Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
(1995)

4）佐藤，竹元，河関：「火災性状把握システムに関する研究（その1，その2）」，消防研究所資料，No.25，26，（1991）

5）佐藤，河関，田村，細川：「火災性状把握システムに関する研究（2次）」，消防研究所資料，No.28，（1993）

6）照明学会・技術指針：煙センサーに関する諸問題と技術指針，JIEG-003（1983）

7 ) Akio Takemoto: The 8th Joint Panel Meeting; UJNR Panel on Fire Research and Safety, Tsukuba, p.763, May 13-21, (1985)

8）消防予第53号：「住宅用スプリンクラー設備及び住宅用火災警報器に係る技術ガイドラインについて」，平成3年3月25日
# Fire Detection and Extinguishment by Sprinkler System of Residential Fires —Smoldering Fire—

(Abstract)

Eiji Yanai, Akio Takemoto, Daisuke Kozeki, Ai Sekizawa and Keiko Suzuki

(Received May 30, 1997)

Smoldering fire tests were conducted using “futon”, Japanese bed clothe, as a fire source in a real scale room whose size is about 8 tatami mats and 2.4 meters high. In these experiments, concentrations of oxygen and carbon monoxide, smoke density, and temperature rise were measured through changing an opening of the fire room and the location of the fire source. Responses of fire detectors with different sensing methods and residential sprinkler systems were also examined. As the results of the experiments, the following were obtained.

(1) Since the sprinklers did not function automatically because the room temperature had little risen during a smoldering fire, synchronizing system of activation of sprinklers with detectors in some way is needed to suppress a fire before the room condition reaches lethal.

(2) From the results of observation on vertical distribution of CO concentration, the peak CO concentration (2500ppm) appeared at the height of 50cm from the floor level which seems typically a face level when one is lying on a futon in the traditional Japanese life.

(3) The multi-sensor system with fuzzy reasoning method can adequately identify a smoldering fire and also can identify a flaming fire when a fire changes to a flaming state from a smoldering state.

(4) Residential smoke detectors functioned while enough visibility was maintained regardless the position of a fire source and/or the position of detectors installation.

(5) Although fires of futons and cushions are usually difficult to be suppressed, a fire of regular size cushion can be suppressed by a residential sprinkler even in 5 minutes water discharge.
# アルゴン-窒素混合気のn-ヘプタンおよび高引火点可燃物に対する消炎濃度

斎藤 直，佐宗祐子，尾川義雄

中谷 衛 $ ^{*} $ ，酒井竜太 $ ^{*} $

(平成9年6月26日受理)

最近新たに提案された消火剤候補物質のうち，わが国において，将来利用される可能性のある物質を検討し，アルゴン－窒素混合気の候補物質IG-55の消火性能をFRIカップバーナー消炎濃度で評価した。また，混合比を任意に変えたアルゴン－窒素混合気のn-ヘプタンに対する消炎濃度を測定した。IG-55を含め，アルゴン－窒素混合気の消炎濃度は，著者らが既に報告した，各成分の消炎濃度とモルフラクションを用いて求める計算式により計算した値と一致した。

消火剤および候補物質あわせて9種類について，高引火点可燃物の軽油と絶縁油に対するFRIカップバーナー消炎濃度を測定した。この場合にも，不活性ガス混合消火剤の消炎濃度は，消炎濃度の計算式による計算値と一致し，軽油，絶縁油などの高引火点可燃物に対する消炎濃度にも，著者らの提案した計算式を適用できることがわかった。

### 1. はじめに

ハロン消火剤の生産が中止されたため $ ^{1)} $ ，わが国において，コンピュータルーム，通信施設，博物館，美術館，図書館などへ新しいガス系消火剤を用いた消火設備が普及し始めている。1996年12月には，新しいガス系消火剤の危険物施設における利用も可能となり $ ^{2)} $ ，新消火剤を用いる消火設備は，さらに急速に普及するものと予想される。

著者らは，これまでに，いくつかの燃料に対する各種の新消火剤の消炎濃度をFRIカップバーナーを用いて測定し報告してきた $ ^{3-6} $ 。現在提案されているいくつかの新しい候補物質 $ ^{7} $ についても，それらが消火剤として適正に利用されるようにするために，消火性能が正しく評価されていることが必要である。

本報告では、まずはじめに、消火剤の新候補物質について、わが国で消火剤として利用しうるかについて検討する。また、可能性があり入手できる物質について、消炎濃度を測定し報告する。

次いで、アルゴン－窒素混合気について、既に報告した消炎濃度を算出する式の有効性を確認する。あわせて、危険物施設での新消火設備のために必要となる軽油および絶縁油に対する9種類の消火剤の消炎濃度を測定し報告する。

### 2. 提案されている新消火剤候補物質

著者らは，新消火剤および候補物質について，
Table 1 Properties of new candidates for fire suppressant

Agents	HFC-236fa	FIC-13I1	IG-01	IG-55	Remarks
Formula	$ CF_{3}CH_{2}CF_{3} $	$ CF_{3}I $	Ar100%	Ar50%,N250%	—
Mol. weight	152	195.9	39.9	34	—
Boiling point	-1.4	-22.5	-189.9	-190.1	°C at 1 atm
ODP	0 **	<0.008*	0 **	0 **	—
NOAEL	10	0.2*	43	43	%

