Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
# 気象庁１倍強震計記録に見られる やや長周期地震動の地域特性（その１）

座間 信作

(平成3年5月31日受理)

石油タンクのスロッシングに影響を及ぼすやや長周期地震動の地域特性を把握するために，苦小牧，新潟，東京，館山，大阪，大分の気象庁1倍強震計記録を収集し，卓越周期，潜在的危険度について検討を行なった。卓越周期は，観測点，震源地により異なることが明かとなった。また，震源地区分内の地震波形を示すことにより，定性的ではあるが，個々の観測地点に影響を及ぼすと考えられる震源地を特定することができた。

### 1. はじめに

地震時の石油タンクのスロッシング挙動は速度ポテンシャン理論で概ね説明可能である $ ^{1-3} $ 。とりわけその理論で用いられる速度応答スペクトルの評価が決定的に重要である。現行の石油タンクの空間容積の確保のための計算式 $ ^{4} $ に用いられている速度応答スペクトルの値は地域、周期に拘らず一律113cm/secとなっている。しかし、過去の地震記録の解析からはこれを上回るものも報告されている $ ^{5} $ 。一方でこれらの地震に対してこの値を下回る地域も多く存在するし、周期についても同様のことが言える。従って地域、周期特性を考慮した速度応答スペクトルの評価、即ち石油タンクのスロッシングの励起に影響を及ぼす周期帯域（やや長周期）の地震動特性の評価が重要となる。

ところで、やや長周期地震動の地域特性については、岡田・鏡味による揺れ易さ分布 $ ^{6} $ （Fig.1）がよく知られている。これは地震月報に記載されている気象庁1倍強震計記録による最大振幅を用い、地震規模（気象庁マグニチュード：M），震央距離等について回帰分析し、回帰曲線からの偏差を求めるという操作を多くの地震に適用し、観測点毎の偏差の平均値を相対評価したものである。しかし、最大振幅だけの情報を用いていること、用いた地震の分布が北海道から関東の太平洋側に偏っていることから、得られた結果が“揺れ易さ”を正しく表現しているとは言えない。また、たとえ周期特性を考慮した（スペクトルについての）回帰分析を行なっても、本来その地域が持っている波動論的な意味での“揺れ易さ”は、用いる地震の分布に偏りがある限り表わしきれないと考えられる。例えば、東京で茨城県南西部の地震だけで回帰分析したとすれば、それは東京の“揺れ易さ”を表現したものにはならない。また観測点周辺で地震があまり発生せず、遠地の巨大地震だけが観測されるような場合、“揺れ易さ”の評価自体があまり意味のないものになるとも考えられる。

"揺れ易さ"という言葉のイメージにはその地域に入射した地震波の増幅の度合と，現在の地震環境下での，即ち震源と伝播経路の影響を含んだ結果としての地震動の大きさの2つがあるように思える。その地域が揺れ易いと言うのは，本来は前者の意味であり，それを求めるには震源と伝播経路の影響を除去しなければならない。Mamula et al.はこれを行なっており，求められた結果は，単に周期特性が考慮されているだけではなく，その地域の持つ波動論的な意味での揺れ易さを表わしているといえる。しかし，伝播経路の影響を除去するために用いられた地下構造は日本の平均的なものであり，完全には除去し切れていない。従
て，解析した北美濃地震以外の地震に対しては必ずしもそこでの結果が成立するかどうか明かでない。

そこで、以上のような地震から地域を眺めるという立場をすて、ここでは石油タンクが限定された地域に存することを考慮し、その地域から地震を眺める立場に立つ。即ち、原子力発電所建設に先立つ地震動予測、自治体における地震被害予測に見られるような危険度の高い地震の特定、地震の性質、地震動の特徴の把握を通して石油タンクの入力地震動を考えようという立場である。従って、震源と伝播経路の影響を含んだまで議論が進められることになる。また、1地点での地震記録を重視することは、埋もれた地震記録の発掘という点でも利点がある。

本報は，このような観点から苦小牧，新潟，東京，館山，大分，大阪各気象官署の記録を収集し，気象庁1倍強震計記録からみてとれるやや長周期地震動の震源地別卓越周期，潜在的危険度について若干の検討を行なったもので，今後の定量的検討のための予備的考

Fig. 1 Amplification of seismic ground motions in the period 1 to 10 sec. after Okada and Kagami $ ^{6} $ .

察となるものである。尚，ここでいう苦小牧，新潟等の地名については，あくまでも気象官署所在地であり，その地域を必ずしも代表するものではない。

### 2. データ

地震記録収集地点の苦小牧，新潟，東京，館山，大分，大阪は，1000kl以上の特定屋外貯蔵タンクが多く $ ^{8} $ （Fig.2），かつ揺れ易さのランクが高い地点 $ ^{6} $ ， $ ^{9} $ （Fig.1）とされている。特に，新潟は1964年新潟地震，1983年日本海中部地震においてスロッシングによるタンク被害を経験しており，最も関心をもたれている所である。苦小牧でも日本海中部地震において被害がみられた。また，東京湾岸には，1000kl以上の特定屋外タンク基数が全国の1／4以上有り $ ^{8} $ ，首都圏の地震防災対策を考える上で，重要な地域となっている。

地震記録の収集は，各官署に赴き原記録の等倍コピーによった。但し，東京については，参考文献 $ ^{10} $ によって。地震記録の収集基準は，永久保存されている

Fig. 2 Location of the districts having oil tanks with a capacity of more than 1,000 kl and the number of tanks produced from the literature (8).
全ての記録のうち1 mm以上の振幅をもつもので，主に50型，52型1倍強震計の記録である。これらの強震計は，倍率1，固有周期水平約6秒，上下約5秒の変位計であるため，通常の加速度計と異なり，周期数秒までのやや長い地動変位を精度良く記録する。しかも約40年間にわたって，各気象官署で同じ特性を持った地震計を用いて地震観測がなされ均質な記録が公開されているのは他に無く，やや長周期地震動の地域特性の検討に格好のデータと言える。但し，地震計の固有周期より長周期の振幅は実際より小さく記録されることには注意が必要である。

