Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
の取り付け位置は布地下端から20cm上部で, 布地裏面の中心部分である。

赤外線バーナと面している布地の表面温度は，精度よく測定できなかった。裸の熱電対をセロテープで張り付ける方法では，熱電対が直接熱放射を受けており，熱電対と布地表面の熱放射率が異なるので，正確に測定できなかったものと思われる。

また，布地の表面の温度を放射温度計で測定しようとした。しかし，測定する物体からの赤外線だけでなく赤外線バーナからの赤外線の反射波を余分に受けてしまうことにより放射温度計では，布地の表面温度は精度よく測定できなかった。

### 3. 测定結果

### 3.1 防護服布地の裏面温度の測定結果

#### 3.1.1 黑体塗料を塗った布地

熱放射率の基準として作業服，単層防火衣，耐熱服の表面に熱放射率0.97の黒体塗料を塗り，裏面は何もコーティングしていない布地を熱放射加熱した。この布地の裏面温度の測定結果を Table 2 に示す。作業服単層防火衣，耐熱服の布地の厚み，熱伝導率がほぼ同じであったので裏面温度はほぼ同じ値を示した。6.4, 4.4, 2.4kW/m²の熱放射照度での布地裏面温度は，平均183, 148, 105℃であった。作業服，単層防火衣，耐熱服共に，熱放射照度6.4kW/m²以下では炭化，着炎するような事はなかった。熱放射照度9.4kW/m²では，裏面温度が240℃にも上昇し，黒体塗料，合成ゴムが熱分解を起こしてしまったので熱放射照度9.4kW/m²の裏面温度測定は行なわなかった。

#### 3.1.2 黑体塗料を塗らない布地

単層防火衣，耐熱服，作業服の布地の熱放射に対する布地裏面温度の測定結果を Table 2 に示す。熱放射照度 $ 9.4 kW/m^{2} $ の熱放射照度で加熱した場合，何もコーティングしていない作業服の裏面温度は $ 209^{\circ}C $ ，アルミ粉末を混入した合成ゴムをコーティングした単層防火衣の裏面温度は $ 136^{\circ}C $ ，アルミニウムを真空蒸着した耐熱服の裏面温度は $ 48^{\circ}C $ であった。作業服，単層防火衣，耐熱服共に，熱放射照度 $ 9.4 kW/m^{2} $ 以下では炭化，着炎するような事はなかった。

### 3.2 布地の裏面温度上昇変化の測定結果

作業服，単層防火衣，耐熱服の布地裏面の温度上昇の測定結果を熱放射照度9.4kW/m²の場合についてFig.2

Table 2 Experimental values of the inside surface temperature of fabrics exposed to thermal radiation and calculated values of the outside surface emissivity of fabrics

Sample mark	Kinds coated to the outside surface	Materiales	Irradiance kW/m²	The fabrics coated with black paint to the outside surface	The fabrics uncoated with black paint to the outside surface
Temperature of the inside surface (experiment) °C	Emissivity of the outside surface (calculation)	Temperature of the inside surface (experiment) °C	Emissivity of the outside surface (calculation)
A	Uncoating	Aramid 100%	2.4	105	1.00	93	0.73
4.4	146	0.93	134	0.74
6.4	182	0.97	171	0.80
9.4	209	0.79
B	*	Aramid 100%	2.4	106	1.00	54	0.23
4.4	150	0.98	76	0.22
6.4	184	0.97	101	0.25
9.4	136	0.28
C	**	Aramid 100%	2.4	105	1.00
4.4	148	0.98	36	0.051
6.4	182	0.98	41	0.046
9.4	48	0.043

* : shows that the outside surface of fabrics is coated with rubber which contains aluminum powder.

** : shows that aluminum is deposited on the outside surface of fabrics by vacuum evaporation.
Fig. 2 The inside surface temperature-time history of fabrics exposed to thermal radiation. (--- experimental, —— calculated)

に示す。作業服，耐熱服の布地裏面温度は，ほぼ，40秒で定常状態に達している。単層防火衣は，ほぼ，100秒で定常状態に達している。単層防火衣は合成ゴムがコーティングしてあるため単位体積当たりの熱容量が最も大きく，作業服，耐熱服に比べて温度上昇が緩やかであった。

室内の空気の温度は15～19℃であったが，熱放射遮断カバーを取り外し，布地を加熱し始めたときの布地の裏面の初期温度は26°～30℃であった。これは，布地スタンドを所定の位置に移動するときに，熱放射遮断カバーが暖められ遮断カバーの裏面温度上昇からほんのわずか布地が暖められたからである。

