Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
果と比較した (図6)。既往の研究では風速が0～2m/sの条件で採取された火の粉がないため、比較対象の実験として風速4m/s下で行われた家屋を対象とした実験を利用している。吉岡らの実験では水ありと水なしのアルミパンにて火の粉の採取を行った。火災現場では消火作業の際に放水も行われているが、採取した火の粉が必ずしも水で消火されているとは限らないため、水あり・水なしの両方のデータと比較した。

図8は投影面積に関して比較したものを示す。縦軸の割合は各投影面積範囲の火の粉の個数の割合である。既往の研究 $ ^{[18]} $ では投影面積のピークが0.25～1cm²の位置にあるが、今回採取された火の粉では投影面積が1～2cm²の位置にピークがあり、若干大きい火の粉が採取されたようである。火災後の火の粉採取ではすでに燃え尽きている、もしくは採取できる場所の関係で小さいものが見つかりにくいこともあるためこのような傾向が見られると思われる。

複数住宅火災では特に投影面積が大きい(4cm²以上)火の粉の割合が多いが、これは紙状の火の粉によるものである。質量で比較すれば複数住宅火災でも一つ(1.0202g)を除いて1g以下と単独住宅火災・アパート火災から発生した火の粉とそれほど変わらないことが分かった。

図9では質量に関して比較したものを示している。縦軸の割合は各質量範囲の火の粉の個数の割合である。既往の研究 $ ^{[18]} $ および単独住宅火災において発生した火の粉の質量のピークは0.1g以下にあり、軽い火の粉が多かったことが分かる。吉岡らの研究 $ ^{[18]} $ も単独家屋を対象として実験を行っていることから共通点が見られる。しかしながら、複数住宅火災からの火の粉は0.1g以下の小さいものが割合としては50%以上と多いものの、0.5g以上の火の粉も発生している。部分焼であるアパート火災から発生した火の粉の質量は様々であることも考えると、今後火炎サイズ等も考慮しつつ、発生する火の粉の違いに関して検討する必要があると考えられる。

これら結果は今後火の粉による着火に関して、火の粉の大きさ・形状を含めて検討していく必要があることを示している。

### 6. まとめ

飛び火被害を起こさなかった3件の火災事例に関して家屋から発生する火の粉の性状を検討し、既往の火の粉データとの比較を行った。ほとんどの火の粉は投影面積5cm²以下、質量1gの小さいものであった。既往の吉岡らの研究と比較した結果、採取された火の粉は投影面積がより大きかった。これは火災調査で火の粉採取を行うことの難しさを示す。

图8 Comparison of projected area of firebrands in this study and in Yoshioka's study $ ^{[18]} $
さを反映しているともいえる。また、今後火の粉による着火に関して、火の粉の大きさ・形状を含めて検討していく必要がある。

### 7. 謝辞

本報告に関連して、燕・弥彦総合事務組合消防本部の協力に感謝いたします。また、調査に同行していただきました皆様にも感謝いたします。

### 8. 参考文献

1）総務省消防庁：糸魚川市大規模火災を踏まえた今後の消防のあり方に関する検討会報告書, 2017.05

2) Albini, F.: Spot Fire Distances From Burning Trees -A Predictive Model", USDA Forest Service General Technical Report INT-56, Missoula, MT, 1979.

3) Muraszew, A., Fedele, J.F.: Statistical Model for Spot Fire Spread, The Aerospace Corporation Report No. ATR-77758801, Los Angeles, CA, 1976.

4) Tarifa, C.S., del Notario, P.P., Moreno, F.G.: On the Flight Paths and Lifetimes of Burning Particles of Wood, Proceedings of the Combustion Institute, Vol. 10, pp. 1021-1037, 1965.

5) Tse, S.D., Fernandez-Pello, A.C.: On the Flight Paths of Metal Particles and Embers Generated by Power Lines in High Winds and their Potential to Initiate Wildfires, Fire Safety Journal, Vol. 30, pp. 333-356, 1998.

6) Anthenian, R., Tse, S.D., Fernandez-Pello, A.C.; On the Trajectories of Embers Initially Elevated or Lofted by Small Scale Ground Fire Plumes in High Winds, Fire Safety Journal, Vol. 41, pp. 349-363, 2006.

7) Woycheese, J.P.: Brand Lofting and Propagation for Large-Scale Fires, Ph.D. Thesis, University of California, Berkeley, 2000.

8) Himoto, K., Tanaka, T.: Transport of Disk-Shaped Firebrands in a Turbulent Boundary Layer, Fire Safety Science, Vol. 8, pp. 433-444, 2005.

9) Wang, H.H.: Analysis of Downwind Distribution of Firebrands Sourced from a Wildland fire, Fire Technology, Vol. 47, pp. 321-340, 2011.

10) Tohidi, A., Kaye, N.B.: Comprehensive wind tunnel experiments of lofting and downwind transport of non-combusting rod-like model firebrands during firebrand shower scenarios, Fire safety journal, Vol 90, pp.95-111, 2017.

图 9 Comparison of mass of firebrands in this study and in Yoshioka's study $ ^{[18]} $
11) Suzuki, S., Nii, D., Manzello, S. L.: The Performance of Wood and Tile Roofing Assemblies Exposed to Continuous Firebrands Assault, Fire and Materials, Vol. 41, pp. 84-96, 2017.

12) Manzello, S. L., Suzuki, S., and Hayashi, Y.: Exposing Siding Treatments, Walls Fitted with Eaves, and Glazing Assemblies to Firebrand Showers, Fire Safety Journal, Vol. 50, pp. 25-34, 2012.

13) Manzello, S. L., Suzuki, S., Nii, D.: Full-Scale Experimental Investigation to Quantify Building Component Ignition Vulnerability from Mulch Beds Attacked by Firebrand Showers, Fire Technology, Vol. 53, pp. 535-551, 2017.

14) Manzello, S. L., Suzuki, S., Hayashi, Y.: Enabling the Study of Structure Vulnerabilities to Ignition from Wind Driven Firebrand Showers: A Summary of Experimental Results, Fire Safety Journal, Vol. 54, pp.181-196, 2012.

15) Manzello, S. L.: Enabling the Investigation of Structure Vulnerabilities to Wind-Driven Firebrand Showers in Wildland-Urban Interface (WUI) Fires, Fire Safety Science, Vol. 11, pp. 83-96, 2014

16) Vodvarka F.J.: Firebrand Field Studies—Final Report, IIT Research Institute, Chicago, IL, 1969.