収集した地震の震央分布をFig.3に示す。この図で震央を示す円の大きさは，Mと断層面積（S（kft））との関係式 $ ^{11)} $

$ \log S = M - 4.07 $

を用いて決定した。

Fig. 3 Numbered seismic regions and location of epicenters. Size of a circle corresponds to fault area.
また地域区分（REGION）は参考文献 $ ^{10} $ をほぼ踏襲したが，東海はるか沖，日本海の区域はREGION 14，15とし，深発地震を区別しなかった。

### 3. 卓越周期

石油タンクのスロッシングの励起は、地震動とタンク貯液の共振による $ ^{3)} $ 。従って、地震動の卓越周期に関する情報が重要である。ここでは収集した記録毎比較的顕著な波群（数波）を選び、ゼロ・クロッシング法 $ ^{*} $ によって見かけの平均周期を求める。それを更にEW、NS成分について平均したものをその地震に対する卓越周期とする。従って顕著な波群が認められ

Fig. 4 Relation between predominant period and earthquake magnitude at each observatory.

*地震波形が零線と交差する隣り合う2点間の時間差の2倍を周期とする方法。
ない記録については扱わない。前述したように周期約6秒より長い周期の振幅は実際より小さく記録されるので，実地動の長周期成分を見逃す恐れが少なからずあると思われることを断わっておく。また，ここで用いているMは気象庁による値であるが，その決定方法は震源深さが60kmを境にして異なること，及びやや長周期地震動の励起の度合は震源が深い場合小さいことから，ここでは震源深さ60km以浅の地震だけを扱うこととする。

Fig.4は各観測地点の卓越周期とMとの関係を示したものである。ばらつきがあるものの，大阪を除きMが大きくなると卓越周期は長くなる傾向が認められる。尚，新潟，東京，館山，大阪，大分で見られるややかけ離れて長い卓越周期を持つ地震は，殆ど全てREGION1，2の遠地地震である。Furuya $ ^{12)} $ によれば，S波に関する卓越周期（ $ T_{0} $ ）とMとの関係は，

$$ \log T_{0}=0.4M-1.2 $$

と与えられており，Mが1大きくなると， $ T_{0} $ は約

NIGATA

Fig. 5 Relation between predominant period and focal depth ( $ \leq $ 60 km) at each observatory.
2.5秒長くなる。本研究での波群の抽出は，S波部分を避け，表面波と思われる後続位相を対象としているが，この関係に近い結果となっている。

やや長周期地震動は主に表面波から構成され、かつその励起は震源深さに強く依存するとされている $ ^{13)} $ ことから、卓越周期と震源深さとの関係を見てみた(Fig.5)。かけ離れて大きい卓越周期を持つ地震の震次に各観測点からみたREGION別の卓越周期についてみてみる。Fig.6は各観測点毎に、横軸にREGION番号、縦軸に見かけの卓越周期をとってプロットしたものであるが、観測地点、REGIONによってはかなりの

央は地震観測網から外れているため，震源深さの決定精度は良くない $ ^{14} $ と思われるので，これらを無視して眺めると，大阪を除き負の相関が認められる。

Fig. 6 Relation between predominant period and seismic region at each observatory.

Closed circles show the predominant period of the earthquake with a maximum magnitude in each seismic region.
ばらつきが認められるものの，震源と伝播経路の影響の相違を反映したものになっている。このばらつきの原因としては，波群の採り方，即ち，分散性がある，微小振幅である，周期の長い波に短周期の波が含まれる等の波群について卓越周期を求めることに任意性があること，震源地区分が地震の発生機構等に関する地質・地球物理学的知見に必ずしも従っていないことなどが考えられるが，詳細な検討は今後の課題としたい。以下観測地点毎にREGION別の卓越周期について気づく点を述べる。

苦小牧では比較的近距離のREGIONの中でREGION 3のまとまりがよく，約9～10秒とREGION 1，2に比べやや長周期となっている。REGION 2についてはM7.9の大地震も含まれているが，近地であるため短周期成分が顕著となっているのかも知れない。REGION 6以降についてはデータ数が少ないので特徴は明かではない。

新潟ではデータの多いREGIONについてみると，

REGION 2：6～9秒，REGION 3：8～9秒，

REGION 5：4～7秒，REGION 9：7～9秒

程度となっている。

東京での主なREGIONでは,

REGION 2 : 6～8秒, REGION 3 : 8～9秒,

REGION 5 : 4～7秒, REGION 7 : 7～8秒,

REGION 9 : 7～9秒

程度となっている。REGION 9については，精度の良い地震観測結果からも8秒程度となっており $ ^{15} $ ，このような簡便な方法によっても卓越周期の算定は可能であることを示している。

館山については。

REGION 2 : 5 ~ 13 秒，REGION 3 : 9 秒，

REGION 5 : 4 ~ 6 秒，REGION 7 : 6 ~ 7 秒，

REGION 9 : 5 ~ 9 秒

程度となっている。東京の場合と比較すると，館山の方がやや短いものが多い。REGION 3についてはほぼ同じであるが，これは伝播経路がほぼ同じであることによっているためと考えられる。

大阪は，REGION 1，3を除いたREGIONでほぼ4から6秒の間に卓越周期を持ち，観測点付近（恐らく大阪平野全体）の地域特性が極めて強いことが推測される。但し，REGION 3の約10秒の卓越周期については，周期約5秒ととるか10秒ととるか微妙な記録であったが，1倍強震計の周期特性を考慮して，後者としたことを付記しておく。

大分では，日向灘の地震（REGION13）が多く観測されている。REGION3に対しては約10秒，REGION5以降についてはまとまりがよく周期5～7秒程度の卓越周期が得られている。

