Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
定の限界火炎温度は存在しないことがわかる。

火炎中の水素原子、酸素原子およびOHラジカル濃度の和をノズル間全域にわたって積分した値を活性ラジカル量と定義し、これをFig.6の火炎について求めた結果をFig.7に示す。Fig.7の横軸は、Fig.6中の括弧内に示した各抑制剤の消炎点における濃度で標準化した抑制剤濃度である。Fig.6の火炎温度の変化とは対照的に、いずれの抑制剤についても、活性ラジカル量は、消炎点に至るまでの全濃度範囲にわたり抑制剤濃度の増大とともに減少していることから、火炎抑制効果すなわち反応時間の増大を反映しているものと考えられる。しかし、文献6の結果と異なり、消炎点における活性ラジカル量（限界活性ラジカル量）は、一定の値とはなっておらず、抑制剤の種類により異なる値を示した。N₂、CO₂、HBr、CF₃Brの4種類については、限界活性ラジカル量はほぼ一致しているが、CHF₃、CF₃CHFCF₃、Fe(CO)₅による消炎時の限界活性ラジカル量はN₂等のそれの約3分の2まで減少している。NaOHの場合はさらに小さく、N₂等による場合の半分以下となっている。本研究における火炎の滞留時間が抑制剤の添加により変化していないことを確認するため、火炎内の軸方向速度分布を調べた。Fig.8に、N₂による消炎時とNaOHによる消炎時の軸方向速度分布を温度分布とともに示す。これら2種類の抑制剤による消炎時の速度分布を比較してもほとんど相違がみられないことから、本研究において滞留時間に大きなばらつきがあるとは考え難い。これらの結果は、活性ラジカル量が(1)メタン—空気拡散火炎の反応時間を反映してはいるが、

Fig.6 Variation of the maximum flame temperature computed with the potential flow condition at $ a = 100 \, s^{-1} $ , as a function of the inhibitor concentration in the oxidizer mixture. The numbers shown in parentheses denote the inhibitor concentrations at the extinction.

(2)反応時間の定量的指標として火炎抑制の詳細研究へ適用可能な普遍的パラメーターにはならない、ことを示している。前報のメタノール火炎に対しては限界活性ラジカル量が $ N_{2} $ 、 $ CO_{2} $ 等の場合と一致した $ CHF_{3} $ 、 $ CF_{3}CHFCF_{3} $ について、本研究のメタン火炎では一致が見られなかった理由はわかっておらず、さらに検討が必要である。

メタンを含む一般的な炭化水素系燃料の燃焼反応速度を支配する最も重要な素反応は、以下の連鎖分歧反応(R1)である。

Fig.7 Variation of the total integrated amount of H, O, and OH in the methane-air counterflow diffusion flame computed with the potential flow condition at $ a = 100 \, s^{-1} $ , as a function of the inhibitor concentration in the oxidizer mixture.

Fig.8 Axial velocity and temperature profiles in the methane-air counterflow diffusion flames doped with the extinction concentration of inhibitor at $ a = 100 \, s^{-1} $ .
$$ \mathrm{H}+\mathrm{O}_{2}\rightarrow\mathrm{O}+\mathrm{OH} $$

反応（R1）が以下の反応（R2）と競合することにより、燃焼反応の総括速度が制御されている。ここで、反応式中のMは、衝突第三体を表す。

$$ \mathbf{H}+\mathbf{O}_{2}\xrightarrow{}\mathbf{M}\rightarrow\mathbf{H}\mathbf{O}_{2}+\mathbf{M} $$

そこで、火炎内で反応（R1）の速度が最大となる位置に

Fig.9 Variation of the H atom concentration at the location of the maximum reaction rate of (R1) in the methane-air counterflow diffusion flame computed at $ a = 100 \, s^{-1} $ with the potential flow condition, as a function of the inhibitor concentration in the oxidizer mixture.

Fig.10 Variation of the total integrated amount of H, O, and OH in the methane-air counterflow diffusion flame at the extinction as a function of the strain rate.

おける水素原子濃度を調べ、添加した抑制剤（N₂またはNaOH）の濃度に対してプロットした結果をFig.9に示す。Fig.7の結果と同様に、（R1）の速度最大位置における水素原子濃度は、消炎時に一定の値とはならず、抑制剤の種類により異なる値を示した。

Fig.7の消炎曲線において、不活性抑制剤およびハロゲン系抑制剤では、消炎に至るまでほぼ直線的に活性ラジカル量が低下している。これに対し、金属系抑制剤を添加した場合、顕著な非直線性が認められる。則ち、低濃度の抑制剤添加で著しい活性ラジカル量の低下が見られる一方、高濃度では火炎抑制効果が相対的に低下している。火炎抑制効果に対する抑制剤濃度の影響は、屑流燃焼速度の非直線的低下を説明するために論じられてきた $ ^{21} $ 。唇流燃焼速度低下の非直線性が全ての抑制剤について見られるのに対し、対向流拡散火炎中における活性ラジカル量低下の非直線性が限られた化学的抑制剤についてのみ認められるのは興味深い。

### 3.2 滞留時間と限界活性ラジカル量の関係

軸方向速度勾配aを40、50、66.7、100、200s $ ^{-1} $ と変化させて限界活性ラジカル量を計算した結果をFig.10に示す。NaOH添加火炎を除き、速度勾配の低下とともに限界活性ラジカル量は単調に減少した。速度勾配ならびに活性ラジカル量を各々、滞留時間および反応時間の指標とみなすと、Fig.10の結果は、限界において、滞留時間の増大とともに反応時間が増大することを表しており、消炎ダムケラー数一定の仮定と傾向的には矛盾しない。しかしながら、限界活性ラジカル量と速度勾配（仲張率）の間には、厳密な比例関係は認められなかった。