17) Vodvarka F.J.: Urban Burns-Full-scale Field Studies—Final Report, IIT Research Institute, Chicago, IL, 1970.

18）吉岡英樹：火の粉の発生・飛散による市街地火災の拡大現象に関する研究、東京大学博士論文、2006.

19) Suzuki, S., Manzello, S. L., Lage, M., Laing, G.: Firebrand Generation Data Obtained From a Full Scale Structure Burn, Int. J. Wildland Fire, Vol. 21, pp.961?968, 2012.

20) Suzuki, S., Brown, A., Manzello, S. L., Suzuki, J., Hayashi, Y.: Firebrands Generated from a Full-Scale Structure Burning Under Well-Controlled Laboratory Conditions, Fire Safety Journal, Vol. 63, pp. 43-51, 2014

21) Suzuki, S., Manzello, S.L., and Hayashi, Y., 'The Size and Mass Distribution of Firebrands collected from Ignited Building Components Exposed to Wind', Proceedings of the Combustion Institute, Vol. 34, Issue 2, pp.2479-2485, 2013.

(22) Suzuki, S., and Manzello, S.L., 'Firebrand Production from Building Components Fitted with Siding Treatments', Fire Safety Journal, Vol. 80, pp. 64–70, 2016.

23）大宮喜文、岩見達也：建物火災に関する火の粉の飛散と飛び火に関する実態調査、建築学会技術報告集、第9号、pp.133-136、1999.

24）篠原雅彦ら：火の粉の性状が飛距離に及ぼす影響—

2010 年 1 月別府市強風下市街地火災の現地調査に基づいて—、消防研究所報告、第 113 号、pp. 15-26、2012.

25）気象庁ホームページ

26）林吉彦ら：大規模木造建物実大火災実験で発生、飛散した火の粉の降積量と個別計測、建築学会技術報告集、第20号、pp.605-610、2014.
# Study on Characteristics of Firebrands Collected from Three Different Fires

(Abstract)

Sayaka Suzuki

(Accepted August 24, 2017)

Structure ignitions by firebrands are known to be one of the mechanisms of flame spreads in urban fires. Little firebrand data from actual structure fires exists while firebrand data from vegetation exists. It is important to make database of characteristics of firebrands from various fires. To this end, firebrands were collected from three different fires in order to understand more about characteristics of firebrands from structures. The firebrand data was compared with literature data from a structure in laboratory condition under a similar wind speed to those fires. Results show that firebrands from three fires in this study had larger projected areas than those in literatures due to building materials and the difficulty to find small firebrands on sites.
技術報告

# 石油タンク火災時のフッ素フリー泡消火薬剤の泡消火効率改善に関する検討

内藤 浩由

(平成29年9月15日 受理)

石油タンク火災時に使用される、各泡消火薬剤（粘性付与水成膜泡：AR-AFFF、フッ素たん白泡：FP、フッ素フリー粘性付与水成膜泡：N-AR-AFFF、フッ素フリーたん白泡：N-FP）に対する、各泡性状（発泡倍率：E、還元係数：C）の消火限界泡供給率：Qcの検討を行い、今回の実験条件（泡投入方法、油種、タンク模型の規模）に対し、以下のことが明らかとなった。

(1) AR-AFFF の場合、積算放射熱量抑制効果：$\gamma=70\%$ を達成するための泡性状毎の消火限界泡供給率 $\mathrm{Q}_{\mathrm{c}70}$ は、0.7~1.2 $\left[\mathrm{L}/\mathrm{min}/\mathrm{m}^{2}\right]$ となり、N-AR-AFFF の場合、$\mathrm{Q}_{\mathrm{c}70}$ は、1.7~2.2 $\left[\mathrm{L}/\mathrm{min}/\mathrm{m}^{2}\right]$ となる。また、AR-AFFF の最小消火限界泡供給率: $\mathrm{Q}_{\mathrm{c}70\mathrm{min}}$ は、0.69 $\left[\mathrm{L}/\mathrm{min}/\mathrm{m}^{2}\right]$ となり、N-AR-AFFF は、1.71 $\left[\mathrm{L}/\mathrm{min}/\mathrm{m}^{2}\right]$ となる。これより、フッ素フリー泡消火薬剤の N-AR-AFFF で消火対応する場合、AR-AFFF に比べ、約 2.5 倍以上の泡供給率で対応する必要があることが明らかとなった。

(2) FP の場合、$\gamma=70\%$ を達成するための泡性状毎の$\mathrm{Q}_{c70}$ は、$0.8\sim1.2\left[\mathrm{L}/\mathrm{min}/\mathrm{m}^{2}\right]$ となり、また、N-FP の場合、$\mathrm{Q}_{c70}$ は、$1.0\sim1.8\left[\mathrm{L}/\mathrm{min}/\mathrm{m}^{2}\right]$ となる。さらに、FP の$\mathrm{Q}_{c70\min}$ は、$0.81\left[\mathrm{L}/\mathrm{min}/\mathrm{m}^{2}\right]$ となり、N-FP は、$0.97\left[\mathrm{L}/\mathrm{min}/\mathrm{m}^{2}\right]$ となる。これより、フッ素フリー泡消火薬剤のN-FP で消火対応する場合、FP に比べ、約1.3倍以上の泡供給率で対応する必要があることが明らかとなった。

### 1. はじめに

石油タンク火災や流出油火災時の消火対応としては、泡消火が最も有効であるが、その泡消火過程は、燃料の種類、泡の投入方法、泡消火薬剤の種類、泡性状（起泡性、保水性、流動性）が関与する極めて複合的な現象であるため、泡の性能を定める「泡消火薬剤の技術上の規格を定める省令」 $ ^{1)} $ においても、消火性能評価試験の実験条件等は、海外規格の条件を参考にしたり、また、経験的に取り決められていたりするのが現状である。また、現在、危険物用に販売されている泡消火薬剤は、規格省令試験に合格し、一定の実験条件等（ガソリン・ヘプタン、所定の寸法・形状の火皿や発泡器）における泡消火性能評価であり、それ以外の消火性能データ等の蓄積は、ほぼなされていないのが現状である。そのため、泡消火性能の定量的な評価は、極めて難しく、大規模石油タンク火災等に対する詳細な消火戦術や、より効率的な泡消火技術の提案までには至っていないのが現状である。