このように，大阪を除きREGIONによって卓越周期に明かな相違が認められる。

またこの図で，黒丸は各REGION内でMが最大の地震に対する卓越周期を示しているが，概ね周期の長い方に属している。

一方，同一のREGIONの地震に対する各観測点での卓越周期をみると（Fig.7），やはりそれぞれ異なっていることが分かる。この図は，地震から観測点の特性を見る従来の着眼となっており，本報の視点とは矛盾するように思えるが，REGIONを定めることによって，やはり震源と伝播経路の影響を包括したものとなっている。この図では，横軸に観測点番号をとってある。また，必ずしも同じ地震について示してはいない。以下，いくつか気づく点を列挙する。

REGION 2 では，卓越周期の大小関係が，新潟＞東京＞苦小牧となっているのに対して，REGION 3 では，苦小牧＞東京＞新潟となっている。REGION 3 の新潟，東京，館山にみられる小さい卓越周期は，新潟地震またはその余震のもので，その他は秋田県沖の地震に対応している。このことは両地域の地震の起こり方が異なるか，あるいは震源域の地下構造の違いにより表面波の励起が異なることを示すものと考えられる。REGION 5 は，約 5～6 秒の卓越周期を持つ地震が多いが，どの観測点でもばらつきが甚だしい。このことはREGION 5 の領域が宮城県沖から茨城県沖まで広範囲にわたっており，同一区分として捉えるべきでは無いことを示しているのかも知れない。

このように同一REGIONの地震でも観測地点により卓越周期の違いが明瞭にみられるが，このことから直ちに卓越周期の違いが伝播経路の影響の相違を表わしているとするのは早計である。何故ならば，震源から放出される地震波の各観測点に対する放射パターン，指向性等の影響が異なるからである。
REGION 1

REGION 3

REGION 2

REGION 4

REGION 5

REGION 6

REGION 7

REGION 8

Fig. 7 Relation between predominant period and observatory in a seismic region.
REGION 9

REGION 11

REGION 13

## 4 ．潜在的危险度評価の試み

前節では、振幅の大小等に拘らず卓越周期のみに注目してきた。しかし石油タンクへの影響を計るためには、地震動の強さあるいは応答スペクトルのレベルを知る必要がある。そのためには、原記録の数値化が必要であるが、ここでは先ず単純に記録の波形の視察から、定性的に各REGION内に発生する地震によるやや長周期地震動の卓越度あるいは潜在的危险度を評価する事を試みる。これによって今後記録の数値化、解析

REGION 12

Fig. 7 (continued)

等を進めていく際，どのREGIONに注目していくべきかが明らかになることが期待される。

この目的のために，振幅が大きく，震動継続時間の長い地震記録を描いてみた（Fig.8）。ここでは，地震計の特性を同一にするため，50，52型1倍強震計記録を用いた。この図では各REGIONに対し必ずしも最大Mの地震だけを示していない。これは，例えば大分の場合のREGION12のように，越前岬沖の地震（M6.9）の方が大分県中部地震（M6.4）よりもMは大きいが，影響度は後者の方が大きいと判断されることがあるからである。Mが様々で直接には比較できるものではないが，M・振幅・震動継続時間から各々の観測地点に最も影響のある震源をある程度把握できる。Table1はこれをまとめたもので，潜在的危险度の高いREGIONとその判断に用いた地震のM及び卓越周期を与えてある。ここで掲げたREGIONはあくまでも50，52型強震計記録が得られている範囲内のことであり，例えばREGION11の東南海（1944），南海道（1946）地震等の1950年以前の大地震の影響について
Fig. 8 Waveforms of large earthquakes for each seismic region. Numeral near the beginning of each wave trace indicates the earthquake magnitude.
Fig. 8 (continued)

は記録がないか，地震計が異なっているため明かではないことに注意が必要である。

このような単純な作業によって，潜在的危险度の高いREGIONを定性的にではあるが示すことができたのは，気象官署に保存されている全ての強震計記録を調べたからである。しかし，ここで示した波形は高々40年間という短期間に発生した地震のものであり，将来発生するだろう大地震のそれを与えるものではない。従って，そのREGIONの最大期待地震規模 $ M_{max} $ に対する予測が必要となるであろう。最近，様々な手法により地震地体構造を求め，更に $ M_{max} $ を与える研究がまとめられた $ ^{16} $ 。これによると，各手法により地震地体構造区分は異なっており，またここで用いている区分より細分化されたものになっているが，これらの区分の基本は，地震の起こり方が共通であることとしているので，その区分に従えば震源スペクトルの相似則を明らかにすることが可能と考えられる。相似則が明らかになれば， $ M_{max} $ に対する地震動予測を行なうことができよう。例えば，1978年伊豆大島近海地震（M7.0）と1990年伊豆大島近海の地震（M6.5）の東京における波形が酷似している $ ^{17} $ ことは，その可能

Table 1 Seismic regions with a harmful influence of long-period strong motions for each observatory. Numerals in the parentheses are the seismic magnitude and the predominant period (sec) of the earthquake used in the judgment of the degree of the influence.

STATION	SEISMIC REGION(magnitude:predominant period)
TOMAKOMAI	2 (7.9:7.2), 3 (7.7:9.7)
N1IGATA	2 (7.7:8.1), 3 (7.9:8.8)
TOKYO	3 (7.7:9.4), 7 (7.4:7.4), 9 (7.0:7.6)
TATEYAMA	3 (7.7:9.0), 7 (7.4:5.9), 9 (7.0:5.5)
OSAKA	10 (7.0:4.2), 13 (7.5:4.8)
OITA	12 (6.4:4.8), 13 (7.5:4.8)

性が十分高いものであることを示していると考えられる。

### 5. まとめと今後の課題

気象庁1倍強震計記録からみたやや長周期地震動の特性（卓越周期，卓越度または潜在的危险度）に関し，タンクを多く抱え（館山を除く），"揺れ易い"6）とされている新潟，東京，館山，苦小牧，大分，大阪について検討した。