ODP: Ozone Depletion Potential

NOAEL: Non Observed Adverse Effective Level

$ ^{*} $ : Ref.13

**: Estimated

ハロゲン系ではHFC-23（CHF_{3}），HFC-227ea（CF_{3}CHFCF_{3}）およびFC-3-1-10（C_{4}F_{10}），また，不活性ガス系では窒素52%，アルゴン40%，二酸化炭素8％の混合ガス消火剤のIG-541，窒素，アルゴンの消炎濃度を調べ，既に報告した $ ^{3-6} $ 。米国防火協会規格NFPA 2001の1996年版 $ ^{7} $ に新たに登場した消火剤候補物質は，HFC-236fa（CF_{3}CH_{2}CF_{3}），FIC-13I1（CF_{3}I），IG-01（アルゴン）および窒素50%，アルゴン50％の混合ガス消火剤IG-55である。これらの4種類の候補物質に関する物性等のデータをTable 1に示す。

Table 1のFIC-13I1は，分子式からわかるようにハロン1301（CF₃Br）が持っている消火に有効な臭素原子（Br）を，それと同程度の効果のあるヨウ素原子（I）で置き換えた，消火効果の大きい候補物質である⁷）。しかし，Table 1に示されているように，FIC-13I1は小さいとはいえオゾン破壊係数（ODP）を持ち，また，消火設備から放出された消火剤が到達する最高濃度（設計濃度）を制限する⁸無毒性濃度（NOAEL）は0.2％と低い値になっている。このように，オゾンを破壊する可能性があり，設計濃度がNOAEL値より高くなり毒性危険が予想されるFIC-13I1を，コンピュータルーム，通信施設，博物館，美術館，図書館などで利用する消火剤として採用することはできない。

もう一つのハロゲン系の候補物質HFC-236faは，消火剤として既に利用されているHFC-227eaの分子中のフッ素原子一個が水素原子に置き換わっただけであるので，HFC-227eaと同程度の消火性能が期待される $ ^{3)} $ 。それゆえ，HFC-236faは消火剤として利用される可能性があるが，この薬品を入手できなかった。

Table 1に示されている不活性ガス系の二つの候補物質IG-01およびIG-55は，既に採用されている二つの不活性ガス系新消火剤IG-541と窒素の物性等の性質から類推すれば特別に問題はなく，消火剤として利用可能な候補物質である。

### 3. FRIカップバーナーシステムと消炎濃度の測定方法

これまで，多くの研究者，研究開発機関がそれぞれの異なる規格でカップバーナー装置を作製している。そして，このような規格の異なるカップバーナーにより測定された消炎濃度データが，ガス系消火剤の消火性能として利用されてきた。

消炎濃度はカップバーナー装置の寸法や測定条件，測定方法に依存するため，n-ヘプタンに対するハロン1301の消炎濃度の報告データには，相対値で30％程度の差があることが知られている $ ^{7)} $ 。

FRI カップバーナーシステムは，(1)過去に数多く測定されたハロン1301のn-ヘプタンに対する確からしい消炎濃度データを再現すること，(2)試験者，試験機関を問わず，誰でもどこでも同じ消炎濃度が再現性良く得られることの2点を目標として，著者らにより開発された装置と実験方法である。すなわち，誰でも容易に作製できる装置とす
るために，バーナー構造と各部の寸法，消火実験の方法について検討し，従来の消炎濃度測定法を改良した測定装置と測定手順である。

FRIカップバーナー装置製作上の詳細 $ ^{4)} $ ，ハロン1301の消炎濃度の再現 $ ^{3)} $ ，および得られる消炎濃度データの再現性，異なるFRIカップバーナー装置，設置場所により測定されたデータの同一性 $ ^{6)} $ については既に報告した。また，FRIカップバーナーによるデータの信頼性を検討するため，ハロン1301以外にハロン消火剤のハロン2402（C₂F₄Br₂）のn-ヘプタンに対する消炎濃度を測定した。その際，ハロン2402のガス化には，前報 $ ^{9)} $ の水蒸気供給装置を利用した。得られたハロン2402の消炎濃度は2.3±0.1%であり，Hirst et al.の報告 $ ^{11)} $ とほぼ一致した。ハロン1301およびハロン2402のn-ヘプタンに対する消炎濃度の著者らとHirst et al.の結果を比較したTable 2から，両者のカップバーナーがほぼ同じ消炎濃度を与えることがわかる。これはカップバーナーの寸法が両者でほぼ等しく，空気流量も同じにとられたことによると考えられる。

本研究に用いた燃料はn-ヘプタン，軽油，絶縁油の三種類である。n-ヘプタンは市販の特級試薬，軽油，絶縁油は通常の市販品である。これらの燃

Table 2 Flame extinguishing concentrations (%) of halons for n-heptane

halons	halon 2402	halon1301	Remarks
This work	2.3±0.1	—	FRI Burner
Saso et al. 3)	—	3.4±0.1	FRI Burner
Hirst et al. 10)	2.1	3.5