また、今日の消火システムに求められる性能は、「火災が消えさえすれば良い」わけではなく、費用対効果や環境への影響、また、迅速且つ、効率的、効果的に消火できる技術の開発等が、強く求められており、石油タンク火災の泡消火効率改善に関する検討が益々重要となってきている。特に、泡消火時の環境影響と言う観点からは、2009年に開催された、ストックホルム条約（POPs条約）の第4回締約国会議（COP4） $ ^{2)} $ で、残留性有機汚染物質である、ペルフルオロオクタンスルホン酸（PFOS）とその塩類を含む9種類の物質が、同条約の付属書Bに追加されたことを受け、2010年の化学物質の審査及び製造等の規制に関する法律（化審法）改正時に、第一種特定化学物質に指定 $ ^{3)} $ され、国内においても、PFOS含有の泡消火薬剤は、事実上使用禁止となった。

PFOS とその塩類は、水にも油にも溶けやすいため、主に界面活性剤として利用され、最近まで撥水剤や紙の防水剤及び泡消火薬剤等の製品に使用されてきた。また、PFOS は安定な化学構造をしているため、環境中で分解されにくく、高い蓄積性も有するため、近年、野生動物や環境中に広範囲に存在していることが報告 $ ^{3)} $ されている。難分解性、生物蓄積性、長距離移動性、人の健康又は環境への悪影響を有する化学物質である。

しかしながら、石油タンク火災時に使用される泡消火薬剤のほとんどは、消火性能を担保するために、フッ素化合物（PFOS やペルフルオロオクタン酸：PFOA）
が含有されているが、現在、規制対象となっていない PFOA の使用禁止も近い将来、危惧されている $ ^{4} $ 。

この様な状況を踏まえ、現在、国家検定品として販売されている泡消火薬剤に添加されているフッ素化合物（ペルフルオロオクタン酸：PFOA）が、将来、使用禁止になった場合を想定し、その使用禁止が消火性能に与える影響評価と、フッ素フリー泡消火薬剤（PFOA非含有）で消火対応する場合の泡供給率等の対応策を検討することを目的とする。

### 2. 泡消火性能に寄与する要素

石油類を貯蔵するタンクに火災が生じた場合、有効な消火方法の一つとして、泡による消火が存在する。ガソリンなどの低引火点燃料油の火災に対する泡の消火原理は、燃料油の表面を泡により被覆し、封鎖することによって、燃料油から発生する可燃性蒸気を防ぐ除去消火が主たる要因となる。泡による消火過程を考えると、タンク内へ投入された泡は、火炎からの放射熱に暴露され、その結果、泡塊の水分は烈しく蒸発し、また、泡の自然排水（還元）により消泡しやすくなる。しかし、泡層が一度形成すると、連続的に供給される泡が、泡層上部へ流下しながら積層する。それにより、火炎からの放射熱から、泡層を保護する役目をする。その結果、放射熱による消泡が抑制され、泡層が燃焼油面の一部を被覆しはじめると、燃料油からの可燃性蒸気が抑制される。泡層への熱暴露が減少することで、消泡量が減少し、それに伴い、さらに泡の油面被覆が進むと考えられる $ ^{5)} $ 。すなわち、泡による消火を実現するには、火炎からの放射熱に対する消泡量に対し、泡層を形成できる量で泡を油面へ供給しなければならず、このことから消火限界泡供給率: Qd[L/min/m²]（消火限界時の単位面積当たり単位時間当たりの泡の供給量）（以下 Qc）の存在があることは理解できる。

次に、泡消火過程で寄与する要素を図1へ示す。上述したとおり、泡消火において、泡供給率が大きな支配パラメータであることは自明であるが、その他に、泡の消火過程で寄与する要素として、泡消火薬剤の種類（フッ素含有泡、フッ素フリー泡）、泡の物理的性質となる泡性状（起泡性、保水性、流動性）、そして、燃焼油面への泡投入方法（ジェントル、バックボード、フォースフル）により、泡消火性能は大きく異なる。さらに、泡消火に寄与するパラメータは、油面上に泡が展開する能力となる被覆性、可燃性蒸気を封鎖するための能力となるシール性、燃焼している火炎から熱に耐える能力である耐熱性、そして、燃料油により泡が破壊されない能力となる耐油性がある。これら各性質は、相関関係にあり、泡の消火過程は、極めて複合的な現象と言える。

そのため「泡消火薬剤の技術上の規格を定める省令」 $ ^{1)} $ で定められている泡消火薬剤の消火試験においても、泡の消火性能に対する定量的検討は難しく、既存の泡消火設備でも経験的に安全率を考慮した泡の供給率や発泡倍率、還元時間等が定められているのが現状である。

さらに、泡の消火性能を評価するための指標として、完全消火する時間で評価できれば良いが、泡の消火過程は、複合的であり、また、同じ泡消火薬剤、泡供給率、泡性状、そして同じ泡の投入方法でも、消火時間の再現性は極めて低くなる。その理由としては、泡面上に生じるフリッカー炎（泡面上に漏れ出した可燃性蒸気または、泡投入時に油汚染された泡が原因となり、泡面上を炎が伝播する予混合火炎のこと）または、キャンドル炎（泡の油面被覆の隔たりや、火炎により加熱されたタンク側壁に付着した泡が、熱により消泡し、泡面上、もしくは、側壁から漏れ出した可燃性蒸気に着火して生じる、拡散火炎のこと）が原因であり、フリッカー炎およびキャンドル炎の発生やその消炎過程は、極めて偶発的となる。従って、本研究における泡の消火性能を評価するための指標として、消火時間を採用するのは不適切であると考えられる。また、非水溶性液体用低発泡泡消火薬剤のISO規格 $ ^{6)} $ では、泡消火試験時の、最大放射熱に対し90%放射熱が抑制された時間を「90%コントロール時間」と定義し、消火性能の参考データとして採用している。

図1 泡消火性能に寄与する要素
本研究では、各泡性状に対し、ほぼ火炎抑制できない条件でも、消火性能を何かしらの指標により定量しなくてはならず、90%コントロール時間による指標でも、不適切であると考えられる。そこで本研究は、各泡消火実験時に得られる、放射熱データを用いて、自由燃焼時の放射熱の積算量に対する、泡消火開始からの放射熱の積算量の割合から、火炎抑制効果を定量し、このパラメータを泡消火性能の指標として採用した。