## 4 ．熱放射率および温度上昇の計算方法

### 4.1 裏面温度から布地表面の熱放射率の計算方法

熱放射に対する裏面温度上昇変化の計算で必要になる布地表面の熱放射率は次の方法により推定した。

赤外線バーナから熱放射加熱した布地の定常状態における熱収支の関係を(1)式に示す。

左辺の項は赤外線バーナから布地の表面へ入射する熱放射エネルギー，周囲壁面から布地の表面，裏面へ入射する熱放射エネルギーである。右辺の項は布地の表面，裏面から周囲壁面へ失われる熱放射エネルギー，布地の表面，裏面から周囲空気へ自然対流熱伝達で失われる熱エネルギーである。

$$ \begin{aligned}&\varepsilon_{\mathrm{fs}}\mathrm{Q}+\varepsilon_{\mathrm{fs}}\sigma\left(1-\mathrm{F}\right)\mathrm{T}_{\mathrm{w}}^{4}+\varepsilon_{\mathrm{fb}}\sigma\mathrm{T}_{\mathrm{w}}^{4}=\\ &\varepsilon_{\mathrm{fs}}\sigma\mathrm{T}_{\mathrm{fs}}^{4}+\varepsilon_{\mathrm{fb}}\sigma\mathrm{T}_{\mathrm{fb}}^{4}+\mathrm{h}_{\mathrm{fs}}\left(\mathrm{T}_{\mathrm{fs}}-\mathrm{T}_{\mathrm{a}}\right)+\mathrm{h}_{\mathrm{fb}}\left(\mathrm{T}_{\mathrm{fb}}-\mathrm{T}_{\mathrm{a}}\right)\cdots(1)\\ \end{aligned} $$

次に，布地の内部を熱伝導で裏面へ伝わる熱エネルギーは布地裏面から熱放射と対流によって失われる熱エネルギーに等しいので，この関係を(2)式に示す。

$$ \frac{\lambda_{\mathrm{f}}}{\mathrm{L}}\left(\mathrm{T}_{\mathrm{fs}}-\mathrm{T}_{\mathrm{fb}}\right)=\varepsilon_{\mathrm{fb}}\sigma\left(\mathrm{T}_{\mathrm{fb}}^{4}-\mathrm{T}_{\mathrm{w}}^{4}\right)+\mathrm{h}_{\mathrm{fb}}\left(\mathrm{T}_{\mathrm{fb}}-\mathrm{T}_{\mathrm{a}}\right)\cdots\cdots(2) $$

Q：赤外線バーナからの熱放射照度（kW/m²）

εfs：布地表面の熱放射率

εfb：布地裏面の熱放射率

Tfs：布地の表面温度（K）

Tfb：布地の裏面温度（K）

Ta：布地周辺の空気の温度（K）

Tw：周囲壁面の温度（K）

hfs：布地表面の熱伝達率（kW/m²·K）

hfb：布地裏面の熱伝達率（kW/m²·K）

λf：布地の有効熱伝導率（kW/m·K）

L：布地の厚み（m）

σ：ステファンボルツマン定数（kW/m²·K⁴）

F：布地と赤外線バーナの形態係数

(1), (2)式から布地表面の熱放射率を算出するために(3)式のように変形する。

$$ \varepsilon_{\mathrm{f s}}=\frac{\varepsilon_{\mathrm{f b}}\sigma\left(\mathrm{T}_{\mathrm{f b}}^{4}-\mathrm{T}_{\mathrm{w}}^{4}\right)+\mathrm{h}_{\mathrm{f s}}\left(\mathrm{T}_{\mathrm{f s}}-\mathrm{T}_{\mathrm{a}}\right)+\mathrm{h}_{\mathrm{f b}}\left(\mathrm{T}_{\mathrm{f b}}-\mathrm{T}_{\mathrm{a}}\right)}{\mathrm{Q}-\sigma\mathrm{T}_{\mathrm{f s}}^{4}+\sigma\left(1-\mathrm{F}\right)\mathrm{T}_{\mathrm{w}}^{4}} $$

ただし。

$$ \mathrm{T_{f s}=\frac{L}{\lambda_{f}}(\varepsilon_{f b}\sigma(\mathrm{T_{f b}}^{4}-\mathrm{T_{w}}^{4})+\mathrm{h_{f b}}(\mathrm{T_{f b}}-\mathrm{T_{a}}))+\mathrm{T_{f b}}} $$

(3)式を用い，布地裏面温度，赤外線バーナからの熱放射照度，周囲空気，周囲壁面の温度，熱伝達率，布地の熱伝導率，布地の厚み，布地裏面の熱放射率，赤外線バーナと布地の形態係数から布地表面の熱放射率を算出することができる。