料の代表的な物性値をTable 3に示した。ただし，軽油および絶縁油はそれぞれ類似する複数の炭化水素の混合物であり，製品名は同じでもロットにより成分は変わる。特にディーゼルエンジンの燃料とされる軽油は，夏期と冬期では物性まで異なることのある燃料である。

消火剤には，IG-55，IG-01（アルゴン），種々の混合比で調製したアルゴン－窒素混合気，HFC-23，HFC-227ea，FC-3-1-10，IG-541，窒素，二酸化炭素およびハロン1301を使用した。IG-55と種々の混合比のアルゴン－窒素混合気は，市販のアルゴンガスと窒素ガスを湿式流量計で較正したマスフローコントローラ－により流量を調整し，カップバーナーへ供給することにより各々の目的の混合ガスとした。

実験に使用したn-ヘプタンおよび混合ガス系の消火剤を除く他の全ての消火剤等試薬の純度は，99％以上である。

### 4. 結果と考察

### 4.1 IG-55及びアルゴン—窒素混合気の消炎濃度と計算消炎濃度

n-ヘプタンに対するIG-55の消炎濃度の測定結果(37.8%)と考察に必要な参考データをTable 4に示した。Table 4から，本研究のIG-55の消炎濃度は，著者らが報告 $ ^{6)} $ したIG-01（アルゴン）および窒素の消炎濃度とIG-55の成分組成をもとに，混合消火剤の消炎濃度をC，アルゴンのモル分率と消炎濃度をそれぞれ $ X_{Ar} $ ， $ C_{Ar} $ ，および窒素のモル分率と消炎濃度をそれぞれ $ X_{N2} $ ， $ C_{N2} $ とし，

$$ 1\ne C=X_{A r}\ne C_{A r}+X_{N2}\ne C_{N2} $$

Table 3 Physical properties of fuels

Fuels	n-heptane	kerosene	transformer oil	Remarks
Formula	$ C_{7}H_{16} $	—	—	—
Mol. weight	100.2	—	—	—
Density	0.684*	0.833	0.874	15/4℃
Boiling point	98.4	—	—	℃
Flash point	-4	66	148	℃

$$ ^{*}:20/4\ ^{\circ}C $$
Table 4 Observed and calculated extinguishing data of IG-55 and related gases for n-heptane (%)

Agents	IG-55Obs.	IG-55Calc.	IG-01 (Ar)Obs.	N2Obs.	ReferenceNo.
This work	37.8	—	—	—	—
Saito et al.	—	37.8	43.3	33.6	6
NMERI	28	—	38	—	7
Sheinson et al.	—	34.6	41	30	11
Grosshandler et al.	—	35.9	41	32	12

(1)式を用いて計算した消炎濃度と極めてよく一致している。このことは，さまざまな要因によって複雑に影響されるカップバーナー消炎濃度であっても，条件を整えて測定すれば，相互に矛盾のない消炎濃度が得られることを示唆している。

Table 4に示されているSheinson et al. $ ^{[11]} $ とGrosshandler et al. $ ^{[14]} $ によるアルゴンおよび窒素の消炎濃度，およびそれらの値を用いて(1)式から推定されるIG-55の消炎濃度のほとんどは，FRIカップバーナーによるそれぞれの消炎濃度の約95％の大きさで一致している。この事実は，カップバーナー装置が異なっていても，得られる消炎濃度に比例関係にあることを示唆している。

一方，NMERI（New Mexico Environmental Research Institute）の報告しているIG-55の消炎濃度は28% $ ^{7)} $ で，本研究の測定値37.8%の3／4以下の数値となっている。同時に，NMERIはアルゴン（IG-01）の消炎濃度をTable 4に示したように38%と報告している。IG-55はアルゴン50%，窒素50%を含む。NMERIのアルゴン，IG-55の消炎濃度と(1)式から，NMERIのカップバーナーによる窒素の消炎濃度を求めると22.2%となる。この値は，二酸化炭素の消炎濃度に匹敵する程小さな値である。二酸化炭素と窒素の消炎濃度が同程度となるこの結果は異常であり，NMERIは窒素の消炎濃度を不当に小さく見積もりすぎていることになる。このことは，NMERIのIG-55に関する消炎濃度を消火設備の設計濃度を決定するために用いる場合には，消火性能が過大評価されている可能性に留意しなければならないことを示唆している。

混合比を任意に変化させたアルゴン－窒素混合気のn-ヘプタンに対する消炎濃度を測定した。同じ条件での消炎濃度の測定回数は各1回のみである。窒素モル分率 $ X_{N2} $ をパラメータとしてこの混合気で得た消炎濃度をFig.1に示す。Fig.1には，(1)式のアルゴン，窒素，それぞれの消炎濃度 $ C_{Ar} $ ， $ C_{N2} $ を未知の定数とし，