卓越周期は石油タンクのスロッシングのように周期の選択性の強い現象に対しては重要な要素となるが，REGIONにより異なり，また多くの場合M依存性があ
り，卓越周期を特定することは困難である。但し，大阪については観測点付近の地域特性の影響が強く，REGIONに拘らず，また地震に依らずほぼ同じ卓越周期を有していることが判明した。このように地域によって卓越周期の特徴も様々であるが，震源地を限定すれば，かなり卓越周期を絞ることができよう。

この観点からも観測地域に影響を及ぼすREGIONを特定することが重要となる。そのためにREGION内の振幅が大きく，震動継続時間の長い地震の波形を示した。これからその地域に対する潜在的危険度を持つ震源地をある程度しぼれることが分かった。従って，当該REGION内に発生した地震を詳しく検討することが極めて重要となる。今回の震源地区分は地質・地球物理学の成果を必ずしもよく取り入れたものになっていないが，地震の発生メカニズムがほぼ等しいものとみなせる地震地体構造区分に従えば，震源スペクトルの相似則が明らかとなり，それに基づき $ M_{max} $ に対する地震動予測を行なうことが可能になると思われる。これらのことを進めていくためには，収集した記録の数値化を進めていくことが先ず必要である。

また東京湾岸という限られた地域であっても，例えば応答スペクトルに約2倍の違いがあるなど，地震動特性はかなり異なる場合もあり $ ^{17} $ ，気象官署の記録だけでその地域全体の事を議論するのは困難な場合もあることが予想される。従って，石油タンクを有する主な事業所，あるいは石油タンク建設予定地等で広帯域地震観測の実施，地震データの蓄積を図ることが望まれる。また，地震波の伝播経路となる地域の地下構造の情報を得ることが卓越周期，卓越度などを定量的に説明するために，ひいては震源スペクトルの相似則の解明に極めて重要である。石油タンクが限られた地域にあり，その地域に影響を及ぼす震源地もある程度特定できるという本報での知見によるならば，地下構造深査を実施すべき地域は自ずと絞られてくるので，必要な地下構造の情報を得ることの実現性は決して低くないといえる。

## 謝辞

地震記録の収集に当たっては，気象庁鉢嶺猛氏及び苦小牧，新潟，館山，大阪，大分の各気象官署の関係諸氏に大変お世話になった。小林啓美東京工学大学名誉教授には，記録の収集に御同行頂き，また終始様々な御教示を賜わった。また嶋悦三東京大学名誉教授には極めて有益なご意見を賜わった。これらの方々に深甚の謝意を表します。

## 参考文献

1）座間信作：消防研究所報告，60，pp.1-10(1985)

2）座間信作，吉原浩，龟井浅道：消防研究所報告，61，pp.1-8（1986）

3）座間信作，吉原浩：消防研究所報告，67，pp.21-29(1989)

4）自治省：告示第119号(1983)

5）松本智良，井上凉介，安藤基久：地震学会講演予稿集1，pp.112-113(1985)

6）岡田成幸，鏡味洋史：日本建築学会論文報告集267，pp.29-38(1978)

7 ) Mamula,L., K.Kudo, E.Shima: Earthq. Res. Inst., Univ. Tokyo, 59, 4, pp.467–500(1984)

8）消防庁地域防災課：石油コンビナート等災害対策関係資料(1986)

9）自治省消防庁：屋外タンクのスロッシングに関する調査報告書(1990)

10）気象庁地震火山部地震津波監視課：気象庁（東京）で観測された強震記録（1927年～1989年）

(1990)

11) Sato, R., J. Phys. Earth, 27, pp. 353–372 (1979)

12) Furuya, I., J. Phys. Earth, 17, pp. 119–126 (1969)

13）工藤一嘉：第5回日本地震工学シンポジウム，pp.273-280(1978)

14）座間信作：東京大学修士論文（1977）

15）座間信作：消防研究所報告，70，pp.1-8（1990）

16）萩原尊禮編：日本列島の地震－地震工学と地震地体構造，鹿島出版会(1991)

17）座間信作：消防研究所報告，71，pp.1-10(1991)
# A Study on the Regional Differences in the Characteristics of Long-Period Strong Ground Motions Observed by JMA Strong Motion Seismograph (Part 1)

(Abstract)

Shinsaku Zama

(Received May 31, 1991)

Regional characteristics of long-period ground motions have been studied as one of basic investigations into liquid sloshing in oil tanks.

The data used in this analysis were obtained by strong motion displacement seismographs with natural period of about 6 sec. operating at Tomakomai, Niigata, Tokyo, Tateyama, Osaka, and Oita observatories of Japan Meteorological Agency, where the amplification characteristics of long-period ground motions are considered very large. The area in and around Japan was divided into 15 regions, and the predominant periods and the degree of preeminence of long-period ground motions at each observatory for the earthquakes in these regions were examined.

The predominant periods were evaluated by the zero-crossing method. The degree of pre-eminence was judged from the waveforms of the large earthquakes in each region.

The predominant periods of the earthquakes within a region differ with each observatory, and the predominant periods obtained at an observatory also differ with each region. Seismic regions with a harmful influence of long-period strong ground motions for each observatory were qualitatively determined by considering the earthquake magnitude, the amplitude and the duration time of ground motions.
# トンネル内における液体燃料の燃焼性状について（その2） ートンネル内温度と燃焼速度の関係—

渡部勇市・宮崎早苗

(平成3年5月31日受理)

トンネル内における液体燃料火災時のトンネル内温度と燃烧速度の関係を調べるために，n→∧タンを燃料とした小型トンネル模型による火災実験を自然換気の状態で行った。トンネル内の天井温度，熱気流温度および燃焼皿直上の火柱温度を測定し，天井面，熱気流および火柱から液体燃料への放射伝熱量の計算を行った。計算した放射伝熱量から燃焼速度を求めたところ，先に実測した燃焼速度とほぼ一致したので，天井温度，熱気流温度，火柱温度からトンネル火災における液体燃料の燃焼速度を推定できることが分かった。