布地裏面温度，赤外線バーナからの熱放射照度，布地の厚み，周囲空気の温度は測定値である。赤外線バーナと布地の形態係数は計算で算出した。その他の布地の表面の熱放射率を算出するために用いる布地の熱伝導率等の変数について説明する。

#### 4.1.1 布地の有効熱伝導率

布地の有効熱伝導率は主に，繊維の熱伝導率，繊維の体積率によってほぼ定まり，その関係式も報告されている。ここでは布地のみかけの比重285～531kg/m³の範囲で実験値とよく合うとされているLeesの式から求めた値を使用した $ ^{4)} $
$$ \lambda_{\mathrm{f}}=\lambda_{\mathrm{c}}^{(1-\mathrm{n})}\cdot\lambda_{\mathrm{d}}^{\mathrm{n}} $$

ただし。

$ \lambda_{c} $ ：空気の熱伝導率（W/m·K）

$ \lambda_{d} $ ：繊維の熱伝導率（W/m·K）

n：繊維の占める体積率

今回使用した布地の繊維の占める体積率nは0.35，芳香族ポリアミドの熱伝導率 $ ^{5)} $ $ \lambda_{d} $ は0.15W/m·Kである。布地裏面の温度は36～209℃であるので，布地内の空気の温度は中間の100℃とし，空気の熱伝導率 $ \lambda_{c} $ は0.032W/m·Kとした。(4)式を用いると温度100℃での布地の有効熱伝導率 $ \lambda_{t} $ は0.055W/m·Kとなる。布地の有効熱伝導率としてこの値を使用した。

単層防火衣，耐熱服の布地表面には合成ゴム，アルミ箔がコーティングしてあるが，布地の厚みに対してコーティングの厚みは薄いので，コーティング層の熱伝導率は無視した。(3)式で熱放射率を算出する際に布地の有効熱伝導率は，厳密に正確である必要はないので，ここでは布地基布の有効熱伝導率0.055W/m·Kの値を使用した。

#### 4.1.2 布地表面，裏面の自然対流熱伝達率

垂直壁面の自然対流局所熱伝達は次の式で表すことが出来る $ ^{6)} $

$$ \mathrm{Nu}=\frac{0.478\mathrm{Pr}^{1/2}\mathrm{Gr}_{1}^{1/4}}{(0.861+\mathrm{Pr})^{1/4}} $$

垂直壁面の局所熱伝達率は(5)式の無次元数Nu, Pr, Grから算出するので，局所熱伝達率は空気の物性値，垂直壁面下端部から測定点までの距離によって求めることができる。垂直壁面下端部から温度測定点までの距離は0.2mである。空気の物性値は，温度によって変化するので，室内温度と布地表面温度の平均温度における空気の物性値を用いる。従って，局所熱伝達率は布地の表面，裏面温度によって変化する。

下部から20cmの高さにおける布地表面，裏面の局所熱伝達率 $ h_{fs} $ ， $ h_{fb} $ は(5)式から(6)，(7)式で表すことが出来る。周囲空気の温度は17℃とする。(6)，(7)式は布地の温度が300～800Kの範囲で成り立つ。

$$ \mathrm{h_{f s}=1.5\cdot(T_{f b}-290)^{1/4}~(W/m^{2}\cdot K)} $$

$$ \mathrm{h_{f b}=1.5\cdot(T_{f b}-290)^{1/4}\mathrm{~(W/m^{2}\cdot K)}} $$

布地表面の温度が$\mathrm{T}_{\mathrm{fs}}=300\sim800\mathrm{K}$の場合，熱伝達率は$h_{\mathrm{fs}}=2.7\sim7.1\mathrm{W}/\mathrm{m}^{2}\cdot\mathrm{K}$の値を取り，布地表面温度$\mathrm{T}_{\mathrm{fs}}$が高くなるに従い熱伝達率は大きな値となる。

#### 4.1.3 布地裏面の熱放射率

布地裏面は何もコーティングしていない芳香族ポリアミドの布地である。芳香族ポリアミドの布地の熱放射率εfbは，文献によると，1000Kの黒体温度からの熱放射の場合，芳香族ポリアミド布地表面の色によってあまり変わらず0.76～0.78である。計算に用いる布地裏面の熱放射率は0.77とした。

#### 4.1.4 室内壁面温度

室内空気 $ T_{a} $ の温度は $ 15^{\circ} \sim 19^{\circ}C $ であったので，平均値をとり室内空気 $ T_{a} $ の温度を $ 17^{\circ}C $ とした。室内壁面 $ T_{w} $ の温度も，室内空気温度 $ T_{a} $ と同じ $ 17^{\circ}C $ とした。