NaOH添加時の限界活性ラジカル量は、検雑な挙動を示している。則ち、100s $ ^{-1} $ と140s $ ^{-1} $ の間で、速度勾配の増大による限界活性ラジカル量の低下が見られる。これは、この速度勾配領域で、固体のNaOHが完全に処化できなくなることと関係していると考えられる。

### 4. 結言

軸方向速度勻配一定の空気流に各種抑制剤を添加したメタン-空気対向流拡散火炎を数値計算により調べ、以下のことがわかった。

(1) 火炎温度は、抑制剤の添加により増大する場合と低下する場合がある。活性ラジカル量は、抑制剤の添加により直線的あるいは非直線的に減少する。

(2) 限界活性ラジカル量は、反応時間を定量的に見積もるための普遍的パラメーターにはならない。

## 参考文献

1) Saso, Y.: Proc. of the Combustion Institute 29, 337-344 (2002)

2）日本火災学会編：“火災便覧 第3版”、p.25、共立
出版 (1997)

3）平野敏右：“燃焼学—燃焼現象とその制御—”、p.27、pp.74-75、pp.127-128、海文堂出版（1986）

4) Fendell, F.E.: Journal of Fluid Mechanics 21, 281-303 (1965)

5) Williams, F.A.: Journal of Fire & Flammability 5, 54 (1974)

6) Saso, Y., Joboji, H., Koda, S., Saito, N., Nishioka, M.: Proc. of the Combustion Institute 28, 2947-2955 (2000)

7) Hamins, A., Trees, D., Seshadri, K., Chelliah, H.K.: Combust. Flame 99, 221-230 (1994)

8) Bowman, C.T., Hanson, R.K., Gardiner, W.C., Lissianski, V., Frenklach, M., Goldenberg, M., and Smith, G.P.: GRI-Mech 2.11—An Optimized Detailed Chemical Reaction Mechanism for Methane Combustion and NO Formation and Reburning, GRI Report GRI-97/0020, Gas Research Institute, Chicago, 1997, http://www.ME.Berkeley.edu/gri-mech/

9) Babushok, V., Noto, T., Burgess, D. R. F., Hamins, A., Tsang, W.: Combust. Flame 107, 351 (1996)

10) Williams, B. A., L'Espérance, D. M., Fleming, J. W.: Combust. Flame 120, 160 (1999)

11) Hynes, R. G., Mackie, J. C., Marsi, A. R.: J. Phys. Chem. A 103, 54 (1999)

12) Yamamori, Y., Takahashi, K., Inomata, T.: J. Phys. Chem. A 103, 8803 (1999)

13) Williams, B.A., and Fleming, J.W.: Proceedings of Halon Options Technical Working Conference, Albuquerque, NM, pp. 157-169 (1999)

14) Rumminger, M.D., Reinelt, D., Babushok, V., and Linteris, G.T.: Combust. Flame 116, 207-219 (1999)

15) Kee, R. J., Rupley, F. M., Miller, J. A.: Sandia Report SAND 89-8009B, Sandia National Laboratories, Albuquerque, NM (1989)

16) Kee, R. J., Warnatz, J., Miller, J. A.: Sandia Report SAND 83-8209, Sandia National Laboratories, Albuquerque, NM (1983)

17) 竹野忠夫：“燃焼研究における数値計算の意義”、燃焼研究 108号、11-21（1997）

18) Kee, R. J., Miller, J. A., Evans, G. H., Dixon-Lewis, G.: Proc. Combust. Inst. 22, 1479 (1988)

19) Saso, Y., Saito, N.: Fire Safety Science—Proceedings of the Sixth International Symposium. 399-410 (2000)

20) Nishioka, M., Law, C. K., Takeno, T.: Combust. Flame 104, 328-342 (1996)

21) Noto, T., Babushok, V., Hamins, A., Tsang, W.: Combust. Flame 112, 147-160 (1998)
# Limit Amount of the Reactive Flame Radials for the Extinction of Methane-Air Counterflow Diffusion Flames

(Abstract)

Yuko Saso

(Accepted August 21, 2006)

In order to find a flame parameter that can quantify the flame inhibition effectiveness of fire suppressants in diffusion flames, variation of the amount of reactive flame radicals in a methane-air counterflow diffusion flame doped with a variety of flame inhibitors was numerically investigated. When inert gases or halogenated flame inhibitors were added to the air at a constant velocity gradient throughout the oxidizer stream, the total amount of reactive flame radicals was decreased almost linearly until the extinction condition is reached. When small amount of metallic inhibitors was added, the total amount of reactive flame radicals was decreased more drastically with the increase in the flame temperature. Near the extinction conditions, however, the decrease in the amount of reactive flame radicals with the addition of metallic inhibitors became quite insignificant, while the flame temperature was decreased. The amount of reactive flame radicals at the extinction conditions varied significantly according to flame inhibitors. The results show that the total amount of reactive flame radicals is not a universal parameter that can rigorously quantify the global reaction time for diffusion flames, although it can represent qualitatively the flame inhibition effectiveness of fire suppressants in diffusion flames.
技術報告

# 地下鉄火災における駅構内の上階への煙阻止に関する実験研究 その3 機械排煙時の排煙量と煙層高さ

松島 早苗、渡部 勇市

(平成18年7月11日受理)