積算放射熱量抑制効果 $ \gamma $ [%] を式(1)により定義する。

$$ \gamma=[1-(\int\limits_{0}^{t1}q_{foam}dt/\int\limits_{0}^{t1}q_{free}dt)]\times100[\%]\quad\cdots\cdots(1) $$

ここで q_{free} は、自由燃焼時のある時刻 t の放射熱量を示し、また、q_{foam} は、各泡性状に対する、ある時刻 t の放射熱量とし、時間 dt の積を 0 から t_{1} まで積分した値を積算放射熱量とした。今回は、dt=1[s]、t_{1}=600[s] のもと算出を行った。なお、t_{1} の設定は、消火実験の全条件にて、q_{foam}=0[kW/m^{2}] となる時刻である。

### 3. 泡消火性能実験

### 3.1 実験装置及び方法

図1に示した様に、様々な消火に寄与するパラメータがあるなか、本研究では、泡消火薬剤の種類と制御可能な泡性状となる起泡性、保水性に着目し、泡消火にとって最適な条件とは何か検討を行った。

今回使用する、泡消火実験用の装置を図2に示す。泡の消火実験を行うため、実際の石油タンクを模擬した小規模タンク（タンク表面積1[m²]）を製作した。タンク底部及び横方向はガラス製で、泡消火過程を可視化することができる。小規模タンク底面下に6台のカメラを設置し、各映像を合成して、燃焼油面中の泡の被覆面積や、また、横方向から撮影することで、泡被覆時の泡厚さ等の測定も可能となる。そして、泡を生成する発泡器は、一定圧力0.4[MPa]のもと、泡水溶液と圧縮空気をフローメーターにより流量調整し、起泡性の指標となる発泡倍率E（=ρsolution:泡水溶液の密度/ρfoam:泡の密度）を制御し、さらに、保水性の指標となる還元係数C(3.2節で定義）を、発泡器の管路抵抗を可変することにより制御を行った。泡の投入方法は、実際の石油タンクの泡消火設備に採用されている、固定泡放出口⁷）を用い、泡消火実験を実施した。投入された泡は、小規模タンク内壁に沿って

図2 泡消火実験用の小規模タンク装置
流下し、燃料油面へ供給される。固定泡放出口の設置位置は、実タンクのスケール比を模擬し、小規模タンクの底面から高さ600 [mm] に設置した。また、泡消火時の火炎抑制に関する定量的判定のため、放射計を使用し、放射熱の計測を行った。計測位置は、タンク模型中心から1680 [mm]、床面から高さ2840 [mm] に設置した。さらに、タンク模型をロードセルに載せており、泡消火実験時の重量変化量の計測から発熱速度の算出も可能である。実験条件は、小規模タンク内に敷水100 [L] を投入し、その後、燃料油となるノルマルヘプタン20 [L]（比重:0.684 at 20 [℃]）を投入し、温度20 [℃] 一定のもと消火実験を行った。また、予燃焼時間は、液面降下速度が一定となり定常燃焼へと移行する60 秒とし、その後、泡放射を開始した。今回使用する泡消火薬剤は、石油タンク火災に有効 $ ^{8)} $ とされる、フッ素含有の粘性付与水成膜泡（以下AR-AFFF）とフッ素たん白泡（以下FP）を使用し、また、これら泡消火薬剤から、フッ素系界面活性剤（PFOA）を抜いた、フッ素フリー粘性付与水成膜泡（以下N-AR-AFFF）、フッ素フリーたん白泡（以下N-FP）の計4種類を用い、3%の泡水溶液にして泡消火実験を実施した。

### 3.2 泡の保水性の定義及び泡消火実験条件

同じ発泡器を使用して、泡の供給量や発泡倍率E[-]（以下E）を可変して発泡させた場合、泡の排水特性は大きく異なり、また、泡消火薬剤の種類によっても異なることは、一連の実験より明らかとなった⁹）。従って、泡の保水性を制御すると言うことは、各パラメータ（泡消火薬剤、泡供給率、発泡倍率）を考慮し、還元計測（底部に穴を設けた内径Φ200[mm]、高さ60[mm]の泡採取容器内へ泡を満たし、その時点から、泡から排水される水溶液量を時系列で計測）を行うことで、泡の保水性を評価することになる。本研究で使用する泡性状コントロールノズルは、発泡倍率は自在に変化させることはできるが、泡の還元を自在に変化させ、厳密に制御することは困難であることがわかった。そこで、還元泡水溶液量（泡内に含まれる泡水溶液が重力によって排水される量）の時系列データを計測し、泡の保水性の指標を新たに定義することで、保水性の違いによる泡消火性能の定量化を試みた。上述した泡採取容器内に泡を投入し、泡が、ある還元速度（単位時間当たりに泡から水溶液が排水される質量）によって、一定の割合で質量減少すると仮定すれば、還元の指標を定数として扱うことが可能となる。すなわち、還元による泡質量減少割合を還元係数C[s⁻¹]（以下C）と定義し、式(2)に示す。

$$ 還元係数 C|s^{-1}|=\frac{ 泡 \mathcal{O} 還元速度 v[g/s]}{ 泡採取容器内 \mathcal{O} 残存泡質量 m[g]}\qquad\cdots\cdots(2) $$

Cは、泡の還元速度 v [g/s] を泡採取容器内の残存泡質量 m [g] で除した値とし、また、mは、泡の水溶液の還元がほぼ終了する3000秒での還元質量から、ある時刻 t における還元質量を差し引いて求められる。本研究では、Cを保水性の指標として扱うことにした。Cが小さい場合は、還元による泡質量減少割合が小さいことを意味し、保水性の高い泡性状を示す。逆に、Cが大きい場合は、保水性の低い泡性状を示すことになる。泡の保水性の指標となる、還元係数を新たに定義することで、保水性の違いと、起泡性の違いによる泡消火性能を定量化することが可能となる。

泡消火薬剤の技術上の規格を定める省令 $ ^{1} $ では、泡の保水性の指標として「25% 還元時間」を採用しており、低発泡における、たん白泡消火薬剤、合成界面活性剤泡消火薬剤、水成膜泡消火薬剤は、1分以上、大容量泡放水砲用泡消火薬剤では2分以上と定められている。今回、採用する還元係数は、泡内の水溶液の還元（排水）がほぼ終了する時刻となる、3000秒までの還元質量から、Cを算出するため、25% 還元時間に比べより精度の高い、保水性の指標として使用できる。