$ X_{Ar} + X_{N2} = 1 $ の関係を用いて(1)式を書き変えた次の関係式,

$ 1 \big/ C = 1 \big/ C_{Ar} - (1 \big/ C_{Ar} - 1 \big/ C_{N2}) X_{N2} $ (2)を用い，最小自乗法により決定した方程式のグラフを実線で示した。得られた方程式は，

$$ \begin{array}{l}{{1\not\sim C=(0.0232\pm3\cdot10^{-4})+(6.86\cdot10^{-3}\pm}}\\ {{2\cdot10^{-4})X_{N2}\quad(3)}}\end{array} $$

と表される。なお，それぞれの係数の標準誤差を±符号を付けて(3)式に示した。

また，混合消火剤の消炎濃度の実測値と(1)式による計算値との相関をFig.2に示した。ここで，計算には，既に報告したアルゴンおよび窒素の消炎濃度の実測値 $ ^{6)} $ ，それぞれ43.3%，33.6%を使用した。Fig.2から，消炎濃度の実測値と計算値はよく一致していることがわかる。

最小自乗法で決定された(3)式の各係数から，アルゴンと窒素の消炎濃度を予測することができる。係数から得た消炎濃度は，アルゴン43.1±0.5%および窒素33.3±1.5%となり，前述の実測値と一致した。このことは，混合比を変えた何種類かの二成分不活性ガス混合気について消炎濃度が得られると，(1)式の関係から混合気の各成分の消炎濃度を正しく推定できることを意味する。

不活性ガスの混合消火剤IG-55, IG-541について,

参考文献の7と15には, 著者らのカップバーナー
Fig.1 Variation of flame extinguishing concentrations of Ar- $ N_{2} $ mixed agents with $ N_{2} $ mole fraction. (Fuel:n-heptane)

消炎濃度に比べてかなり小さな値の，いいかえれば消火性能のよいデータが掲載されている。アルゴン，窒素，二酸化炭素それぞれの消炎濃度とそれらを組み合わせた混合消火剤の消炎濃度の間には(1)式を一般化した関係式が，よい近似で成立する $ ^{6} $ 。したがって，IG-55やIG-541のような不活性ガス混合消火剤の消炎濃度の報告には，各成分ガスの消炎濃度もあわせて報告されるべきである。そうすれば，測定者，測定機関により異なる消炎

Fig.2 Relation between calculated and observed flame extinguishing concentrations of Ar- $ N_{2} $ mixed agents. (Fuel:n-heptane)

濃度の原因と消炎濃度間の整合性を検討するために有益である。

### 4.2 軽油，絶縁油に対する消炎濃度

軽油と絶縁油に対する各種消火剤および候補物質の消炎濃度の測定結果をTable 5に示す。従来からの消火剤であるハロン1301と二酸化炭素の消炎濃度も測定した。また，比較のためにn-ヘプタ

Table 5 Flame extinguishing concentrations of new agents and candidates for kerosene, transformer oil, and n-heptane (%)

This work	Sakei et al. 7)	Saito et al. 8)
Agent	kerosene-1	kerosene-2	transformer oil	n-heptane	n-heptane	n-heptane
HFC-23	12.5	—	12.8	—	12.9	—
HFC-227ea	6.4	—	6.6	—	6.6	—
FC-3-1-10	5.0	—	5.4	—	5.3	—
IG-01(Ar)	—	40.5	34.8	—	—	43.3
N2	29.8	30.8	27.0	—	33.6	33.6
IG-541	31.0	—	28.3	—	—	35.6
IG-55	—	34.7	29.5	37.8	—	—
halon1301	3.4	—	2.3	—	3.4	—
CO2	20.7	—	18.7	—	22.0	—
ンに対する消炎濃度も掲載した。

二酸化炭素を含めて，不活性ガス系の消火剤の消炎濃度は，燃料の引火点が高くなるにつれて低下する傾向が認められた。他方，ハロン系の新消火剤であるHFC-23，HFC-227ea，およびFC-3-1-10の場合，軽油，絶縁油に対する消炎濃度はn-ヘプタンに対する消炎濃度と大差なく，本研究で用いた燃料に対しては，燃料の引火点による消炎濃度への影響は認められなかった。ハロン1301では，軽油に対する消炎濃度はn-ヘプタンと変わらず，絶縁油の場合にはn-ヘプタンに対する値の2／3程度に小さくなった。

軽油及び絶縁油に対し，不活性ガス系の消火剤の消炎濃度が燃料の引火点が高くなるにつれて低下したのは，消火剤により火炎温度が低下し，引火点の高い燃料ほど蒸発しにくくなったことが一因と推定される。また，新ハロン系の消火剤の場合には，燃料－空気混合気の燃焼下限界を低下させることなどに見られるように，消火剤が燃料的に作用する側面をもつ $ ^{14} $ 。このような消火剤の作用が，測定に用いた燃料の引火点は高くなっても消火剤の消炎濃度の低下を抑える役割をしたものと推察される。しかし，軽油，絶縁油は多くの物質の混合物であり，また，カップバーナー火炎の消炎現象が複雑であるため，消火剤によってカップバーナー消炎濃度が上述のように変化した理由の説明は容易ではない。新消火剤の消炎濃度の各種燃料による変化についてのより具体的知見を得るには，消火剤がカップバーナー火炎の温度，燃料温度，質量燃焼速度，火炎の構造等に与える影響に関する検討を待たなければならない。