### 1. はじめに

小型トンネル模型によるn→∞タンの火災実験を自然換気の状態で行い，前報 $ ^{1)} $ では，主に天井高さと燃焼速度の関係を求めた。その結果，天井面および火炎から液体燃料への放射伝熱の増大で燃焼速度がトンネル内では開放空間での燃焼時に比べ約7倍も大きくなることを示した。

トンネル内における液体燃料火災時のトンネル内温度と燃焼速度の関係について調べることは、トンネル内の燃焼速度の特質を解明する上で重要である。本報告では、小型トンネル模型の火災実験での天井温度、熱気流温度および燃焼皿直上の火柱温度を測定し、その温度に基づいて天井面、熱気流および燃焼皿直上の火柱から液体燃料への放射伝熱量の計算を行い、トンネル内温度から燃焼速度の推定方法について検討した。

### 2. 実験方法

小型トンネル模型，燃料，燃焼皿，実験の種類および燃焼時間については前報に記した通りである。ここでは，小型トンネル模型，燃料および燃焼皿の概要について述べた後，温度測定方法について述べる。

### 2.1 小型トンネル模型

実験に用いた小型トンネル模型をFig.1に示す。トンネルの断面は長方形で，トンネルの幅は60cmに固定，天井の高さは15～75cmに変えられるようにし，主にトンネルの天井高さと燃焼皿直上の火柱温度，天井温度，熱気流温度の関係について調べることにした。小型トンネル模型の長さは7.28mで両端出入口は全面開放とした。

### 2.2 燃料および燃焼皿

液体燃料は，燃焼性状がガソリンとほぼ同一で，単一成分であるn-ヘプタン（C_{7}H_{16}）を使用した。燃焼皿は正方形とし，その大きさは112cm^{2}（10.6cm角），225cm^{2}（15.0cm角）の2種類とした。燃焼皿の深さは共に6cmである。燃焼皿の設置位置は小型トンネル模型の中央部とし，Fig.1に示すように床に埋め込むようにした。

### 2.3 トンネル内の温度測定方法

## 2 ．3．1 トンネル長手方向の天井温度

トンネル長手方向の天井温度分布は，天井の内壁面に熱電対を取り付けて測定した。熱電対は燃焼皿直上
Fig. 1 Schematic sketch of experimental small-sized tunnel.

の天井中央部から両出口に向かって45.5cm間隔に計15点取り付けた。天井の内面温度は，直径0.32mmのK（CA）熱電対を天井表面へ20μmの厚みの燐青銅板で密着して測定した。

## 2 ．3．2 トンネル長手方向の熱気流温度

トンネル長手方向の熱気流温度分布は，天井に小さな穴を開け熱電対を天井からトンネル内へ挿入し測定した。熱電対の先端の高さは，床面より（14/15）H（H：天井高さ）とし，この高さの熱気流温度を測定した。熱電対は，直径1.6mmのシース型のK（CA）を使用し，天井面の温度測定用熱電対と同じように燃焼皿直上の火柱中心軸から両出口に向かって45.5cm間隔に計15点取り付けた。

## 2 ．3．3 燃烧皿直上の火柱温度

燃焼皿直上の火柱温度は，燃焼皿の液面から（1／

(1) Fuel tray area 112 cm²

3) H, (2/3) Hの高さに熱電対を設置し測定した。熱電対は，直径1.6mmのシース型のK（CA）を使用した。

#### 2.3.4 記録方法

測定温度の計32点のデータは，20秒ごとにA／D変換し，パソコンのメモリーに入力しフロッピーディスクに記録した。

### 3. 测定结果

### 3.1 燃焼皿直上の火柱および天井温度

#### 3.1.1 火柱温度の経時変化

燃焼皿の液面から（14/15）Hの高さにおける火柱温度の経時変化を燃焼皿112cm²，225cm²の場合について天井高さをパラメータとしてFig.2(1)，(2)に実線で示す。

(2) Fuel tray area 225 cm²

Fig. 2 Temperature-time history of the flame and the ceiling above the fuel tray in the tunnel. (Solid line: Flame temperature at 14/15 of the ceiling height, Broken line: Ceiling temperature)
（14／15）Hでの高さの火柱温度の経時変化は，112cm，225cmの両燃焼皿で天井高さが高くなるに従い，緩やかに上昇するようになり，最大温度に達するまでの時間は長くなった。最大温度に達した後の火柱温度の経時変化は，ほぼ一定となり定常状態となった。しかし，天井高さが15cmの場合には（14／15）Hでの高さの火柱温度の経時変化は，最大温度に達した後は定常状態にならず，低下する傾向を示した。

(14/15) Hでの高さの火柱温度が最大温度に達する時期は，天井高さによらず前報 $ ^{1)} $ に示した燃焼速度の最大に達する時期とほぼ一致し，(14/15) Hでの高さの火柱温度は，前報 $ ^{1)} $ に示した燃焼速度の経時変化とほぼ同じような傾向を示した。

#### 3.1.2 天井温度の経時変化

燃焼皿直上の天井温度の経時変化を燃焼皿112cm，225cmの場合について天井高さをパラメータとしてFig.2(1)，(2)に破線で示す。

燃焼皿直上の天井温度は，(14/15) Hでの火柱温度より少し低い温度であったが，(14/15) Hでの火柱温度とほぼ同じような傾向を示した。また，(14/15) Hでの火柱温度が最大温度に達した時点で天井温度は最大温度とならず，その後も天井温度は徐々に上昇し続ける傾向を示した。

#### 3.1.3 火柱温度と天井高さの関係

前報 $ ^{1)} $ に示した換気パラメータである2・B・H $ ^{15} $ /A $ _{f} $ （B：トンネル幅，H：天井高さ，A：燃焼皿面積）と燃焼皿の液面から（1／3）H，（2／3）H，（14／15）Hの高さにおける火柱温度との関係をFig.3に示す。Fig.3に示す火柱温度は，火柱温度が最大になった時の温度を示す。