### 1. はじめに

地下駅構内は、外気に通じる開口部が少ないために、火災時には煙が充満しやすい構造となっている。そのため火災時の乗客の初期避難、消防活動の支援対策の一つとして、機械排煙設備が設けられている。機械排煙設備は、上部に溜まった煙を外部に排出することにより、煙層降下の抑制、煙の希釈等の効果がある。煙層高さに関しては、階段への出入り口を有する室での限界煙層高さを1.8mとしている $ ^{1)} $ 。乗客の初期避難の視点からも排煙時の煙層高さをほぼ身長の1.8m以下にしないことが望ましい。防煙たれ壁は、コンコース階等上階への煙阻止に有効と考えられ、機械排煙時には、防煙たれ壁高さを高くすることによってさらに煙阻止効果が大きくなる $ ^{2)} $ 。これらのことから、本研究では、地下駅構内の機械排煙時の排煙量と煙層高さの関係を実験的に調べ、上階への煙阻止のための防煙たれ壁高さについて検討した。

機械排煙と煙層高さに関する研究は、一般建物において床上に置かれた火源での機械排煙実験がなされ、2層ソーンモデルによって煙層高さの降下を予測し、実験結果との比較 $ ^{34)} $ が行われている。しかし、地下駅構内プラットホーム階での地下鉄車両火災では、熱気流が複数の車両出入り口から垂直に噴出した後天井に沿って広がるため、床上火源でのプリューム流量とは異なり、機械排煙時の煙層高さについては、実験的に確認されていない。

本研究では、前報 $ ^{2} $ の地下3階層1/5縮尺の島式の駅構内模型を使用し、車両を出火源とした機械排煙実験を行い、排煙量と煙層下端高さの関係について調べ、機械排煙時に必要な排煙量と上階への煙阻止のための防煙たれ壁高さについて検討したので報告する。

### 2. 実験方法

### 2.1 実験模型

#### 2.1.1 本体

1/5縮尺の地下駅構内模型の概要図を図1に示す。地下駅構内模型は、駅構内の一部を切り出したプラットホーム階、コンコース階、階段部を含む部分模型である。模型の外壁部は、1.2mmの亜鉛鋼板とした。プラットホームの天井面には、厚さ10mmの断熱材を張った。今回の機械排煙実験では、プラットホーム階のみ使用した。

プラットホーム階に熱気流を充満させるため、図1の開口部OP1、OP2の2箇所に斜線で示すように、模型のプラットホーム階両端をプラットホーム天井からホームの床上0.15mまで亜鉛鋼板で閉じ、プラットホーム階内部の熱気流が両端からトンネル部（この実験では外気）へ流出しにくい構造とした。

#### 2.1.2 排煙設備および階段部の遮蔽

プラットホーム階の排煙設備として、図1に示すように、軌道部尚端の天井に直径0.5mの排煙口を計4箇所設け、排気タクトを通じて排煙する実験を行った。

機械排煙点は、排気タクト内のオリフィスにより測定し、排煙機に取り付けたインバータで調整した。本実験では、模型の軌道部に設置した車両の出入り口からの熱気流が階段を通り上階へ上昇しないように、プラットホーム階の階段出入口開口部を亜鉛鋼板で閉じた。

#### 2.1.3 火源

地下駅構内模型の軌道部に1/5縮尺の車両模型（幅0.5m、長さ3.3m、プラットホーム床からの高さ0.43m）1台を設置した。模型は、板厚1mmの鋼板で製作した。この車両の片側面に、幅0.26m、高さ0.37mの出入り口を3箇所設けた。車両内には、図1に示すように長さ0.6m、幅0.06mのガスバーナーを5本設置した。燃料として都市ガス13Aを使用した。実大実験によれば、1車両分の発熱速度がMW級の大きさにとなることが報告されている $ ^{5} $ 。そこで本実験での発熱速度として、1車両が燃焼したことを想定し、実大相当で1MW、3MW、5MWとした。本実験では、フルード相似則 $ ^{6} $ が成り立つとして18kW（中央のバーナーを1本使用）、54kW（中央よりのバーナーを3本使用）、90kW（5本のバーナー全てを使用）に設定した。

発熱速度は、都市ガスの消費量を積算流量計で計測し、都市ガスが完全燃焼するものとして算定し表1に示した。発熱速度は一定で、燃焼時間は10分間とした。
図１１／５縮尺の地下駅構内模型の概要図及び温度測定位置

表 1 機械排煙の実験条件（）内は実大換算値

実験記号	発熱速度(kW)	点火前の機械排煙量(kg/s)	点火後8分の機械排煙量(kg/s)	車両出入口からの流出热量∑Qd(kW)	オリフィス温度(℃)	外気温度(℃)
M1-0.07	19.5 (1090)	0.071 (3.97)	0.065	12.9	42	11
M1-0.14	19.5 (1090)	0.142 (7.92)	0.130 ※	43	14
M1-0.21	19.6 (1096)	0.211 (11.8)	0.195	40	14
M1-0.28	19.4 (1084)	0.281 (15.7)	0.263	35	14
M1-0.14	56.0 (3130)	0.142 (7.92)	0.117	28.8	78	12
M1-0.21	56.2 (3142)	0.212 (11.9)	0.175	78	12
M1-0.28	55.9 (3125)	0.282 (15.7)	0.234	74	13
M1-0.35	55.9 (3125)	0.352 (19.7)	0.297 ※	68	12
M1-0.42	56.0 (3130)	0.423 (23.6)	0.363	63	13
M1-0.21	91.0 (5087)	0.212 (11.9)	0.161	40.6	111	12
M1-0.28	91.0 (5087)	0.282 (15.7)	0.214	109	12
M1-0.35	90.6 (5065)	0.351 (19.6)	0.269	105	13
M1-0.42	90.8 (5076)	0.422 (23.6)	0.329 ※	100	14
M1-0.49	89.7 (5014)	0.492 (27.5)	0.391	92	13
M1-0.57	91.0 (5087)	0.565 (31.6)	0.454	83	10