条件は、各泡消火薬剤に対し、EとCを変化させた場合の消火性能評価を行うため、各泡消火薬剤（AR-AFFF、N-AR-AFFF、FP、N-FPの4種類）に対し、Eを4倍、8倍、12倍に設定し、Cを約0.001～0.006[s^{-1}]の範囲（保水性の高い泡～低い泡）で変化させ泡消火実験を行った。また、泡供給率Q（以下Q）は0.5～2.25[L/min/m^{2}]の範囲で変化させ、EとCをパラメータにして、泡消火実験を行った。

これまで、定義した各種パラメータの概要説明を表1に示す。

### 3.3 泡性状の違いによるフッ素含有泡とフッ素フリー泡の消火性能の検討

図3に、Q=0.75[L/min/m²]で一定のもと、AR-AFFFとN-AR-AFFFに対する、E[-]とC[s^{-1}]の積算放射熱量抑制効果γ[%]（以下γ）を示す。なお、Q=0.75[L/min/m²]の条件は、先に行われたフッ素含有泡による実験結果 $ ^{10)} $ より、泡のEとCの違いにより、消火性能の変化が顕著

表1 各種パラメーターの概要説明

パラメータ-	小←值→大
発泡倍率E[-]	低い発泡(重い泡)
還元係数C[s^{-1}]	保水性の高い泡(寿命の長い泡)
積算放射熱量抑制効果γ[%]	放射熱抑制効果が低い(消火性能が低い)
消火限界泡供給率Qc[L/min/m^{2}]	消火限界時の泡供給率(消火性能が高い)
となる条件であることが分かっており、また、Q 以外の泡消火におけるパラメーター E と C の影響を、フッ素フリー泡消火薬剤においても検討するため、Q=0.75 [L/min/m²] で一定のもと泡消火実験を実施した。

図3 (左図) に示す AR-AFFF の場合、C が 0.001 $ [s^{-1}] $ から 0.002 $ [s^{-1}] $ の保水性の高い泡性状では、E=4～12 の範囲で、γが 65 % から 80 % となり、高い値を取る。特に E=8～12 の領域では、γが 80 % 程度の抑制効果が得られ、逆に E=4 では、65 % と低下している。一方、保水性の低い泡性状となる、C=0.004 $ [s^{-1}] $ から 0.006 $ [s^{-1}] $ では、γが 50 % から 10 % まで急激に減少している。すなわち γ は、C=0.003 $ [s^{-1}] $ より高い領域で、還元係数依存性が高くなり発泡倍率依存性は低い泡消火薬剤であると言える。また、図3 (右図) に示す N-AR-AFFF の場合、同様に E をパラメータとした時の C に対する γ を見ると、0.001 $ [s^{-1}] $ から 0.006 $ [s^{-1}] $ にかけて、γは最大でも 5 % 程度であり、E を変化させても、γはほぼ変化せず、泡性状を変化させても、火炎抑制できないことを示している。すなわち消火限界泡供給率は 0.75 $ [L/min/m^{2}] $ 以上となり、さらに、フッ素系界面活性剤の添加が、泡の消火性能を担保する上で極めて重要であることを図3 は示している。

図4に、Q=0.75 [L/min/m²] で一定のもと、FPとN-FPに対する、E[-]とC[s⁻¹]のγ[%]の関係を示す。図4（左図）のFPの場合、各Eに対し、Cが0.001[s⁻¹]から0.004[s⁻¹]に増加すると、比較的緩やかにγが減少している。特に保水性の低い泡性状となる0.004[s⁻¹]から0.005[s⁻¹]では、γが10[%]以下となる。また、Cの全領域で、γはE=8、E=4、E=12の順に高くなり、Cが0.001[s⁻¹]では、50[%]から70[%]になり火炎抑制効果が最も高い領域となる。また、Cの増加と共に、各Eに対するγは約20～10[%]まで減少し、Cが0.004[s⁻¹]ではγが8[%]から12[%]となる。言い換えると、γに対するEの依存性は低くなっている。FPにおいても、γの還元係数依存性が高く、また、発泡倍率依存性は、比較的低い傾向を示している。そして、図4（右図）のN-FPの場合、EをパラメータにとりCに対するγを見ると、0.001[s⁻¹]近傍では、E=4、E=8共に、γは30[%]程度となり、また、E=12では、γは12[%]まで低下している。Cが0.003[s⁻¹]から0.005[s⁻¹]にかけて、Eに対する依存性は低くなり、Cの増加と共に、γは15[%]から5[%]まで緩やかに低下している。

図3 各 E と C に対する積算放射熱量抑制効果 γ の関係（左図：AR-AFFF、右図：N-AR-AFFF）

図4 各EとCに対する積算放射熱量抑制効果γの関係（左図：FP、右図：N-FP）
N-FPにおいて、FPほどCとEに対するγの依存性は高くないが、E=4、E=8においては、γの還元係数依存性があることがわかる。Q=0.75[L/min/m²]において、N-FPのγは最大でも30[%]となり、FPの最大値γ=80[%]に比べれば消火性能は低下するが、泡性状を最適化することによってN-FPでも約3割程度、火炎抑制されている。

図3、図4において、フッ素含有泡消火薬剤とフッ素フリー泡消火薬剤の消火性能比較を行い、フッ素系界面活性剤の添加が、泡の消火性能を担保する上で重要であることは明らかとなったが、泡性状に対する限界泡供給率の検討を行うことで、フッ素フリー泡消火薬剤においても、火炎抑制、または、効果的な泡消火性能を得られる可能性を次節で紹介する。

3.4 フッ素含有泡とフッ素フリー泡における泡供給率の影響

図5に、AR-AFFF及びN-AR-AFFFの各泡性状(E,C)に対する消火限界泡供給率Qc[L/min/m²]（以下Qc）を示す。γが70[%]になるために必要となるQc(以下Qc70)を、泡性状(E,C)毎に示している。なお、γが70[%]の条件は、自由燃焼時の最大放射熱に対し、9割以上放射熱を抑制できる条件となり、火炎抑制及び消火可能な閾値である。また、Qc70が存在しない条件においては、より高い泡供給率での検討を行わなければならないが、今回は、実験装置の制約上、Q=0.5~2.25[L/min/m²]の間でしか検討できないため、γが70[%]未満の泡性状の条件は、ブランクにしている。