燃焼皿直上の火柱温度は横軸を2・B・H^{15}/A_{f}で整理すると燃焼皿112cm^{2}，225cm^{2}で共にほぼ同じような傾向を示した。燃焼皿直上の火柱温度は，2・B・H^{15}/A_{f}が約22で最も大きい最大温度となり，1220℃にも達した。約22を境にして，火柱の中心温度は天井が低くなるに従い，ほぼ(B・H^{1.5}/A_{f})^{0.4}に比例しながら低下した。また，約22を境にして，火柱温度は天井が高くなるに従い，ほぼ(B・H^{1.5}/A_{f})^{-2.0}に比例しながら急激に低下した。

2·B·H^{1.5}/A_{f}が約22以下で，天井が低くなるに従い火柱の温度は低下したのは，次のような理由であると考えられる。約22以下では，前報 $ ^{1)} $ の火柱の大きさで

Fig. 3 Flame Temperature above the fuel tray as a function of $ 2 \cdot B \cdot H^{1.5}/A_{f} $

(H: Ceiling height, B: Tunnel width, $ A_{f} $ : Fuel tray area, $ T_{g} $ : Gas temperature, $ T_{a} $ : Atmospheric temperature)

示すように，火柱の横幅はトンネル横幅60cmいっぱいに広がっている。ここで示す火柱温度は，燃焼皿直上の火柱の中心部の温度を示している。天井の高さが低くなるに従い，燃焼皿直上の火柱中心部まで空気が流入しなくなり，火柱中心部よりも少し離れたところがよく燃焼するようになる。そのため，火柱中心部はあまり燃焼しなくなり，火柱の中心温度は天井が低くなるに従い低下したと考えられる。このことは後で述べる3.2.1の熱気流の温度分布の測定結果からも推察できる。

また，天井が低くなるに従い，火柱の高さが低くなり，火柱の熱放射率が小さくなる。そのため，火柱から熱電対への放射伝熱量が少なくなり，火柱の中心温度は低下したと考えられる。

$ 2\cdot B\cdot H^{15}/A_{f} $ が約22以上で，天井が高くなるに従い火柱の温度は急激に低下したのは，次のような理由であると考えられる。前報 $ ^{1} $ の火柱の大きさで示したように，約22以上では，天井が高くなるに従い，火柱の横幅は急激に小さくなり，火柱の熱放射率が急激に小さくなる。そのため，天井が高くなるに従い，火柱から熱電対への放射伝熱量が少なくなり，火柱の中心温度は急激に低下したと考えられる。

$ 2\cdot B\cdot H^{1.5}/A_{f} $ が約22以下の範囲では，Fig.3に示すように燃焼皿112cm，225cm共に火柱温度は（1／3）H，（2／3）H，（14／15）Hの高さでほぼ同じ温度を示した。この範囲では，火柱が燃焼皿近辺でトンネル
の高さ，横幅いっぱいに充満したために，火柱温度はこの3種類の高さでほぼ同じ温度を示したと考えられる。

2·B·H^{15}/A_{f}が約22～約30の範囲では，Fig.3に示すように燃焼皿225cm^{2}で，火柱の温度は（1／3）H，（2／3）H，（14／15）Hの高さでほぼ同じ温度を示した。しかし，燃焼皿112cm^{2}で2·B·H^{15}/A_{f}が約32（H=45cm）では，天井付近（14／15）Hの火柱温度は火柱中部（2／3）H，下部（1／3）Hに比べ高温度を示した。燃焼皿112cm^{2}で2·B·H^{15}/A_{f}が約50（H=60cm）では，天井付近（14／15）Hの火柱温度は火柱中部（2／3）H，下部（1／3）Hに比べ低い温度を示した。約32の時と約50の時では火柱の鉛直方向の温度分布が逆の傾向となった。これは，約32の時は火柱が天井に強く衝突しており，火柱の中部，下部に比べて天井付近の火柱の大きさが太くなっているため，天井付近の火柱の熱放射率が大きくなり天井付近が高い温度を示したと考えられる。約50の時は火柱の先端部が辛うじて天井に届いており，火柱の形状が開放空間での燃焼性状に近く，火柱の中部，下部に比べて天井付近の火柱の太さが細くなっているため，天井付近の火柱の熱放射率が小さくなり天井付近が低い温度を示したと考えられる。

#### 3.1.4 天井温度と天井高さの関係

前報 $ ^{1)} $ に示した換気パラメータである2・B・H $ ^{15} $ /A $ _{f} $ と燃焼皿直上の天井温度の関係をFig.4に示す。Fig.4に示す天井温度は，燃焼速度が最大になった時の温度を示す。

Fig. 4 Ceiling temperature above the fuel tray as a function of 2·B·H^{1.5}/A_{f}. (H: Ceiling height, B: Tunnel width, A: Fuel tray area, T_{w}: Ceiling temperature, T_{a}: Atmospheric temperature)

燃焼皿直上の天井温度は，燃焼皿112cm²，225cm²で共に火柱温度とほぼ同じような傾向を示した。

2・B・H^{1.5}/A_{f}が約22以下の範囲では，燃焼皿直上の天井温度は，天井が低くなるに従い，ほぼ（B・H^{1.5}/A_{f})^{0.4}に比例しながら低くなった。この範囲では，天井温度は火柱温度より平均で約60K低い温度を示した。

2・B・H^{1.5}/A_{f}が約22以上の範囲では，燃焼皿直上の天井温度は，天井が高くなるに従い，ほぼ（B・H^{1.5}/A_{f})^{-2.0}に比例しながら急激に低下した。

### 3.2 トンネル内長手方向の温度分布

#### 3.2.1 熱気流の温度分布

トンネル長手方向の熱気流温度分布を燃焼皿112cm，燃焼皿225cmについて天井高さをパラメータとしてFig.5(1)，(2)に示す。熱気流温度は床面から（14/15）Hの高さにおける最大温度である。ここでは，燃焼皿直上の火柱部および天井に沿って流れる火炎部もトンネル長手方向の熱気流温度分布に含めて説明することにする。