Table 5から，不活性ガス混合消火剤IG-55およびIG-541の軽油，絶縁油に対する消炎濃度が，(1)式により計算された消炎濃度と一致していることが容易に確かめられる。このことは，不活性ガスの混合消火剤に関し，(1)式はn-ヘプタン以外の燃料についてもよい近似式となっていることを示すものである。

### 5. まとめ

最近，新たに提案された消火剤候補物質のうち，わが国において利用される可能性があり，入手可能な物質について，消火性能をFRIカップバーナー消炎濃度で評価した。以下にその結果をまとめる。

(1) アルゴン－窒素混合気系の候補物質であるIG-55と，混合比を任意に変えたアルゴン－窒素混合消火剤のn-ヘプタンに対する消炎濃度は，著者らが既に報告した，各成分の消炎濃度とモルフラクションから混合消火剤の消炎濃度を求める計算式による計算値とよく一致した。

(2) 消火剤と候補物質合計9種類の高引火点可燃物の軽油，絶縁油に対するFRIカップバーナー消炎濃度を報告した。不活性ガス系の消火剤の場合には，燃料の引火点が高くなると消炎濃度が低下する傾向を示した。しかし，ハロゲン系の新消火剤の消炎濃度は，燃料の引火点によって変わらなかった。

(3) 軽油，絶縁油に対する不活性ガス混合消火剤の消炎濃度の実測値も，その消炎濃度の各成分ガスのモルフラクションと消炎濃度からの計算値と一致し，(1)式はn-ヘプタン以外の燃料についてもよい近似式となることが確かめられた。

## 参考文献

1）斎藤直：安全工学，35，p.452-459（1996）

2）消防厅予防課通知：消防予193号（1996）

3 ) Saso, Y., Saito, N., and Iwata, Y.: Fire Technology, 29, p.22-33 (1993)

4）井上康史，斎藤直，佐宗祐子，尾川義雄：消防研究所報告，No.79，p.1-7（1995）

5）酒井竜太，斎藤直，佐宗祐子，尾川義雄，井上康史：消防研究所報告，No.80，p.36-42(1995)

6) Saito, N., Ogawa, Y., Saso, Y., Liao, C., and Sakei, R.: Fire Safety J., 27, P.185-200 (1996)

7) National Fire Protection Association, NFPA 2001 "Standard on Clean Agent Fire Extinguishing Systems," (1996)

8）消防厅予防課長通知：消防予第89号（1995）

9）菊井洋明，斎藤直，廖赤虹，中谷衛，尾川義雄，佐宗祐子：消防研究所報告，No.83，
p.30-36 (1997)

10) Hirst, R. and Booth, K.: Fire Technology, 13, p.296-315 (1977)

11) Sheinson, R.S., Penner-Hahn, J.E., and Indritz, D., Fire Safety J., 15, p.437-450 (1989)

12) Grosshandler, W. L., Gann, R.G., and Pitts, W.M., eds, "Evaluation of Alternative Inflight Fire Suppressants for Full-scale Testing in Simulated Aircraft Engine Nacelles and Dry Bays", NIST SP 861, National Institute for Standard and Technology (1994)

13) United Nations Environmental Programme (UNEP), Montreal protocol substances that deplete the ozone layer. Report of the Halon Fire Extinguishing Agents Technical Options Committee (1994)

14) Saito, N., Saso, Y., Liao, C., Ogawa, Y., and Inoue, Y., ACS Symposium Series No.611 "Halon Replacements: Technology and Science," (Miziolek, A.W. and Tsang, W. Eds.), p.243-257, American Chemical Society (1995)
# Flame Extinguishing Concentrations of Ar- $ N_{2} $ Mixed Agents for n-Heptane and High Flash-point Fuels

(Abstract)

Naoshi Saito, Yuko Saso, Yoshio Ogawa, Mamoru Nakatani $ ^{*} $ , and Ryuta Sakei $ ^{*} $

(Received June 26, 1997)

Flame extinguishing concentration of an argon-nitrogen mixture, IG-55, was measured by FRI cup burner to estimate the fire extinguishing efficiency. It shows a potential for new agent used in fire extinguishing equipment in Japan. The flame extinguishing concentrations of IG-55 and arbitrary mixtures of argon and nitrogen agree with calculated values through the simple equation for inert gas mixtures reported by the authors, as follows:

$$ l\nearrow C=\sum_{j}X_{j}\nearrow C_{j} $$

Where, C and $ C_{j} $ are flame extinguishing concentrations of mixed agent and its j-th component, respectively. $ X_{j} $ is mole fraction of j-th component.