※印は、煙層高さが変わらない時の最低の排煙量
### 2.2 熱気流温度の測定

熱気流温度の測定位置を図1に示す。プラットホーム階長手方向中央部のA点、AD点、D点、E点の4箇所にシース型熱電対（K型、シース径0.5mm）を銷直方向に各10点、また3箇所ある車両出入り口の中央部のTL点、TC点、TR点に、同型の熱電対を銷直方向に各10点設置して温度測定を行った。温度は、データ収録装置により1秒間隔で測定した。

本実験では、煙を発生させていない。そこで、煙層の高さについては、プラットホームD点の熱気流の温度分布を基にして、ここでは温度分布の最高温度と最低温度の差の10%まで熱気流温度が上昇したところを煙層下端高さとして算定した。

### 2.3 実験条件

機械排煙量による煙屑高さの実験条件を表1に示す。3種類の発熱速度について、それぞれ排煙量を変えた計15種類の実験を行った。

### 3. 実験結果と考察

### 3.1 車両出入り口の垂直温度分布

後の3.3項で記すように、機械排煙量を増加させても煙層下端高さが一定で変わらない時の最低の排煙量を機械排煙に必要な排煙量とする。点火後8分の機械排煙に必要な排煙量を表1に※印で示す。点火後8分の車両出入り口の垂直温度分布を発熱速度ごとに図2に示す。各出入り口の温度分布は、発熱速度が大きくなるに従い高くなった。車両の中央出入り口TC点の垂直温度は、両側出入り口のTL点、TR点の温度より高い。これは、車両壁面への失熱によるものと考えられる。

### 3.2 プラットホーム階の垂直温度分布

発熱速度18kW、54kW、90kWのプラットホームD点における点火後8分の垂直温度分布を図3に示す。プラットホーム階の温度として、階段出入り口に近く、出入り口に取り付けた遮蔽板の影響が少ないD点の温度を代表温度とした。D点の上昇温度は、排煙量を大きくするに従い全体的に低下する傾向を示した。発熱速度18kW、54kW、90kWにおいて、それぞれの排煙量を点火後8分で0.13kg/s、0.30kg/s、0.33kg/s以上に増加させた場合には、D点の垂直温度分布に大きな変化はみられなかった。これは、排煙量が大きくなると、排煙口での吸引速度が速くなり、下部層の空気も一緒に吸引され、高温の熱気流を効率よく吸気できなかったためと考えられる。

各発熱速度において、一番排煙量が少ない条件での熱気流は、垂直温度分布から床上0.15mまで降下したことがわかる。これは、プラットホーム階両端を閉じた板の下端高さが床上0.15mであるため、排煙量が少ないときでは熱気流がプラットホーム床上0.15mまで溜まったからである。

### 3.3 機械排煙量による煙層高さの違い

煙層高さが、機械排煙量によりどのように変化するかをみるため、煙層高さと排煙量の関係を調べた。点火8分後で発熱速度18kWの機械排煙時の煙層下端高さと排煙量の関係を図4に●印で示す。発熱速度18kWで排煙量が0.065kg/sと少ない時には、煙層下端高さは床上約0.2mであったが、排煙量の増加に伴い、煙層下端高さは上昇して床上約0.35mとなり、排煙量が0.13kg/s以上では排煙量をいくら増加させても煙層下端高さは変わらず一定の高さとなった。その時の機械排煙に必要な排煙量を図4に矢印で示す。

同様に発熱速度54kW、90kWの煙層下端高さと排煙量の関係を図4に■印、▲印で示す。発熱速度18kWの実験と同じ様に、排煙量の増加とともに煙層下端高さは上昇し、煙層下端高さが約0.35mとなった後は、排煙量をいく

(1) 出入りロ TL 点

(2) 出入り口 TC 点

(3) 出入り口 TR 点

図２ 車両出入り口の垂直温度分布（点火後８分）
ら増加させても変わらなかった。これは、この時の煙煙下端高さがある排煙量以上では天井下を流れる煙層の厚みとなっているからである。

図4から、煙層下端高さが一定となる点火後8分の機械排煙に必要な排煙量は、発熱速度18kWで0.13kg/s、54kWで0.30kg/s、90kWでは0.33kg/sとなり、発熱速度が大きくなるに従い増加した。機械排煙に必要な排煙量を図5に●印で示す。

発熱速度が増加するに従い、機械排煙に必要な排煙量は、排煙口のところで上部層の煙だけでなく、下部層の空気も一緒に吸い込むため大きくなった。

### 4. 車両出入り口の噴流プリューム流量の計算

次に機械排煙に必要な排煙量と車両出入口での噴流プリューム流量を比較する。出入口での噴流プリュームは、水平方向の速度を持つことや空気の巻き込みが片側の壁によって制約を受けており、床から垂直に立ち上がる通常の火災プリュームとは違う。車両出入口からの噴流プリューム流量は、火災区画の開口部からの噴流プリューム流量として式(1)～(4)から求め、図5に $ m_{p} $ で示した。

(1) 発熱速度 18kW

(2) 発熱速度 54kW

(3) 発熱速度 90kW

図3 プラットホームD点の排煙量による垂直温度分布（点火後8分）

図４ 煙層下端高さと排煙量の関係（点火後８分） (↑印：煙層高さが変わらなかった時の最低の排煙量を示す)