#### 4.1.5 赤外線バーナと布地の形態係数

試験用布地が赤外線バーナの中心軸上で，バーナの放射面から0.7m，1.0m，1.3m，1.8mの距離に布地の中心がくるように置いた。赤外線バーナと布地の形態係数Fは，赤外線バーナと布地の距離が0.7，1.0，1.3，1.8mでそれぞれ0.433，0.283，0.114であった。

### 4.2 熱放射に対する布地の温度上昇の計算方法

熱放射に対する布地の裏面温度上昇の過渡特性は，防護服を着用した隊員の熱放射に対する使用限界時間に影響を及ぼす。ここでは，差分法を用いた数値計算方法により，熱放射に対する布地の裏面温度上昇の推定方法について説明する。

差分方法には Explicit 形, Implicit 形, Crank-Nicolson 形など, 種々の差分式がある。

本報告では，非線形である熱放射の境界面があること，熱放射率，熱伝達率等の係数の精度は一般に5％程度の誤差を含んでいることが多いことから，誤差は2～3％と最も大きいが計算が容易なExplicit形の差分方法を選んだ $ ^{8)} $ 。

布地表面の境界面上の差分式は(8)式のように表すことが出来る。布地表面は熱放射照度Qで加熱し，布地表面から熱放射 $ q_{sr} $ ，自然対流 $ q_{sc} $ で冷却している。

布地内部の差分式は(9)式のように表すことが出来る。布地裏面の境界面上の差分式は(10)式のように表すことが出来る。布地裏面から熱放射qbr，自然対流qbcで冷却している。

布地表面の境界条件

$$ \mathrm{T}_{\mathrm{f s}}^{\mathrm{v}+1}=2\mathrm{p}\left(\mathrm{T}_{\mathrm{f}1}^{\mathrm{v}}-\mathrm{T}_{\mathrm{f s}}^{\mathrm{v}}\right)+\frac{2\mathrm{p}\Delta\mathrm{x}}{\lambda_{\mathrm{f}}}\left(\varepsilon_{\mathrm{f s}}\mathrm{Q}-\mathrm{q}_{\mathrm{s r}}^{\mathrm{v}}-\mathrm{q}_{\mathrm{s c}}^{\mathrm{v}}\right)+\mathrm{T}_{\mathrm{f s}}^{\mathrm{v}}\cdots(8) $$

$$ \left(\mathrm{v}=0,1,2,3,\cdots\cdots\cdots\right) $$

布地内部の基礎式
$ T_{fm}^{v+1}=2p(T_{fm+1}^{v}+T_{fm-1}^{v}-2T_{fm}^{v})+T_{fm}^{v} $ .....(9)

$ (m=1,2,3,\ldots\ldots8;v=0,1,2,3,\ldots\ldots) $

布地裏面の境界条件

$ T_{fb}^{v+1}=2p(T_{fb}^{v}-T_{fb}^{v})-\frac{2p\Delta x}{\lambda_{f}}(q_{br}^{v}+q_{bc}^{v})+T_{fb}^{v} $ .....(10)

$ (v=0,1,2,3,\ldots\ldots) $

ただし,

$ P=\frac{a_{f}\Delta t}{\Delta x^{2}} $

$ q_{sr}=\varepsilon_{fs}\sigma(T_{fs}^{4}-(1-F)T_{w}^{4}) $

$ q_{br}=\varepsilon_{fb}\sigma(T_{fb}^{4}-T_{w}^{4}) $

$ q_{sc}=h_{fs}(T_{fs}-T_{a}) $

$ q_{bc}=h_{fb}(T_{fb}-T_{a}) $

$ T_{fm}^{v} $ : 温度 (m, 位置 x=m $ \Delta x $ での温度 v, 時間 t=v $ \Delta t $ での時間)

$ a_{f} $ : 布地の熱拡散率

p : 無次元数

$ \Delta t $ : 時間の差分

$ \Delta x $ : 長さの差分

Explicit形の差分式はpの値によって発散してしまうことがある。本報告で用いた差分式の安定条件は次の通りである $ ^{8)} $

$$ p\leq\frac{1}{2+\Delta x\left(h_{fs}+4\varepsilon_{fs}\sigma T_{fsmax}^{3}\right)/\lambda_{f}} $$

今回は，布地を10分割し，発散しないようにpの値を0.2～0.4の範囲内になるように計算を行なった。

布地の裏面温度の上昇曲線を算出するために用いた変数について説明する。

布地の有効熱伝導率 $ \lambda_{f} $ ，自然対流熱伝達率 $ h_{fs} $ ， $ h_{rb} $ ，裏面の熱放射率 $ \varepsilon_{fb} $ ，形態係数 F，周囲空気の温度 $ T_{a} $ ，壁面の温度 $ T_{w} $ は 4.1 項の定常状態の計算で使用した値を用いた。