図5（左図）に、AR-AFFFの泡性状毎のQc70を示す。各泡性状に対して、Qc70は存在し、C0.006の条件を除き、ほぼ均一な分布を取る。また、最小消火限界泡供給率：Qc70min[L/min/m²]（以下Qc70min）は、最も消火効率の高い条件を示し、E8-C0.001、E8-C0.002、E12-C0.001の条件で、各々0.69[L/min/m²]となる。さらに、最大消火限界泡供給率：Qc70max[L/min/m²]（以下Qc70max）は、消火効率の最も低い条件を示し、ブランクになっている泡性状の条件のどれかに該当するが、今回は、実験装置の制約上Q=0.5~2.25[L/min/m²]の検討のため、γが70[%]以上の条件におけるQc70maxとした。その結果、E4-C0.006の条件で、Qc70maxは1.23[L/min/m²]となる。すなわち、泡性状の違いによりQc70は、最大で1.78倍も異なることがわかる。

図5（右図）に、N-AR-AFFFに対する、泡性状毎の $ Q_{c70} $ を示す。 $ Q_{c70min} $ は、E8-C0.001、E12-C0.001、E12-C0.002の条件で1.71[L/min/m²]となる。また、 $ Q_{c70max} $ は、実験の制約上Q=0.5~2.25[L/min/m²]の範囲で検討を行い、E8-C0.004の条件で、2.19[L/min/m²]となる。N-AR-AFFFの場合、火炎抑制可能な泡性状の条件（γ=70[%]）が、泡性状によって大きく変化する泡消火薬剤と言えるが、火炎抑制可能な泡性状の条件であれば、 $ Q_{c70} $ の値は、ほぼ一定となり、今回の実験条件では、泡性状に依存しない泡消火薬剤と言える。

図6に、FP及びN-FPの各泡性状に対する $ Q_{c70} $ を示す。図5と同様、γが70[%]になるために必要となる $ Q_{c70} $ を、泡性状(E、C)毎に示している。また、図中の $ Q_{c70} $ が存在しない条件においては、より高いQでの検討が必要であるが、実験装置の制約上、検討できない条件である。

図6（左図）に、FPの泡性状毎の $ Q_{c70} $ を示す。各泡性状の条件に対して、 $ Q_{c70} $ が高い条件は存在せず、ほぼ均一な分布を取る。 $ Q_{c70min} $ は、E12-C0.001の条件で0.75[L/min/m²]となり、また、 $ Q_{c70max} $ は、E12-C0.006の条件で、1.24[L/min/m²]となる。泡性状の違いにより $ Q_{c70} $ は異なるが、最大で1.65倍の $ Q_{c70} $ の変化が見られる。図6（右図）に、N-FPの各泡性状に対する $ Q_{c70} $ を示す。 $ \gamma=70 $ [%]の時の泡性状毎の $ Q_{c70} $ を見ると、概ね1.0~1.8[L/min/m²]となる。また、N-AR-AFFFに比べ、 $ Q_{c70} $ は、各泡性状に対し広範囲に存在し、E4-C0.006以外は、全て $ Q_{c70} $ が存在している。また、 $ Q_{c70min} $ は、E12-C0.003の条件で0.97[L/min/m²]となる。

図 5 AR-AFFF と N-AR-AFFF の泡性状に対する Qc の関係
min/m²]となり、さらに、 $ Q_{c70max} $ は、E4-C0.005の条件で1.8[L/min/m²]となる。 $ Q_{c70} $ が存在する領域での、各泡性状に対する $ Q_{c70} $ の依存性は、AR-AFFF及びN-AR-AFFFに比べ、比較的高いと言える。また、N-FPの場合、E12-C0.003~C0.004の泡性状の条件であれば、より低い $ Q_{c70} $ を得ることができ、逆に、保水性の高いC0.001の条件では、 $ Q_{c70} $ が高い結果となる。これは、N-FPの泡の流動性に起因するものと考えられる。たん白系泡消火薬剤の場合、Eが高く、Cが低い条件において、泡の流動性が低くなる傾向があり $ ^{[11]} $ 、泡の油面被覆時の阻害要因として考えられる。逆に、Cが高い条件においては、泡の流動性に関しては改善されるが、還元時間が早く、また、泡のシール性能及び泡の寿命が短い泡性状となるため $ ^{[11]} $ 、Cが低い条件と同等、 $ Q_{c70} $ が高くなっている。N-FPの場合、泡の流動性を加味した、EとCの最適化を図ることで、より効果的な消火が達成できると考えられる。

### 3.5 泡性状に対する泡供給率の各係数の検討

現行の消防法で規定されている、「製造所等の泡消火設備の技術上の基準の細目を定める告示 (総務省告示第 559 号)」 $ ^{12} $ 内で定められている、上部泡放出口（I型、Ⅱ型）に対する泡供給率は、4 [L/min/m²] と規定されているが、フッ素フリー泡消火薬剤で消火対応する場合、前節の結果を踏まえ、同等な消火性能を得ようとした場合、各泡性状に対する泡性状係数（図7）を乗じた泡供給率で対応する必要があると考えられる。

泡性状係数とは、各泡性状による消火性能の良し悪しを定める指標であり、算出においては、最も消火効率の高い泡性状で得られる、AR-AFFF、FPの $ Q_{c70min} $ を用い、各泡性状の $ Q_{c70} $ との比を、泡性状係数とした。

その結果を表2に示す。AR-AFFFの $ Q_{c70min} $ に対するAR-AFFF及びN-AR-AFFFの泡性状係数を見ると、AR-AFFFも、泡性状の変化により、1.0～1.8倍となり、また、N-AR-AFFFにおいては、2.5~3.2倍となる。このことは、AR-AFFFにおいても泡性状の変化により、最大で1.8倍の泡供給率で消火対応しなければならないことを示し、また、N-AR-AFFFにおいては、泡性状を最適化しても2.5倍以上の泡供給率で対応する必要があることを示している。また、FPの $ Q_{c70min} $ に対するFP及びN-FPの泡性状係数