熱気流温度分布は，測定結果から燃焼皿直上の火柱中心軸から左右で，ほとんど対称であったので，Fig.5にはトンネル中心から左右同距離の平均温度で示した。

燃焼皿112cm²の場合，天井高さHが45cm以上，燃焼皿225cm²の場合，天井高さHが75cmの（14/15）Hでの熱気流温度分布は，燃焼皿直上の火柱中心軸から離れるに従い，天井高さの2～3倍の範囲で急激に低下した。火柱中心軸からこの範囲を超える範囲になると，（14/15）Hでの熱気流温度分布は，緩やかに低下した。これは，他のトンネル火災実験で示された天井温度のパターンとほぼ同じ結果であった $ ^{2} $ 。

しかし，これらの天井高さより低い場合の（14／15）Hでの熱気流温度分布は，天井が高い時と異なる温度分布を示した。燃焼皿直上の（14／15）Hでの熱気流温度は約500～約1200℃と高い温度を示し，燃焼皿直上の火柱中心軸から離れるに従い急激に低下せず，緩やかに低下した。天井が低い時は，熱気流温度が500℃以上の高温の範囲は，燃焼皿直上の火柱中心軸を中心に大きく広がり，その範囲は天井高さの5倍以上に達した。前報 $ ^{1} $ で，天井が低く換気支配の場合には，火炎が天井に沿って流れ，その長さは天井高さの約6倍にも伸びたことを示したが，高温の範囲が広
いのは，このように天井に沿って火炎が伸びたためである。しかし，Fig.5には天井に沿って流れる火炎部と熱気流部の境は，温度変化として特に現われなかった。

特に，天井高さが低い15cmの場合には，燃焼皿直上の火柱中心部で最大温度とならず，燃焼皿直上の火柱

(1) Fuel tray area 112 cm²

中心軸から天井高さの3～5倍離れたところが最大温度となっている。これは，3.1.3で述べたように天井高さが低くなると，燃焼皿直上の火柱中心部まで空気が流入しなくなり，火柱中心軸より天井高さの3～5倍離れたところがよく燃焼したためと考えられる。

(2) Fuel tray area 225 cm $ ^{2} $

Fig. 5 Temperature distribution in the longitudinal direction of hot-layer at 14/15 of the ceiling height. (H: Ceiling height, X: Distance from fuel tray center, $ T_{g} $ : Gas temperature, $ T_{a} $ : Atmospheric temperature)

(1) Fuel tray area 112 cm²

(2) Fuel tray area 225 cm $ ^{2} $

Fig. 6 Temperature distribution of the ceiling in the longitudinal direction. (H: Ceiling height, X: Distance from fuel tray center, $ T_{w} $ : Ceiling temperature, $ T_{a} $ : Atmospheric temperature)
#### 3.2.2 天井面の温度分布

トンネル長手方向の天井面の温度分布を燃焼皿112cm²，燃焼皿225cm²についてFig.5と同じように天井高さをパラメータにしFig.6(1)，(2)に示す。

燃焼皿112cmの場合，天井高さHが45cm以上，燃焼皿225cmの場合，天井高さHが75cmの（14/15）Hでの天井温度分布は，燃焼皿直上の火柱中心軸から離れるに従い，天井高さの2～3倍の範囲で急激に低下した。火柱中心軸からこの範囲を超える範囲になると，（14/15）Hでの天井温度分布は，緩やかに低下し，熱気流温度分布とほとんど同じ傾向を示した。燃焼皿直上の天井から天井高さの2～3倍の距離までの天井温度は熱気流温度に比べ若干低い温度である。しかし，天井高さの2～3倍以上離れ，温度降下が緩やかな所での天井温度は熱気流温度に比べかなり低い温度を示した。ここでの室温からの天井の上昇温度は熱気流の上昇温度の約1／2であった。

これらの天井高さより低い場合の（14/15）Hでの天井温度分布は，熱気流温度より若干低い温度を示したがほとんど同じ傾向を示した。

## 4 ．液体燃料への放射伝熱量と燃焼速度の関係

## 4 ．1 火柱，天井面および熱気流から液体燃料への放射伝熱量の計算

液体燃料への放射伝熱としては，燃焼皿直上に立ち上がる火柱からの放射伝熱，天井面からの放射伝熱および天井に沿って流れる熱気流からの放射伝熱がある。これらの各放射伝熱を受熱することにより液体燃料は蒸発し燃焼している。本項では液体燃料へのこれら各放射伝熱量を計算することにする。

この他に液体燃料への放射伝熱としてはトンネル側面からの放射伝熱もあるが，側面の温度は天井面に比べて低く，火柱，天井面からの放射伝熱量にくらべて十分小さいので無視できるものとした。

## 4 ．1．1 燃焼皿直上の火柱から燃料表面への放射伝熱量

燃焼皿直上に立ち上がる火柱から液体燃料への放射伝熱量 $ q_{f} $ は，液体燃料表面の熱放射率を1と仮定すると(1)式のように表すことができる $ ^{4} $ 。

$$ q_{\mathrm{~f~}}=\varepsilon_{\mathrm{~f~}}\sigma\left(T_{\mathrm{~f~}}^{\mathrm{~f~}}-\mathrm{~T~}_{\mathrm{~s~}}^{\mathrm{~f~}}\right) $$

ただし。

ε：火柱の熱放射率

$$ \sigma: ステファンボルツマン定数 $$

$$ T_{f}: 火柱の温度 $$

$$ T_{s}：液体燃料の表面温度 $$

火柱の放射率 $ \varepsilon_{t} $ は炭素粒子による吸収を考えて(2)式から求める方法がある $ ^{5} $ 。

$$ \varepsilon_{\mathrm{~f~}}=1-\exp\left(-\mathrm{~}K_{\mathrm{~f~}}L_{\mathrm{~f~}}\right) $$