布地表面の熱放射率 $ \varepsilon_{fs} $ は 5.1 項で求めた作業服，単層防火衣，耐熱服の熱放射率の平均値 0.76，0.25，0.05 を用いた。

単位体積当たりの熱容量 $ \rho c_{f} $ は，布地の比重に比熱を掛けた値を用い $ ^{5)} $ ，作業服，単層防火衣，耐熱服の熱容量はそれぞれ640，1400，810kJ/m $ ^{3} $ ·Kの値を用いた。

熱放射遮断カバーを取り外し，布地を加熱し始めたときの布地の初期温度は26～30℃とした。

### 5. 计算結果

### 5.1 防護服布地の表面の熱放射率の計算結果

#### 5.1.1 黑体塗料を塗った布地

Table 2 に示す定常状態での防護服布地の裏面温度を基に4.1項の(3)式を使用し，黒体塗料を塗った布地の熱放射率を求めた。その計算結果を Table 2 に示す。黒体塗料を塗った布地表面の熱放射率 $ \varepsilon_{fs} $ は0.92～1.00の範囲で求まり，黒体塗料の熱放射率0.97に比較して誤差±5％以内で求めることが出来た。裏面温度から布地表面の熱放射率 $ \varepsilon_{fs} $ は(3)式の算定方法で，4.1項の変数を用いることにより誤差±5％以内で求めることが可能であることが分かった。

#### 5.1.2 黑体塗料を塗らない防護服の布地

Table 2 に示す定常状態での防護服布地の裏面温度を基に前項と同じように 4.1 項の(3)式を使用し，黒体塗料を塗らなかった布の熱放射率を求めた。その計算結果を Table 2 に示した。

黒体塗料を塗らなかった布地の熱放射率εfsは作業服で0.73～0.79，単層防火衣で0.22～0.28，耐熱服で，0.043～0.051となった。作業服，防火衣では布地の温度上昇と共に熱放射率εfsは大きくなる傾向を示した。

芳香族ポリアミドの白，茶，黑色の作業服の熱放射率は文献によると黒体温度が1000Kの熱放射の場合に色によってそれ程変わらずに0.76～0.78値が得られている。作業服の熱放射率はこの値とほぼ一致した値が得られた。

単層防火衣はアルミ粉末入りの合成ゴムをコーティングしている。これと同じようなものにアルミペイントがあり，その熱放射率は0.27～0.67と報告されている $ ^{9)} $ 。この熱放射率はアルミ混入率の減少，経年によるアルミの酸化で熱放射率は増大すると報告している。ここで用いた単層防火衣のアルミの混入割合は重量比で合成ゴム100にたいしてアルミ40の割合である。この割合はゴムとしての特性を失わない最大のアルミ混入率である。また，アルミ粉末の大きさは400メッシュ以下であり，アルミ粉末の形状はとくに鱗片状であるものが使われており，熱放射率を低くするように工夫されている。このような理由でアルミペイントの中でも単層防火衣の熱放射率は最も低い値になったものと考えられる。

耐熱服はアルミの真空蒸着層が表面にコーティングしてある。これと同じようなもので、アルミの高度研磨面、粗面の熱放射率の測定結果があり、その測定結果は、高度研磨面で0.039～0.057、粗面で0.055～0.07
である $ ^{9)} $ アルミ表面が酸化してない限りアルミの熱放射率は低い。真空蒸着層をポリエステルフィルムで覆いアルミの酸化を防止している耐熱服では、この値とほぼ一致した値が得られた。

今回試験した単層防火衣，耐熱服の布地は製作したばかりの新品を使用している。年数の経過した単層防火衣，耐熱服の熱放射率は測定していないが，使用による表面の汚れ，経年によるアルミ粉末の酸化，真空蒸着層の酸化等により，今回の測定値よりも熱放射率は高くなると考えられる。

### 5.2 熱放射照度と布地の表面，裏面温度の関係

定常状態における布地の表面，裏面温度と熱放射照度との関係をFig.3に示す。実線，破線は(1)，(2)式から布地表面，裏面の温度を計算した結果である。布地の熱放射率は5.1項で求めた作業服，単層防火衣，耐熱服の熱放射率の平均値0.76，0.25，0.05を用いた。また，黒体塗料を塗った布地の熱放射率は0.97を使用した。その他の係数は4.1項で述べたものを使用した。裏面温度T_{fb}を室内温度から50Kの温度上昇に抑えたい場合には，Fig.3から作業服は1.5kW/m^{2}，単層

Fig. 3 Relation between irradiance and fabrics temperature rise.