図6 FPとN-FPの泡性状に対するQcの関係

$$ \dot{A}^{2} $$

$$ 1図7 フッ素フリー泡消火薬剤代替時の泡供給率の各係数について
表 2 各泡消火薬剤の泡性状係数

AR-AFFF	C [s-1]
0.001	0.002	0.003	0.004	0.005	0.006
E [-]	4	1.1	1.1	1.3	1.3	1.4	1.8
8	1*	1*	1.3	1.3	1.3	1.7
12	1*	1.0	1.2	1.3	1.4	1.4
N-AR-AFFF	C [s-1]
0.001	0.002	0.003	0.004	0.005	0.006
E [-]	4	2.5	2.6	3.0	-	-	-
8	2.5	2.5	2.8	3.2	-	-
12	2.5	2.5	2.7	2.9	-	-
FP	C [s-1]
0.001	0.002	0.003	0.004	0.005	0.006
E [-]	4	1.1	1.3	1.3	1.6	1.6	1.7
8	1.3	1.3	1.3	1.6	1.6	1.6
12	1*	1.2	1.3	1.4	1.5	1.7
N-FP	C [s-1]
0.001	0.002	0.003	0.004	0.005	0.006
E [-]	4	2.0	2.2	2.1	2.1	2.4	-
8	2.1	1.7	1.4	1.7	1.9	2.0
12	2.1	1.5	1.3	1.4	1.7	2.1

$ ^{*} $ : QCmin

を見ると、FPは、泡性状に対し1.0~1.7倍の範囲となり、N-FPにおいては、1.3~2.4倍の範囲となる。FPにおいても泡性状の変化により、最大で1.7倍の泡供給率で消火対応しなければならないことを示し、また、N-FPにおいては、1.3倍以上で対応する必要があることを示している。

### 3.6 泡消火の燃焼規模の検討

これまで、タンク火災の燃焼規模によって、泡の消火性能は、大きく影響されることが一連の実験結果よりわかっており $ ^{13} $ 、本節では、燃焼規模による泡消火性能の変化を相似則により考察を行った。

泡の消火原理は、燃料油表面を泡により被覆し、封鎖することによって、燃料油から発生する可燃性蒸気を防ぐ除去消火が主たる要因となる。泡が油面を被覆する過程を考えた場合、主要パイナンバーΠ $ ^{14} $ は、式（3）〜（6）に示すように、Π $ _{1} $ のフルード数：Fr（泡の被覆の速度と抗力）とΠ $ _{2} $ のウェーバー数：We $ _{1} $ （泡と燃料油面の表面張力と抗力）、Π $ _{3} $ のレイノルズ数：Re（泡の粘性力と慣性力）、そしてΠ $ _{4} $ のウェーバー数：We $ _{2} $ （側壁と泡の表面張力と抗力）が、泡の油面被覆における主要パイナンバーであると考えられる。

$$ \Pi_{1}=F_{i}/F_{g}=\sqrt{(\rho l^{2}V^{2})/(\rho g l^{3})}=V/\sqrt{g l}\qquad\cdots\cdots(3) $$

$$ \Pi_{2}=F_{i}/F_{s}=(\rho l^{2}V^{2})/(\sigma_{s}l)=\rho l V^{2}/\sigma_{s} $$

$$ \Pi_{3}=F_{i}/F_{\nu}=(\rho l^{2}V^{2})/(\mu l V)=\rho l V/\mu $$

$$ \Pi_{4}=F_{i}/F_{w}=(\rho l^{2}V^{2})/(\sigma_{w}l)=\rho l V^{2}/\sigma_{w} $$

ここで、 $ F_{i} $ [N] は慣性力、 $ F_{g} $ [N] は重力、 $ F_{s} $ [N] は泡と油面の表面張力、 $ F_{\nu} $ [N] は粘性力、そして $ F_{w} $ [N] は泡と壁面の表面張力を示し、また、l [m] は代表長さ、V [m/s] は代表速度、g [m/s²] は重力加速度、 $ \rho $ [kg/m³] は泡もしくは水溶液の密度、 $ \mu $ [Pa·s] は泡もしくは水溶液の粘度、 $ \sigma_{s} $ [N/m] は泡と燃料の拡張係数、 $ \sigma_{w} $ [N/m] は泡とタンク壁面の拡張係数を示している。なお $ \sigma_{w} $ の場合、泡塊を燃料油面上に落とした時、その接触面では、燃料油の表面張力 $ \gamma_{o} $ 、泡の表面張力 $ \gamma_{F} $ 、さらに燃料油と泡の界面張力 $ \gamma_{of} $ が作用し、 $ \gamma_{o} > \gamma_{F} + \gamma_{of} $ ならば、泡は燃料油面上に広がり、逆の場合には、燃料油面上にレンズ状の泡塊となって浮くことを意味する。すなわち、 $ \sigma_{w} = \gamma_{o} - (\gamma_{F} + \gamma_{of}) $ は、泡が燃料油面上に広がる能力の目安として考えられ、 $ \sigma_{w} $ の正負によって、泡が燃料油面に広がるかどうか定まる。

そこで、泡消火過程の相似則を成立させるためには、原型タンクにおけるパイナンバーⅡと、模型タンクのパイナンバーⅡ'（以下、模型の物理量は（）とする）が、等しくなる必要があり、$\Pi_{1}=\Pi_{1}^{\prime}$、$\Pi_{2}=\Pi_{2}^{\prime}$、$\Pi_{3}=\Pi_{3}^{\prime}$、$\Pi_{4}=\Pi_{4}^{\prime}$の関係を満たす必要がある。

フルード数：Fr に関しては、 $ g=g' $ とすれば、

$$ \Pi_{1}=\Pi_{1}^{\prime}:\quad V^{\prime}/\mathbb{V}=(l^{\prime}/l)^{1/2} $$

となり、泡と燃料油面のウェーバー数： $ We_{1} $ においては、式(5)の関係を用いれば、

$$ \Pi_{2}=\Pi_{2}^{\prime}:\quad\sigma_{s}^{\prime}/\sigma_{s}=(\rho^{\prime}/\rho)\cdot(l^{\prime}/l)^{2} $$
となる。また、レイノルズ数：Reにおいては、動粘性係数を $ \mu / \rho = \nu $ とし、式 (7) の関係を用いれば、

$$ \Pi_{3}=\Pi_{3}^{\prime}:\quad\mathbf{v}^{\prime}/\mathbf{v}=(l^{\prime}/l)^{3/2}\quad\cdots\cdots(9) $$

となる。さらに、泡と壁面のウェーバー数： $ We_{2} $ においても同様に、式（7）の関係式から、

$$ \Pi_{4}=\Pi_{4}^{\prime}:\quad\sigma_{w}^{\prime}/\sigma_{w}=(\rho^{\prime}/\rho)\cdot(l^{\prime}/l)^{2}\quad\cdots\cdots(10) $$