The extinguishing concentrations of nine agents for the high flash-point fuels, kerosene and transformer oil, were also measured. The flame extinguishing concentrations of the mixed inert agents agree with the calculated values for the higher flash-point fuels, too. The fact shows that Equation (1) is applicable to flame extinguishing concentrations for high flash-point fuels.
# 日本海東縁部の地震による長周期地震動特性

座間信作

(平成9年6月27日受理)

日本海東縁部を震源とする地震による長周期地震動特性について，主に気象庁1倍強震計記録を用いて検討を行った。加速度スペクトルの特徴から，男鹿半島沖以北と新潟県沖の地震とは分けて考える必要があることを示し，それぞれの区分の地震に対する2～20秒の周期帯域における増幅度特性を求めた。男鹿沖の地震に対しては，秋田から新潟に向かって伝播するにしたがって周期10秒付近の増幅度が約2倍から7倍に大きくなるという顕著な特徴が認められた。また，得られた増幅度特性を用いて，発生の可能性が指摘されている秋田県沖の地震に対する加速度スペクトルを予測したところ，酒田，新潟での周期約10秒のレベル，及び秋田での周期約8秒でのそれが，石油タンクのスロッシングに関する規定値約100gal・secと同程度となり，石油タンクのスロッシングによる被害発生のおそれのあることが指摘された。

### 1. はじめに

1964年新潟地震では，新潟市内でやや長周期地震動による石油タンクのスロッシングが原因となった大規模な石油タンク火災が発生し，工場及び一般住宅18棟を全焼するという被害が生じた $ ^{1} $ 。1983年日本海中部地震では，震央距離約300kmの新潟で最大4.5mものスロッシング上昇量が観測され，秋田ではスロッシングによるタンク火災が発生した $ ^{2} $ 。また，1993年北海道南西沖地震でも震央距離約500kmの新潟で最大1.7mのスロッシングが発生し，4基のタンクで浮き屋根上への油の飛散が認められた $ ^{3} $ 。これらの地震はいずれも日本海東縁部を震源とする地震であり，また津波被害をもたらしていることでも共通している。

大竹（1993） $ ^{4)} $ は日本海東縁部で発生した上記3個の地震を含む，津波高さが2～4mの津波規模2以上の6個の大地震について検討し，秋田県西方沖に第1種空白域があり（Fig.1中の網掛け部分），この領域が破壊するとM7.5程度の地震となると指摘している。更に，これらの大地震の発生時系列解析から，この地震の発生を今世紀末頃と予測している。

この指摘が正しいとすると，上述の事例から，石油タンクのスロッシングによる被害が起こることが推測される。そこで，日本海東縁部の地震を対象として，石油タンクのスロッシングに影響を及ぼす周期2～20秒の長周期地震動特性について，地震記録に基づいた検討を行うと共に，近い将来発生の可能性が指摘されている秋田県西方沖の地震による各地の長周期地震動を予測し，石油タンクのスロッシング危険度を把握する。

### 2. 地震データ

長周期地震動特性評価に適した記録としては，気象庁1倍強震計記録が挙げられる。この強震計は，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数秒までのやや周期の長い地動
Fig.1 Location of epicenters (open circles) and observatories (closed circles). Size of a circle showing an epicenter corresponds to a fault area. Shaded area is the hypothetical source region after Ohtake (1993).

変位を精度良く記録できる。しかも約40年間にわたって，各気象官署で観測が行われ，均質な記録が蓄積されてきた。

ここで扱う記録は，石油コンビナートが近くに存在する主に日本海側の気象官署での一倍強震計記録で，これに加え，苦小牧，仙台，東京の記録も対象とした（Fig.1），苦小牧は1983年日本海中部地震，1993年北海道南西沖地震で2m以上のスロッシング上昇量を観測していることから $ ^{2,3} $ ，この帯域では揺れやすい地域と考えられる。また，1993年北海道南西沖地震では秋田から新潟に向かって波が伝播していく際に，周期約10秒の波が大きく成長したことが指摘されているが $ ^{5} $ ，この伝播方向とほぼ直角方向での長周期地震動特性がどのようなものとなるかを知るために仙台の記録も対象とした。東京については既に地震動特性評価を行っているが $ ^{6} $ ，秋田から新潟への波の伝播方向のほぼ延長上にあることから比較のため取りあげることとした。

一倍強震計記録の収集は，新潟，苫小牧，仙台，青森，酒田については各官署での原記録の等倍複写によった。秋田については気象庁によって記録のマイクロフィルム化がなされているので，それを等倍に拡大焼き付けした。東京については，原記録が原寸大でまとめられているので $ ^{7)} $ ，これを用いている。記録の収集基準は，記録紙上の最大振幅が1 mm以上のものとした。

気象庁1倍強震計記録はすすまたはペン書き記録であるので，数値化する必要がある。これには，イメージスキャナーによって取り込んだ地震記録紙の画像データから波形のみを抽出するシステム $ ^{8)} $ を用いた。得られたデータの解像度は時間軸で約0.5sec/dot，振幅軸で約0.1mm/dotである。この数値化されたデータに対し，記録紙，地震計保守原簿及び地震観測原簿に記載されている地震計定数を用いて計器補正 $ ^{6)} $ を施した。なお，用いた記録の中には日本海中部地震の秋田等の記録のように若干飽和しているものもあるが，これらについては特別な修正は施されていない。

一方，最近では広帯域，高ダイナミックレンジの地震計が多く設置されるようになってきており，気象庁でも1倍強震計に代えて87型ディジタル強震計を設置してきた。ここではデータが公開され始めた1988年以降に日本海東縁部で発生した大地震である1993年北海道南西沖地震の記録も用いることとした。但し，東京では記録されなかったので，気象庁に近い東京大学地震研究所において観測された速度型強震計記録を用いた。

これらの地震の諸元と各観測点で利用できたデータの有無をTable 1に，震央位置，観測点をFig.1に示す。ここで，震央を示す円の大きさは地震規模から推定される断層面積 $ ^{9)} $ に相当する。便宜上，以下では1964年新潟地震とその余震を新潟
Table 1 List of earthquakes and observatories. Circles show that records were used.