図5 車両出入り口からの熱気流流出量 $ m_{d} $ 、出入り口噴流プリューム流量 $ m_{p} $ 、機械排煙に必要な排煙量と発熱速度( $ m_{d} $ は式5から、 $ m_{p} $ は式1～4から求めた)
$$ m_{p}=0.072Q_{d}^{1/3}\left(z+z_{d}+z_{o}\right)^{5/3} $$

$$ z_{d}=\frac{5}{9}(H-Z_{n}) $$

$$ z_{o}=4.85\left(\frac{m_{d}^{3}}{Q_{d}}\right)^{1/5} $$

$$ Q_{d}=c_{p}m_{d}\left(T-T_{\infty}\right) $$

$ m_{p} $ : 開口噴流プリューム流量 [kg/s]. $ Q_{d} $ : 開口噴流の熱量 [kW], z : 開口上端からの高さ [m], $ z_{d} $ : 開口噴流プリュームの巻き込み基準点から開口上端までの高さ [m], $ m_{d} $ : 開口噴流の流量 [kg/s], $ Z_{n} $ : 開口下端からの中性帯の高さ [m], $ z_{o} $ : 開口噴流プリュームの仮想点源から巻き込み基準点までの高さ [m], $ C_{p} $ : 定压比熱 1.0 [kJ/kgK], T : 火炎温度 [K], $ T_{\infty} $ : 外気温度 [K]

H : 出入り口高さ [m]

車両の各出入口からの熱気流の流出量 $ m_{d} $ は、垂直温度を基に高さを分割し式(5)で求めた $ ^{8)} $ 。実験では車両内部の温度測定を行っていないため、ここでは、図2に示した車両出入口の垂直温度分布がそのまま車両内部でも同じ温度分布であると仮定して計算した。

$$ m_{d}=\frac{2}{3}a B\sqrt{2\rho\Delta\rho g}(h_{i}^{3/2}-h_{2}^{3/2}) $$

a: 流量係数0.7 [—]、B: 出入り口幅0.26 [m]、ρ: 密度 $ \left[kg/m^{3}\right] $ 、 $ \Delta\rho $ : 密度差 $ \left[kg/m^{3}\right] $ 、g: 重力加速度 $ \left[m/s^{2}\right] $ 、 $ h_{1} $ 、 $ h_{2} $ : 中性带からの高さ [m]

3 箇所からの出入り口の熱気流の流出量の合計 $ m_{d} $ を図5に☐印で示す。両出入口での熱気流の流出量は、発熱速度18kW、54kW、90kWに対して0.072kg/s、0.086kg/s、0.084kg/sとなった。ほぼ同じ値を示すのは、熱気流温度による密度への影響が小さかったためと考えられる。

車両出入口からの熱気流の流出量を車両内が同じ温度分布として、車両出入口の温度から計算で求めることの妥当性について検討した。通常、区両内火災で熱気流温度が一様で約300℃では、出入口からの熱気流の流出量は、式(6)で表される。

$$ m_{d}=0.5BH^{3?} $$

本模型では3箇所の出入り口からの流出量は、式(6)から0.088kg/sとなる。この値は、発熱速度18kWに対しては約20%多いが、発熱速度54kW、90kWに対してほぼ同じであった。このことから、車両出入口からの熱気流温度を基に、車両出入り口からの熱気流流出量を式(5)から求めても大きな違いはなくほぼ妥当といえる。

開口噴流の熱量 $ Q_{d} $ は、車両出入口の垂直温度分布を基に高さを分割し式(4)から求めた。3簡所の出入り口からの開口噴流の熱量の合計 $ \Sigma Q_{d} $ を表1に示す。

出入り口からの噴流プリューム流量は、開口上端からの高さzを0mとして、式(1)～(3)で计算し、図5に△印で示す。噴流プリューム流量は、発熱速度18kWで0.11kg/s、54kW、90kWでは0.14kg/sとなり、発熱速度によらずほぼ同じであった。これは、出入り口の開口上端から噴流プリュームまでの高さが低いと、熱気流流出後の周囲からの巻き込み空気量が少なくなるからである。機械排煙に必要な排煙量は、下部層の空気を吸い込んだため、車両出入口からの噴流プリューム流量の約1.2～2.4倍であった。

### 5. まとめ

地下駅構内模型を用い、車両を出火源とした機械排煙実験を行い、排煙量と煙層高さの関係について調べた結果、次のことがわかった。

(1) プラットホーム階の上部に溜まった煙層の下端高さは、排煙量の増加にともない高くなったが、ある排煙量以上では天井下を流れる煙層の厚みとなり、一定の高さ0.35m（実大1.75m）となった。この高さは、発熱速度によってほとんど変わらなかった。

(2) (1)の結果から、機械排煙により上階への熱気流を阻止するためには、階段出入り口での防煙たれ壁高さは、天井下を流れる煙焼の厚み0.15m（実大0.75m）以上必要である。

(3) 機械排煙に必要な排煙量は、排煙口の下部層空気を吸い込んだため、計算した車両出入り口からの噴流プリューム流量より約1.2～2.4倍大きな値となった。

(4) 機械排煙に必要な排煙量は、発熱速度の増加にしたがい大きくなり、90kW（実大5MW相当）の発熱速度では、0.33kg/s（実大18kg/s相当）となった。

## 参考文献

1）平成12年建設省告示1441号

2）松島早苗、渡部勇市：地下鉄火災における駅構内の上階への煙阻止に関する実験研究 その1 階段に防煙たれ壁を設置した場合、消防研究所報告、No.100、pp181-187 (2005)

3）村上研一 他：排煙設備の消防活動時における有効性に関する実験的研究、平成10年度日本火災学会研究発表会概要集、pp202-205,1998.5

4）国上開発技術研究センター編：建築物の総合防火設計法第3巻避難安全設計法、日本建築センター、1989

5）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報告書、pp20-23，平成16年3月

6) J.G.Quintiere: "Scaling Applications in Fire Research", International Symposium on Scale Modeling in Tokyo, July, 1988

7）田中哢義：改訂版 建築火災安全工学入門、日本建築センター，pp227-230.2002

8）田中哢義：改訂版 建築火災安全工学入門、日本建築センター、pp16-20.2002
# Experimental Study on Prevention of Upward Smoke through Stairs in case of Underground Station Fire Part 3 Smoke Layer Height and Smoke Exhaust Rate at Mechanical Exhaust

(Abstract)

Sanae Matsushima and Yuichi Watanabe

(Accepted July 11, 2006)

Using a 1/5 scale model of underground island type station, mechanical exhaust experiment was carried out by fire source of rolling stock in the platform. The opening to the upper floor was closed. The relationship between smoke layer height and smoke exhaust rate was examined and followings were found.