ただし。

$$ K_{f}: 火柱の吸收係数 $$

$ L_{f} $ ：火柱の有効厚み

吸収係数 $ K_{r} $ はn→∧プタンの場合，ガソリンとほぼ同じであるので文献 $ ^{6} $ から2.0（1/m）を用いた。火柱の有効厚み $ L_{r} $ は，火柱の大きさから(3)式により近似することができる $ ^{7} $ 。

$$ \begin{aligned}L_{t}=&\frac{0.9\times4V_{t}}{S_{t}}\\=&\frac{1.8H_{t}B_{t}}{B_{t}+2H_{t}}\end{aligned} $$

ただし。

$ V_{r} $ ：火柱の体積

$ S_{f} $ ：火柱の全表面積

$ H_{f} $ ：火柱の高さ

$ B_{f} $ : 火柱の幅

燃焼皿直上に立ち上がる火柱の形状は，水平断面を正方形とする角柱とし，火柱の高さ $ H_{f} $ はトンネルの高さとした。角柱の一辺の長さ $ B_{f} $ は，前報 $ ^{1} $ に示した火柱の幅とした。

(1)式の火柱の温度 $ T_{f} $ は，Fig.3に示す燃焼皿の液面より（1／3） $ H $ と（2／3） $ H $ の高さの火柱の最高温度の平均値を用いた。その火柱の平均温度を $ T_{f} $ としてTable 1に示す。

燃焼Ⅲ112cmの場合，天井高さHが45cm以上，燃焼Ⅲ225cmの場合，天井高さHが67.5cm以上の火柱の平均温度は，Table1に示すように800℃以下となっている。これは3.1.3で述べたように火柱の横幅が急激に小さくなり，火柱の有効厚みLが小さくなって火柱の热放射率が低下する。このため，熱電対による火柱の測定温度は800℃以下と実際の温度より低くなったと考えられる。一般に火炎の温度測定は，火炎の熱放射率が小さい場合，熱電対では実際より低めの温度となり正確な測定はできない。

実際の火柱の平均温度は，火柱が小さくても，開放空間で示されている火炎温度約800℃ $ ^{9} $ であると予想
Table 1 Radiant heat calculated from the flame and the ceiling to fuel surface.

Fuel tray area	Tunnel heights	Flame heights	Flame widths	Equiva -lent beam lengths	Emissivi -ty of flame	Tempera -ture of flame	Radiant heat from flame	Radiant heat from ceiling	Total of Radiant heat	Total of Radiant heat
A, cm	H cm	H, cm	B, cm	L, cm	ε,	T, C	q, kW/m²	q, kW/m²	q, kW/m²	q, kW/m²
112	15	15	60	18	0.30	790	23	23	46
22.5	22.5	58	23	0.37	970	50	51	101
30	30	54	26	0.41	1040	69	55	124
37.5	37.5	42	24	0.38	960	50	37	87
45	45	24	17	0.29	490	22	7	29
60	60	18	14	0.24	455	18	1	19
75	75	17	14	0.24	—	18	0	18
225	15	15	60	18	0.30	660	23	18	41
30	30	60	27	0.42	985	60	42	102
45	45	57	31	0.46	1085	89	57	146
60	60	57	35	0.50	1115	105	39	144
67.5	67.5	53	34	0.49	590	37	4	41
75	75	27	21	0.34	460	26	2	28

されるので，ここでは800℃以下の火柱の測定温度は800℃として液体燃料への放射伝熱量の計算を行なう。また，112cm，225cmの両燃焼皿で天井高さHが15cmの火柱の中心軸の平均温度も，800℃以下となっている。これは3.1.3で述べたように天井が低くなると燃焼皿直上の火柱中心部まで空気が流入しなくなり，火柱中心軸の温度が800℃以下になったと考えられる。燃焼皿直上の火柱中心軸の周辺部がよく燃焼しており，そこでは開放空間での温度約800℃以上であると考えられるので，天井が低い15cmの時の火柱の平均温度を800℃として液体燃料への放射伝熱量の計算を行なう。

実際の火柱の高さ，幅の値を(3)式に代入して火柱の有効厚み $ L_{f} $ を求め，これを(2)式に代入し火柱の熱放射率 $ \varepsilon_{r} $ を計算した。火柱から液体燃料への放射伝熱量 $ q_{r} $ は，(1)式に火柱の温度 $ T_{f} $ ，火柱の熱放射率 $ \varepsilon_{r} $ を代入して計算した。その結果をTable1に示す。火柱からの放射伝熱量は燃焼皿112cm²の場合，H=30cmで最大69kW/m²，燃焼皿225cm²の場合，H=60cmで最大105kW/m²となった。

## 4 ．1．2 天井面および天井に沿って流れる熱気流から燃料表面への放射伝熱量

天井面および天井に沿って流れる熱気流から燃料表面への放射伝熱量 $ q_{w} $ は，液体燃料表面と天井面の熱放射率を1と仮定すると(4)式のように表すことができる $ ^{10} $ 。実験前の天井面の熱放射率は1より小さいが，燃焼時には天井面に大量の煤が付着し，天井面の熱放射率は1に近いと考えられる。

$$ \begin{aligned}&q_{w}=\sigma\varepsilon_{g}\left(1-\varepsilon_{t}\right)\sum_{n=1}^{15}F_{G_{n}}\left(T_{G_{n}}{}^{4}-T_{s}{}^{4}\right)\\ &\\&+\sigma\left(1-\varepsilon_{g}\right)\left(1-\varepsilon_{t}\right)\sum_{n=1}^{15}F_{w_{n}}\left(T_{w_{n}}{}^{4}-T_{s}{}^{4}\right)\cdots\cdots(4)\\ \end{aligned} $$

ただし。

$F_{wn}$：液体燃料から分割したn番目の天井面をみたときの形態係数

$F_{Gn}$：天井面と同じように液体燃料から分割した

n番目の熱気流をみたときの形態係数

$ T_{wn} $ ：分割したn番目の天井面の温度

$ T_{Gn} $ ：天井面と同じように分割したn番目の熱気流の温度

K

ε₀：熱気流の熱放射率

$ T_{s} $ ：液体燃料の表面温度

$ T_{wn}, F_{wn} $ の n は，燃焼皿直上の天井から45.5cmごと