DATE	TIME	LONG	LAT	H(km)	M	REGION	AKITA	AOMORI	SAKATA	NIGATA	TOMAKOMAL	SENDAI	TOKYO
1964/5/7	16:58:08	139.00°	40.33°	—	6.9	OFF OGA PEN.	○	○	○	○	○	○	○
1964/5/8	5:12:43	139.08°	40.45°	—	6.5	OFF OGA PEN.	○	○	○	○	○	○
1964/6/16	13:01:40	139.18°	38.35°	40	7.5	OFF NIGATA PREF.	○	○	○	○	○	○
1964/6/16	13:17:32	139.03°	38.80°	—	6.1	OFF NIGATA PREF.	○
1964/6/16	15:53:02	139.20°	38.63°	—	6.1	OFF NIGATA PREF.	○	○	○	○
1964/6/16	16:14:58	139.31°	38.36°	20	6.1	OFF NIGATA PREF.	○	○	○	○
1964/6/19	19:05:32	139.48°	38.75°	—	5.5	OFF NIGATA PREF.	○	○
1964/7/12	10:45:24	139.31°	38.51°	—	6	OFF NIGATA PREF.	○	○	○
1964/12/11	0:11:03	138.93°	40.41°	40	6.3	OFF OGA PEN.	○	○	○	○	○
1983/5/26	11:59:58	139.07°	40.35°	14	7.7	W OFF N TOHOKU	○	○	○	○	○	○	○
1983/5/26	12:56:57	139.37°	40.76°	9	6.1	W OFF N TOHOKU	○	○
1983/6/9	21:49:01	138.90°	40.21°	23	6.1	W OFF N TOHOKU	○	○	○	○	○
1983/6/9	22:03:57	138.85°	40.18°	14	6	W OFF N TOHOKU	○	○	○	○	○
1983/6/21	15:25:26	139.00°	41.26°	6	7.1	W OFF N TOHOKU	○	○	○	○	○	○	○
1993/7/12	22:17:00	139.20°	42.78°	34	7.8	SW OFF HOKKAIDO	○	○	○	○	○	○	○

H: Focal depth M: Earthquake magnitude

—means uncertain but very shallow focal depth.

沖，それ以外の1983年日本海中部地震など男鹿半島以北の地震を男鹿沖の地震と呼ぶことにする。また，データとしては水平2成分の加速度フーリエスペクトルの二乗和の平方根（以下スペクトルと略す）を用いることとした。これは石油タンクのスロッシング最大上昇量が，タンク諸元から定まるスロッシング固有周期に等しい周期の速度応答スペクトル（減衰約0.1%）にほぼ比例すること $ ^{10} $ ，減衰の小さい速度応答スペクトルは加速度フーリエスペクトルとほぼ等しいことに基づく。

### 3. 各観測点の増幅度特性

増幅度特性の抽出は，観測スペクトルを次式で表される半経験的スペクトルFc $ ^{11)} $ を用いて基準化し，偏差をその地域固有の増幅度特性とみなすことで行う $ ^{6)} $ 。

$$ \begin{array}{l}\mathrm{Fc}=4.8\cdot10^{0.5\mathrm{M j}-2}\exp\left(-\mathrm{a}(\mathrm{T})\cdot\Delta\right)\nearrow\Delta^{0.5}\\\quad(\mathrm{T}\leq\mathrm{T c})\quad(1)\\\mathrm{Fc}=4.8\cdot10^{0.5\mathrm{M j}-2}\exp\left(-\mathrm{a}(\mathrm{T})\cdot\Delta\right)\nearrow\Delta^{0.5}\cdot\\\quad(\mathrm{T c}/\mathrm{T})\quad^{2}\quad(\mathrm{T}>\mathrm{T c})\quad(2)\end{array} $$

Fig.2 Relation between Mo and Mj. Circles indicate the data for the eastern margin of Japan Sea (ZONE-3).