(1) The height of smoke layer accumulated in the upper part of the platform floor rose with the increase of smoke exhaust rate. The value of height became the depth of flowing smoke layer under the ceiling and it was fixed about 0.35m (in the full scale corresponds to 1.75m) over some exhaust rate. The height hardly changed by the heat release rate.

(2) From the above result, in order to stop the thermal air current to upper floor by mechanical exhaust in a underground station, the over 0.15m height was necessary for the soffit installed to the stair (in the full scale corresponds to 0.75m). The 0.15m was the depth of flowing smoke under the ceiling.

(3) Because air under smoke layer was drawn to the exhaust opening, smoke exhaust rate necessary for the mechanical exhaust became about 1.2-2.4 times of the calculated jet plume flow rate from the rolling stock doorway.

(4) Smoke exhaust rate necessary for the mechanical exhaust increased with the increase of heat release rate. It became 0.33kg/s (in the full scale corresponds to 18kg/s) at heat release rate 90kW (in the full scale corresponds to 5MW).
技術報告

# 石油タンクのスロッシングによる内容液の溢流量の算定

座間 信作、山田 實、西 晴樹、廣川 幹浩、平野 廣和 $ ^{*} $ 、鈴木 森晶 $ ^{**} $

(平成18年7月31日受理)

### 1. はじめに

2003年十勝沖地震では、石油タンク火災2基、浮き屋根沈没7基などの甚大な被害を被った。地震時に発生した第1火災では、リング火災、タンクヤード、タンク直近配管の3つの火災があった。これらの火災は、スロッシングにより浮き屋根が激しく揺動したことによる衝撃火花により、原油に着火しリング火災となると同時に、着火した原油が溢流したことにより後2者の火災となったものと考えられている $ ^{1} $ 。従って、タンク内溶液の溢流は火災の危険・拡大を招くことになりかねない。1964年新潟地震では、火災には至らなかったものの、内容量の約5％が溢流した事例も報告されている $ ^{2} $ 。このような事態は火災の危険性を高めることから重大視すべきであるが、溢流量の算定に関する研究は筆者らの知る限りないことから、まず溢流量算定の可能性を見極めるための実験を行ったので報告する。

### 2. 実験施設等

スロッシングの振動実験は古くから行われているが、2003年十勝沖地震の石油タンク被害を受けて、特にスロッシングの制振に関する実験が幾つかの施設で行われている。その中で、我々は愛知工業大学の大型振動台を利用した。この大型振動台は、テーブルサイズ：6m×11m、搭載重量：1500kN、最大変位：±20mm、振動数範囲：DC～50Hzで、大型構造物の加振が可能であること、振動台下に取水ピットがあり溢流を許す構造としていることから本実験目的に適している。なお、用いたタンクは、中央大学作成の直径4m、高さ2.5mの模型タンクである。底板、側板とも厚さ6mmのSS400の鋼材で、側板に関しては周方向に4分割、高さ方向に2分割し、それらの接合は幅60mmのアングル材補強し、ボルト締めしたものとなっている（図1）。また液面の挙動を観察するための窓も設置されている。浮き屋根はアクリル板を組み合わせて製作されたものである。内溶液としては水道水を用いた。

図1 浮尾根のある場合の模型タンク振動実験

### 3. 実験の概略

はじめに述べたように、スロッシングによる内容液の溢流に関する解析的研究、実験的研究は見当たらない。溢流の問題では流体を連続体として扱えないので、解析的には粒子法の一種で、固体・液体・気体を同時に解くことができるCIP（Cubic-Interpolated Pseudoparticle/Propagation）法 $ ^{41} $ などの適用が考えられる。ところで、現行のスロッシングに係わる消防法における基準が、速度応答スペクトルをベースに構成されている。従って、溢流量の算定も速度応答スペクトルを用いて算出できることが望ましいことから、溢流現象の把握も念頭に置き、以下の考えに基づき実験的に溢流量の算定を試みた。

(1) 地震動（入力波）の速度応答スペクトルSvを求める。

(2) 微小波高等を仮定して得られる速度応答スペクトル法 $ ^{5)} $ により最大波高Wh0を算出する。

$$ \mathrm{W h o}=D/2g\cdot0.837\mathrm{~\textperthousand~(2~\pi/T s)~}\cdot S v $$

$$ Ts=2\pi\sqrt{(D/(3.682g)\cdot\coth(3.682HVD)} $$
ここで、Ts、D、Hl、gはそれぞれスロッシング基本固有周期、タンク直径、液面高さ、重力加速度である。

(3) 溢流を考えていることから、微小波高の假定が成り立たないことを考慮し、(1)式で表されるWh0に対してスロッシングの非線形性に関する補正值を実験的に求める。

(4) 補正された最大波高Whと空間余裕高さHcとから、側板以上となる波高 $ \partial h $ を推定する

(5) δhと溢流量Vとの関係を求める。

ただし、おなじ∂hでも、液面高さが異なれば（Svが異なる）溢流量Vとの関係が異なる可能性があることから、液面高さを変えた実験を数多く行う必要がある。また、浮き屋根の有無も考慮する必要がある。