(● x △ ○ : Experimental values of inside surface temperature of black paint fabrics, working clothes, fire coats and approach suits respectively,

___ : Calculated values of inside surface temperature,

: Calculated values of outside surface temperature)

防火衣は $ 4.3 \, kW/m^{2} $ ，耐熱服は $ 24 \, kW/m^{2} $ の熱放射照度以下とする必要がある。作業服，単層防火衣，耐熱服の裏面温度を室内温度から $ 50 \, K $ の温度上昇以下に抑えようとするならば，単層防火衣は作業服の $ 2.9 \, 倍 $ ，耐熱服は作業服の $ 16 \, 倍 $ の強い熱放射照度に耐えることが分かる。耐熱服は，作業服に比べ熱放射に対して非常に防熱効果があることが分かる。

布地温度は布地表面の熱放射率1.0～0.7程度までは，熱放射率によって大きな差はない。これより熱放射率が小さくなるに従い，熱放射率によって布地温度は急激に低下する。

### 5.3 布地の裏面温度上昇の計算結果

作業服，単層防火衣，耐熱服の布地裏面の温度上昇を4.2項の差分方法による数値計算で計算し，その結果をFig.2に示す。Fig.2に示す数値計算結果は熱放射照度が9.4kW/m²の場合についてである。

測定結果と数値計算結果はほぼ一致し，4.1および4.2項で説明した布地の熱定数，布地表面の境界条件等を仮定することにより，裏面温度上昇をほぼ正確に計算できることを確認した。

布地裏面の温度上昇の早さは，布地の熱拡散率，厚みにより決まる。作業服，単層防火衣，耐熱服の布地は，ほぼ，同じ厚みであるので，各布地裏面の温度上昇は熱拡散率によって決まると考えられる。

作業服，単層防火衣，耐熱服の熱拡散率は4.1および4.2項で説明した布地の熱伝導率，単位体積当たりの熱容量からそれぞれ90, 40, $ 70mm^{2}/s $ と推定することが出来る。

単層防火衣は合成ゴムがコーティングしてあるため熱拡散率が最も小さく，作業服，耐熱服に比べて温度上昇が最も緩やかであった。

### 6. まとめ

赤外線バーナを用い，2.4～9.4kW/m²の熱放射照度に対する作業服，単層防火衣，耐熱服の布地の裏面温度上昇を測定し，熱放射照度と裏面温度の関係を求め，次のような結果が得られた。

(1) 熱放射照度9.4kW/m²で布地を加熱した場合，布地の定常状態における裏面温度は，何もコーティングしていない作業服で209℃，アルミ粉末混入の合成ゴムをコーティングした単層防火衣で136℃，アルミニウムを真空蒸着した耐熱服で48℃であった。表面のコーティングの種類により熱放射に対する布地
の断熱性能が大きく異なる。

(2) 熱放射伝熱計算により，作業服，単層防火衣，耐熱服の熱放射率は，平均で，それぞれ0.76，0.25，0.05であると推定することができた。

(3) 布地の熱放射率，熱拡散率，布地表面からの冷却等を仮定することにより，防護服の熱放射に対する差分方法による裏面温度上昇の数値計算結果と熱放射に対する布地の温度上昇の測定結果がほぼ一致した。熱放射照度に対する消防用防護服の布地の防熱性能を推定する場合，本報で用いた数値計算方法は有効であることが分かった。

本報では，防護服と人体の組合せでの防熱性能を考慮せず，布地についてだけを取り上げ，布地の熱放射に対する温度上昇について報告した。防護服の熱放射に対する防熱性能は，着用している人体の熱生理的限界から評価されるものと考えられる。防護服の熱放射に対する継続使用の限界時間については，今後，報告する予定である。

## 参考文献

1）藤井善雄，伊藤金夫，前田耕一：“アルミックス防火服地の研究”消防科学研究所，No.1，p.33（1963）

2）森田矢次郎：“人間一熱環境系における表面温度計測”，空気調和・衛生工学，Vol.54，No.10，p.947(1980)

3）エンジンの温度測定法基準作成分科会：“エンジンの温度測定”，日本機械学会，p.182（1986）

4）高橋カネ子，山田悦郎，藤枝アイ：“被服地の有効熱伝導率”，秋田大学鉱山学部研究報告，No.4，p.10(1983)

5) Du'pont Technical Bulletin N-236: "Properties of Nomex Aramid Fiber", (Oct. 1969)

6）甲藤好郎：“伝熱概論”，養賢堂，p.76（1967）

7) J. QUINTIERE: “Radiative Characteristics of Fire Fighters’ Coat Fabrics”, Fire Technology, Vol. 10, No. 2, p. 153 (1974)

8）片山功蔵：“伝熱工学の進展”，養賢堂，p.111(1974)

9) WILLIAM H. McADAMS: "Heat Transmission", McGRAW-HILL, Third Edition, p.471(1954)
# Thermal Insulation of the Protective Clothes for Fire Fighters Exposed to Thermal Radiation – Temperature Rise of the Cloths –

(abstract)

Yuichi Watanabe

(Received May 31, 1989)

By using an infrared burner of the size of 165 cm height and 82.5 cm width, the temperature on the inside surface of the protective clothes for fire fighters (working clothes, single layer fire coats, and approach suits) was measured in the irradiance ranges of $ 2.4 \sim 9.4 kW/m^{2} $ .

