5	1.1	0.8	0.6	0.9
輸入等	26.5	23.8	3.6	2.2	0.3	0.5	0.9	1.6	0.6	△0.4	0.1	0.3
內需	8.5	3.3	3.0	0.8	0.7	0.8	0.8	0.6	0.6	1.0	1.0
政府バラス対G
NP比
(%)	△3.3	△3.8	△4.3	△3.6	△3.8	△3.9	△4.1	△4.2	△4.3	△4.3	△4.3
経常収支
(年率・億ドル)	△1,024	△1,205	△1,373	△1,138	△1,180	△1,212	△1,291	△1,318	△1,342	△1,392	△1,442
3カ月物TB
(%)	12月末
7.84	10.0	10.1	9.9	10.0	10.0	10.1	10.3	10.5	10.0	9.7	9.5
AAA格社億利回
(%)	12月末
12.10	12.8	12.4	12.2	12.5	12.4	12.3	12.3	12.3	12.2	12.2	12.1
M1	5.5	5.7	4.5	4.3	1.1	1.2	1.1	1.0	0.8	0.8	1.1	1.4
M2	8.2	7.8	7.8	7.5	1.9	1.9	1.9	1.8	1.7	1.8	1.9	1.9
失業率(%)	7.4	7.5	7.2	6.9	7.3	7.2	7.1	7.1	7.1	7.1	6.8	6.6
貸金率(%)	1	4.4	5.7	4.2	1.5	1.3	1.3	1.2	0.9	0.9	0.9	0.9
消費デフ
(%)	1	3.9	3.1	3.1	0.7	0.8	0.8	0.8	0.8	0.7	0.7	0.7
GNPデフ
(%)	3.8	3.9	2.5	2.6	0.6	0.6	0.7	0.6	0.7	0.6	0.6	0.7
稼動率(%)	81.9	81.2	81.5	82.4	81.3	81.4	81.6	81.7	81.9	82.0	82.5	83.0
実効為替
(%)	79.3	80.0	83.6	78.1	79.4	80.7	82.0	82.1	83.2	84.1	85.1
(72=100上昇は減
価)