以上を踏まえ、実験手順を以下とした。

(1) Svを求めるため、減衰定数hを測定

(2) 振動台の変位を測定し、Sv(h)を求める。

(3) 入力地震波の強さを変え、最大波高Whを測定する。

(4) 最大波高Whと速度応答スペクトル法から求まる計算最大波高Wh0との関係を求める（非線形の補正）。

(5) 液面を上げ、溢流実験を行い、溢流により減少した液レベルを測定し、溢流量Vを求める。

(6) 最大波高Whから得られる $ \delta h $ とVとの関係をプロットする。

(7) 人力地震動、液面高さを変えて(1)から(6)を繰り返す。

(8) 同様に浮き屋根のある場合について、(1)～(7)を繰り返す。

### 4 \. 実験結果

### 4.1 减衰定数

減衰定数hは加振終了後の自由振動時の最大振幅の時系列データから求められる。即ち、加振終了後 $ t_{0} $ での側板での液面揺動の極大値を $ A_{0} $ とすると、液面揺動波形の包絡線

図２　自由液面の減衰状況

の振幅A(t)は、近似的に

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

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。

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

従って、最大振幅を読み取り、自然対数をとれば容易に減衰定数を求めることができる。測定は揺動状況をビデオ撮影し、その映像の加振方向のタンク側板内側につけた目盛りから振幅を目視で読み取った。なお、加振終了後ある程度の時間が経過すると、液面の最大揺動点が円周方向に移動する「みそすり運動」が生じることから、目視ではあるがその兆候が現れる直前までの振幅値をデータとした。

自由液面の場合の結果を図2に示す。これから、h=0.11％となり、従来から指摘されている値（0.1%）と一致することが確認された。このことから以下の自由液面の実験においては、h=0.1％としてSvの計算を行った。

同様に、浮き屋根のある場合の結果を図3に示す。これから、h=0.47%と求まり、従来から推定されている $ ^{[6]} $ 、シングルデッキ浮き屋根式タンクでのスロッシングの減衰定数0.5%と殆ど一致する。なお、浮き屋根外周にはシールはないが、それに相当するゴム帯が巻きつけてある。

### 4.2 非線形性の補正

溢流することの想定は、現在の石油タンクの空間余裕高さを上回る波高が生ずることを意味するが、空間余裕高さは、大型タンクではおよそ2m～3m程度（地域によってはその倍）であり、これはタンク直径の約5％程度となる。この程度においては速度応答スペクトル法が成立する範囲と考えられるが、2003年十勝沖地震ではこれ以上のスロッシングが発生して溢流が起こっており、この場合にはスロッシングの非線形性を考慮する必要がある。

実験においても大波高のスロッシングを発生させ、溢

図3 浮き屋根のある場合の減衰状況
流させることから、非線形での扱いをする必要がある。スロッシングの非線形性に関する解析的検討として、鳩田・他 $ ^{81} $ の研究があるが、これは自由液面に限られている。浮き屋根のある場合の非線形挙動に関しては解析的検討はなく、有限要素法を用いた数値的な検討が行われているものの $ ^{9} $ 、その数も少なく非線形性の効果を確認できない。そこで、ここでは、简便さと現行の基準の考え方をベースにするという方針から、線形性を仮定した速度応答スペクトル法から求まる波高と実験値との関係を求め、非線形性効果の補正を施すこととする。

自由液面の場合の実験結果を図4に示す。横軸は振動

図4 自由液面の場合の波高への非線形性の影響

図5 浮き屋根のある場合の波高への非線形性の影響

台の動き（変位制御）から求めたSv（h=0.1%）を(1)式に適用して推定された波高、縦軸は測定値である。非線形解が線形解と一次式で関係付けられるか不明であるが、鳩田・他（1986）が液面に対する理論解が1次式で近似できることを示していることから、ここでは1次式で補正することとした。図4から、この実験で想定している波高（直径の10%程度）の範囲では、最大波高は線形挙動に対して約14％の増大となり、鳩田・他（1986）の結果と符合する。また、浮き屋根のある場合については、h=0.5％として求めたSvから図5のようになり、23％程度の増大となった。以下の最大波高の推定では、これらの値を補正として用いた。なお、浮屋根のある場合の方が非線形の影響が大きいことについては、自由液面の場合、速度ポテンシャル理論によれば、側板付近では波の形状が抑えられるのに対して、浮屋根はその剛性のため液面より高い位置に観察されるためと考えられるが（図6参照）、更なる詳細な実験的検討が必要である。

### 4.3 溢流量と波高との関係

液高Hl=2.1m、自由液面での場合で、最も波高が小さかったケースでは、日視では$\partial h=0$（側板上部を若干濡らす程度：推定波高から求めた$\partial h=0.8cm$）であったにも拘らず、減水高さは0.3cmとなった。このケースでは、加振終了時には加振方向で最大波高となったのであるが、溢流は上述のように殆どなく想定通りと思えたが、その後放置すると液面は複雑な挙動を示し、時に波頭が立ちそれが伝播し側板で反射を繰り返すうちに溢流したり、中央が大きく盛り上がったMexican Hat型の液面形状が崩れ、それらが回転しながらぶつかり合い溢流したりと、極めて複雑な挙動による溢流であった。このような状況は、他のケースにおいても同様であり、従って、0.5cm程度分の減水を含んだものと考えておく必要がある。

図6 浮屋根の揺動時模式図
図7に自由液面で液高Hl=2.3mのケースについて、図8に浮き屋根のある場合でHl=2.3mのケースについて、それぞれ実験結果を示す。