The maximum temperature on the inside surface largely depended on the kinds of coatings on the outside surfaces of the protective clothes. Approach suits, whose outside surface was deposited with aluminum, showed the lowest maximum temperature of those protective clothes. Therefore approach suits were found to have better thermal insulation against thermal radiation.

By assuming the emissivity, thermal conductivity and diffusivity of the cloths, and heat transfer coefficients of cloth surfaces, the temperature on the inside surface of the protective clothes calculated by the finite difference method was in good coincidence with experimental results. Consequently, in estimating the thermal insulation performance of the protective clothes exposed to thermal radiation, the method of numerical calculations explained in this report is available.
# A Numerical Study of Large Fires in Tunnels

Kohyu Satoh and Sanae Miyazaki

(Received May 31, 1989)

About five road tunnel fires per year have occurred in Japan, in addition to such large accidents as “Nihonzaka” and “Sakai” tunnel fires. Hence tunnel fire studies are increasingly of great significance. However, burning aspects of large fires in tunnels (like the “Caldecott Tunnel Fire (1982)” in USA) are not fully clarified yet due to the difficulty in experiments. Large scale fires in relatively short tunnels without ventilations were examined here, using a 1/4 scale model tunnel and a real scale hypothetical tunnel. The objective of this study is (1) to analyse fires (concerning heat release rate and temperature rise) in tunnels using reports of accidents and previous experiments, (2) to examine the burning rate of fuel both in the open and in tunnels, (3) to verify the computer code for predictions and (4) to numerically estimate large tunnel fires. It was found the largest fires in road tunnels occurred in the world ranged from 50 to 100 MW or more. Numerical calculations corresponding to 1/4 scale model experiments showed almost reasonable results. Thus numerical simulations for relatively large fires in real scale tunnels were carried out using the verified code.

### 1. Introduction

Recently both numbers of road tunnels and vehicles passing through tunnels are increasing year by year. Fire statistics in Japan (Table 1) indicate 53 road tunnel fire accidents occurred during the past 10 years, or about 5 per year. The frequencies of fires both on all roads and in tunnels in both the UK and Japan are the same order of magnitude $ ^{1,3)} $ , namely $ 1 \times 10^{7} $ vehicle km per fire. More precisely the ratio of fire accidents per length in tunnels to those on highways is about $ 1.4^{1)} $ in Japan, although Heselden $ ^{2)} $ has mentioned the most frequent sources of ignition for vehicle fires may not necessarily be different for the tunnel situation.

Table 1 Yearly tunnel fire accidents

year	'76	'77	'78	'79	'80	'81	'82	'83	'84	'85	total
fire accidents	1	2	7	5	4	8	7	8	3	8	53

“Nihonzaka Tunnel Fire in 1979” $ ^{7)} $ , the largest tunnel fire ever in Japan, aroused great interest in tunnel security, in a similar way to the “Holland Tunnel Fire in 1949” $ ^{4)} $ and “Caldecott Tunnel Fire in 1982” $ ^{5,9)} $ in the United States. The “Caldecott Tunnel Fire” near San Francisco (Oakland) in which 33 k $ \ell $ of petrol burned, was one of the largest $ ^{6)} $ in the world.
In 1988 in Japan another fire occurred in the relatively short “Chugoku Highway Sakai Tunnel” $ ^{8)} $ . It was reported $ ^{7,8)} $ in the “Nihonzaka” and “Sakai” tunnel fires that the walls avove the fire was glowing as if in a blast furnace and so fire brigades could not approach easily,

Large fires in real tunnels due to transportation accidents are not fully clarified yet. Experiments of large fires in real scale tunnels are usually difficult. Hence numerical investigations were attempted in this study. Numerical simulations require initial conditions and boundary conditions, e.g. heat release rates of fires and heat losses. For the preparation of numerical calculations, general aspects of tunnel fires were examined, using the reports of fire accidents, reduced scale model fire experiments and real scale fire experiments.