が得られる。しかしながら、今回の泡消火実験用の模型タンクは、上部泡放出口Ⅱ型を採用しており、泡被覆時の阻害要因として、タンク側壁の摩擦の影響は比較的少ないことを考慮すれば、式(10)の関係は、無視できると考えられる。従って、式(7)、(8)、(9)の関係を満たす、模型実験ができれば良いが、特に、式(8)、(9)の関係を満たすには、既存の発泡器や模型タンク装置、そして、燃料油、泡消火薬剤では、極めて困難であることがわかる。具体的には、式(8)の関係から、泡水溶液密度を$\rho=\rho'$とすれば、$\sigma_{s}/\sigma_{s}=(l'/l)^{2}$になるので、模型実験での拡張係数は、長さスケールの2乗にしなければならない。拡張係数$\sigma_{s}$は、燃料油の表面張力と泡水溶液の表面張力及び燃料油と泡水溶液の界面張力で定まる値であり、$\sigma_{s}$の値を変化させるためには、表面張力が大きく異なる燃料や泡消火薬剤を選定する必要がある。例えば、直径40～100[m]の石油タンクに対し、1[m²]タンクで、$\sigma_{s}$を算出すると、約$10^{-4}$倍の拡張係数にする必要がある。この様な値を有する、燃料と泡消火薬剤の試作は極めて困難で、現実的ではない。また、式(9)のレイノルズ数：$Re$においては、模型側の泡の動粘性係数をスケール比の3/2乗で変化させる必要があり、例えば、直径40～100[m]の石油タンクに対し、1[m²]タンクで、$\nu'$を算出すると、約$10^{-3}$倍の動粘性係数にする必要がある。しかしながら、現在使用している泡性状コントロールノズルは、E、Cの制御は可能であるが、泡の動粘性係数は、E、Cを制御すると従属的に決まるため、動粘性係数を大きく可変した泡を生成するには、発泡器、泡消火薬剤設計を含めた制御技術を確立する必要がある。

一方、式（7）のフルード数：Frにおいては、模型側の泡の被覆速度を、スケール比の1/2乗で変化させる必要があり、例えば、実際の直径40～100[m]の石油タンクに対し、1[m²]タンクで、V'を算出すると、約10⁻¹倍の泡の被覆速度にする必要がある。泡の被覆速度を可変させるためには、ノズルの断面積や泡の投入方法を変更し、ノズルの改良等行えば、模型実験は可能と考えられる。また、フルード相似則に従って、泡水溶液流量を考えると、原型の泡水溶液流量Q及び模型の泡水溶液流量をQ'とし、式（7）及び原型と模型の時間を各々t、t'、泡水溶液密度をρ=ρ'とすれば、

$$ Q^{\prime}/Q=(\rho^{\prime}l^{\prime3}/t^{\prime})/(\rho l^{3}/\mathfrak{t})=(l^{\prime}/l)^{5/2}\quad\cdots\cdots(11) $$

となり、Q'は、スケール比の5/2乗で変化させる必要がある。現行の消防法で規定されている、「製造所等の泡消火設備の技術上の基準の細目を定める告示(総務省告示第559号)」 $ ^{12)} $ で定められている、上部泡放出口（I型、Ⅱ型）の泡供給率は、貯蔵物が水溶性危険物の場合を除き4[L/min/m²]と定められている。例えば、直径40[m]の石油タンクの場合、必要となる泡水溶液流量Qは、5,024[L/min]となり、1[m²]タンクとのスケール比でQ'を算出すると、約0.5[L/min]となる。さらに、式（9）より算出したゾは、実際の固定泡消火設備で放出される泡の動粘性係数に対し、約 $ 10^{-3} $ 倍の泡を模型側で生成することができれば、Ⅱ $ _{1} $ とⅡ $ _{3} $ を満たした模型実験が可能と考えられる。

以上の検討から、式（7）～（10）の全てを満たす模型実験は、極めて困難であることがわかる。従って、次節の検討において、式（8）～（10）の関係は、副次的に作用するものと仮定し、今回は、式（11）のフルード相似則のみで検討を行うこととする。

### 3.7 燃焼規模の違いによるフッ素含有およびフッ素フリー泡消火薬剤の消火性能の検討

実験装置は、図2と同様の1 $$ m^{2} $$ 模型タンクを使用し、また、1 $$ m^{2} $$ 模型タンク（直径1.13m，高さ0.5m）と幾何学的相似となるように製作した4 $$ m^{2} $$ 模型タンク（直径2.26m，高さ1m）を使用し、泡消火実験を行った。使用するノルマルヘプタン燃料油及び敷水の量は、1 $$ m^{2} $$ 模型タンクで、それぞれ20 $$ L $$ 、100 $$ L $$ とし、また、4 $$ m^{2} $$ タンクでは、液層高さがタンクスケール比と同じ2倍となるように、それぞれ160 $$ L $$ 、800 $$ L $$ として実験を行った。

なお、今回の消火実験条件は、3.4節において、$\gamma=70$ [%]を達成するための泡性状毎(E,C)の消火限界泡供給率：$\mathrm{Q_{c70}}\left[\mathrm{L}/\mathrm{min}/\mathrm{m}^{2}\right]$ を求め、各$\mathrm{Q_{c70}}$ の最小値：$\mathrm{Q_{c70\min}}\left[\mathrm{L}/\mathrm{min}/\mathrm{m}^{2}\right]$ 及び、最大値：$\mathrm{Q_{c70\max}}\left[\mathrm{L}/\mathrm{min}/\mathrm{m}^{2}\right]$ から、最も消火効率の高い泡性状と最も消火効率が低い泡性状を明らかにし、その条件を基に、1[m²]及び4[m²]タンクの比較を行った。従って、式(11)のスケール則に沿った泡水溶液流量での比較ではないため、厳密には、スケール則に対する評価はできない。しかしながら、実験条件毎の実際の放出流量と、式(11)で算出した放出流量を比較した結果、1[m²]の実験条件は、僅かであるが約0.2～0.6[L/min]ほど高い流量条件で、消火実験を行っていることがわかった。従って、これら流量の差異を考慮し、表3に1[m²]と4[m²]タンクにおけるγ[%]と、1[m²]と4[m²]タンクのγ[%]の差