これらの結果を見ると、1次式より2次式の方が一致度が良いように見える。目視観察からは、溢流水の到達距離は大きくは変わらないものの、溢流水の厚み、幅は変化が大きいように見えることから、溢流量はδhの2乗に近似的に比例すると考えられるが、更なる検証が必要である。

図7 液高Hl=2.3m、自由液面での$\partial h(=x)$ と減水レベルyとの関係

図8 液高Hl=2.3m、浮き屋根ありのケースでのδh (=x) と減水レベルyとの関係

図9 自由液面の場合の$\delta h(=x)$ と減水レベルyとの関係

### 5. 考察

同じ$\partial h$ でも、(1)液面高さHが高く、波高Whが小さい、(2)HIは低いがWhが大きい、場合がある。そこで、異なる液面高さに対する溢流実験をすべて重ね合わせて傾向を見てみると、自由液面（図9）、浮き屋根がある場合（図10）もほぼ同じ回帰式で説明できることが分かる。このことは速度応答スペクトルを与えることによって溢流を算定できる可能性があることを示す。

やや強引であるが、自由液面の場合、浮き屋根のある場合のデータをすべて重ね合わせてみたものが図11である。ばらつきは多少あるものの、意外にも減水レベル（y）は$\partial h$の2次式で近似的に表すことができる。

$$ \mathbf{y}=0.0059\partial\mathbf{h}^{2}+0.0447\partial\mathbf{h} $$

この結果はタンク径が4mの場合で、空間余裕高さが20～40cm、最大波高が約20～60cmの場合の結果であり、他の条件に対して成立するか否か今後の検討課題であるが、因みに実タンクに対して当てはめてみる。

1964年新潟地震での新潟火力発電所では、20000kl重油タンクが激しく揺動し、約5％の重油が溢流したとの報告がある（図12参照） $ ^{2)} $ 。2003年十勝沖地震でも3基のタンクで溢流が認められている。そこで、上記回帰式を用

図10 浮き屋根がある場合の$\delta h(=x)$ と減水レペル$y$との関係

図11 自由液面の場合、浮き屋根のある場合の重ね合わせ
いて推定した溢流量と実際とを比較してみたのが表1である。

新潟地震に対しては、タンクサイトに近い県営川岸町アパートでの地震記録から得られたスペクトル（図13） $ ^{10} $ において、当該タンクが固定屋根式であることから、自由液面に対するスロッシングの減衰定数として0.1% $ ^{6} $ を採用すると、Sv=200cm/sとなる。これから(1)式を用いてWh0をもとめ、非線形の影響を上述の約14%の増大とすると、 $ \partial h=140cm $ と算定される。結局、(5)式を用いて溢流量は約1600klと推定され、凡そ実際の溢流量（約1000kl）と一致する。なお、固定屋根式タンクでは屋根板があるため、本実験での自由液面の場合での溢流とは条件が異なり、その適用性には問題がある。ただし、浮き屋根のある場合の溢流の状況を観察すると、浮き屋根が内溶液を“搾り出す”役目を担っていると見える現象が認められる。固定屋根も同じような役目となりうると考えれば、その適用性は容認できるが、今後の更なる実験的検討が必要である。

一方、2003年十勝沖地震では3基（内2基は殆んど同じ諸元で溢流量もほぼ同じ）からの溢流が認められ、詳しい溢流量が分かっている（出光興産 私信、2005）。また、地震動も溢流したタンクのある事業所内で観測されている。これらのタンクはシングルデッキ浮き屋根式で、

図12 1964年新潟地震での20000kJ重油タンクの油が噴出している状況 $ ^{2)} $

有限要素法による詳細な解析⁹では非線形性の影響は9％の最大波高の増大となっていることから、ここではその値を用いてSv (h=0.5%)から求まるWh0を補正しδhを求めた。何故ならば、実験で用いたアクリル製の浮屋根と実タンクでの浮き屋根のスロッシング挙動に及ぼす影響の違いが不明であるからである。これらのδhを(5)式に適用した結果は、一つは（実際は2つのタンク）約3倍の過大評価、他は約20倍の過大評価となった（表1）。考えられる理由としては、スロッシングによって浮き屋根が持ち上げられたときに、側板から中央に向かって浮き屋根が離れる際の、側板と浮き屋根との間隔の違いが挙げられる。実タンクでは回転防止のためのポールがあり、これが浮き屋根の水平方向の動きを制限すること、更に浮き屋根と側板との間にあるチューブシールの厚みが、側板と浮き屋根との間隔を小さくすることのため、溢流量は実験よりも少なくなっている可能性がある。いずれにせよ、(5)式の実タンクへの適用の妥当性については不十分であり、今後、異なった直径のタンク揺動実験等を通した更なる検討が必要である。

図13 1964年新潟地震での県営川岸町アパートで得られた記録の速度応答スペクトル10)

表1 実タンクでの溢流量の推定値と実際との比較

地震名	直径
D(m)	侧板高
H(m)	地震时液高
Hl(m)	固有周期
Ts(sec)	速度芯答值
Sv(cm/s)	線形波高
Whc(m)	非線形波高
Wh(m)	侧板上波高
$ \partial h(cm) $	液面低下量
(cm)	推定溢流量
(kl)	夹溢流量
(kl)
1964年
新潟地震	44.58	13.76	11.80	8.06	200	2.97	3.37	141.39	104.08	1625	約1000
2003年
十勝冲地震	49.40	24.39	22.23	7.62	208	3.62	3.95	178.78	163.02	3125	1166
2003年
十勝冲地震	42.70	24.39	21.75	7.00	196	3.21	3.50	85.79	40.73	583	26.5