As opposed to small fires in tunnels, large fires in real scale tunnels might have been controlled by the air supply rate to the fire, as pointed out by Heselden $ ^{2)} $ . In tunnels the burning rate of fuel could be affected by the radiation, but the oxygen into the flame may be limited. Then there arises a question whether the combustion in tunnels is totally accelerated or decelerated compared with that in the open. Thus, it is important to investigate air flow rates into tunnels relevant to combustions in addition to heat release rates of fires.

The number of long tunnels is few and ventilation and fire safety systems are usually installed there (nevertheless the “Nihonzaka Tunnel Fire” happened). However, the “Sakai Tunnel” was only 450 m. Naturally most road tunnels are relatively short and have no or insufficient ventilation and fire safety systems. This study concerns relatively large fires in relatively short tunnels without ventilation systems. The objective of this paper is (1) to analyse fires (particularly, heat release rate and temperature rise) in tunnels using reports of accidents and previous tunnel fire studies, (2) to examine the burning rate of fuel both in the open and in relatively short tunnels, (3) to verify the computer code for predictions comparing with the experimental results and (4) to numerically estimate thermal circumstances in large tunnel fires.

### 2. Estimation of General Aspects of Large Fires in Tunnels

### 2.1 The Past Tunnel Fire Accidents

Details of the four typical large tunnel fire accidents mentioned above, i.e. tunnel fires of “Holland”, “Caldecott”, “Nihonzaka” and “Sakai”, in both Japan and the US are shown in Table 2.

Table 2 Details of Typical Large Tunnel Fire Accidents

“Nihonzaka”	“Sakai”	“Holland”	“Caldecott”
city	Shizuoka	Hiroshima	New York	San Francisco
length	2050 m	450 m	2700 m	1150 m
year	1979	1988	1949	1982
victims	7	5	0	7
involved vehicles	189	10	10	7
cause	car clash	car clash	side-rolled trailer tank truck (80 carbon disulfide drum cans)	clashed trailer tank truck (33,000 $ \Omega $ gasoline)
maximum ceiling temperature above the fire was $ 511^{\circ}C^{12} $ during 10 minute petrol combustion with the burning area of $ 2 \times 2 \, m $ (5–10 MW of heat release or class of single van fire), which is a relatively small fire, i.e. 1/10 of large scale fires mentioned above.

Further the Civil Engineering Research Institute of Japan has experimentally investigated $ ^{13,14} $ tunnel fires in the 6.9 m high test tunnel where a single car or 2 m $ ^{2} $ area of petrol was burned. The maximum temperature near the ceiling at 20 m far from the fire source was nearly 150°C. Another experiment $ ^{15} $ in a small (1/5) scale model tunnel has been made to construct the Meishin Highway in Japan. The burning area of petrol was 1.0 x 1.0 m. The maximum temperature near the ceiling was 282°C at the impressed wind speed of 3.2 m/s. Kitahara et al. $ ^{16} $ conducted tunnel fire experiments using the 1.9 m high test tunnel and a 1.0 m square methanol fuel tray. So the maximum temperature near the ceiling was relatively low.

Fire experiments in a disused railway tunnel named “Zwenberg Tunnel” in Austria $ ^{17)} $ were carried out. The tunnel with flat ceiling was relatively narrow because it had been used as the railway tunnel. The height and width of the tunnel were 4 and 5 m, respectively. In the tunnel, $ 2.6 \times 2.6 $ m of petrol was burned. The heat release rate was estimated to be 14.45 MW in the case of natural ventilation $ ^{15)} $ . The maximum temperature near the ceiling above the fire source was about $ 1000^{\circ} $ C. However, this estimation of the heat release rate, i.e. 14.45 MW, may not be true, since it was estimated assuming the perfect combustion of fuel and the same burning rate of 4 mm/min as in the open, but fires in tunnels are affected by radiation and the air supply rate.

Thus, as seen above, previous experiments of tunnel fires have been done in relatively small scale, either less than 50–100 MW or 1000°C. This is natural since disused tunnels, newly built tunnels and small scale model tunnels may be damaged due to the blast of concrete wall in fire tests.

### 3. Tunnel Fire Experiments using a Heat-Proof 1/4 Scale Model Tunnel

### 3.1 Experimental Apparatus and Fire Source

Experiments were conducted in a 1/4 scale model tunnel constructed in north to south direction in the campus (outdoors) of Fire Research Institute. Figure 1 shows the photo of the scale model tunnel with round ceiling. The height(H), width(W), length(L) and semicircular

Fig. 1 1/4 scale model tunnel. $ (H=1.6\ m,\ W=1.5\ m\ and\ L=21\ m) $

Fig. 2 Flame of n-heptane burning on a 0.5 m square tray located centrally in $ \frac{1}{4} $ scale model tunnel.