$ \log a(T)=9.11/T-4.26 $ (3)

ここで, $ M_{j} $ , $ \Delta $ , T, Tcはそれぞれ気象庁マグニ
チュード，震央距離（km），周期（sec），カットオフ周期（sec）で，Tcは経験的にlog Tc=0.5Mj-2.42で与えられる $ ^{12)} $ 。

これらの式を適用する前に以下の2つの問題について検討を行う，上式の導出ではMjと地震モーメントMoの関係式として，

$$ \mathrm{l o g~M o=1.5M j+16} $$

が用いられている。一方，MjとMoとの関係は地域によって異なることが指摘されている $ ^{13)} $ 。そこでこの式の妥当性を調べる必要がある。Fig.2は佐藤(1989) $ ^{14)} $ によってまとめられた国内の地震のMoとMjの関係を示したもので，○印が日本海東縁部の地震である。但し，1地震で幾つかのMoが得られている場合には，それらの平均値を採用した。この図からこの地域を震源とする地震のMoは(4)式でほぼ表され，(1)，(2)式を修正する必要のないことが分かる。

気象庁（1990） $ ^{7)} $ では、震源地を14のゾーンに分けて地震記録を整理している。この区分によれば日本海東縁部はゾーン3に相当するが、大阪の記録の解析から、新潟沖と男鹿沖の地震では長周期地震動特性が異なることが指摘されている $ ^{15)} $ 。そこで、第2の問題として他地点の記録からもこのことが言えるか、即ちゾーンの細分化が必要と

Fig.3 Acceleration Spectra for the 1964 Niigata earthquake (left) and for the 1993 Hokkaido Nansei-oki earthquake (right).
Fig.4 Amplification factor as a function of period.
Fig.4 Continued

されるのか検討を行う。

Fig.3は男鹿沖の区分に含まれる1993年北海道南西沖地震と新潟沖の区分内の1964年新潟地震のスペクトルを比較したものである。なお，新潟地震の新潟での記録は地震計の針が飛んで利用できないので示していない。また，酒田での記録は若干飽和しているがその修正はなされていない。2つの地震による特に周期10秒付近のスペクトル形状に着目すると，苫小牧以外では異なったパターンを示していることがみてとれる。従って，同じゾーン3の中でも新潟沖と男鹿沖の地震とは分けて考える必要がある。

以上の検討から増幅度特性抽出のための手法は変更せず，各地点での増幅度特性を新潟沖，男鹿沖とに分けて抽出することにする。また比較のために両者のデータを一緒に扱った場合の増幅度も求めた。これらの結果をFig.4に示す。この図で太線，細線はそれぞれ平均及びそれの±標準偏差を
Fig.5 Ratio of the amplification factor for the off Oga region to the one for the off Niigata region.

表している。

男鹿沖の地震では，青森，仙台を除いた地点で周期10秒付近にピークが認められる。最も大きな増幅は新潟での約7倍で，その他酒田で約4倍，秋田で2倍と震源地に近づくほど増幅度は小さくなっている。日本海沿岸部ではない苫小牧でも周期約10秒で極めて鋭いピークとなっている。一方，青森，仙台では顕著なピークは認められず，各々周期約5～7秒，4～6秒で増幅度が小さくなる。

新潟沖の地震に対しては苫小牧，青森で顕著なピークが周期約10秒に認められ，苫小牧では約4倍の増幅度を持つが，青森ではそのピーク周期でも増幅度は1倍程度である。酒田では殆ど周期依存性がなく，周期2～20秒で約2倍の増幅度を持つことが特徴的である。

男鹿沖と新潟沖の地震に対する増幅度の違いを明瞭にするために，男鹿沖の地震の増幅度を新潟沖のそれで除してみると（Fig.5），全地点で周期によっては2倍以上の差があることが分かる。

### 4. スペクトルから見た伝播特性

前述したように，Fig.3から北海道南西沖地震に対しては青森を除く地点で，また新潟地震に対して，青森，苫小牧において周期約10秒にピークを持つことが明瞭に見てとれたが，この図から波の伝播過程でスペクトルがどう変化したかも見ることができる。新潟地震に対して震源に近い酒田では，周期10秒付近のピークは見られないが，秋田から青森，苫小牧へ波が伝播するに従い，それが顕著に現れてくる。一方，北海道南西沖地震に対しては，秋田から新潟に向けて次第にそのピークが顕著になる。また，東京でもその影響は認められるが，新潟地震のスペクトルとの比較から，新潟－東京間で周期10秒の波が成長しているようには見えない。苫小牧では顕著なピークがあるが，震源スペクトルによるものか，震源－苫小牧間で増幅されたものかは分からない。

伝播過程における増幅の度合いを定量的に見積もるために，個々のスペクトルに対して重み付き移動平均操作に基づくディジタルフィルターの一つであるハニングウィンドウをかけて平滑化した後，スペクトル比をとってみたものがFig.6である。この図で細線は各地震のスペクトル比で，太線はそれらの平均である。男鹿沖の地震に対しては(Fig.6a)いずれの地震もほぼ同じ傾向を示し，スペクトル比は安定している。秋田－酒田間では周期3.5秒付近で平均で約3倍，周期10秒付近で約2倍の増幅となっている。秋田－新潟間では震源か
Fig.6a Spectral ratio of Niigata to Akita (left), Sakata to Akita (center), and Niigata to Sakata (right) for the off Oga events.

Thick and thin lines indicate the average and each spectral ratio.

Fig.6b Spectral ratio of Akita to Sakata (left) and Tomakomai to Sakata (right) for the off Niigata events. Thick and thin lines indicate the average and each spectral ratio.

ら遠くなるにもかかわらず，周期10秒付近の増幅が顕著で約4倍となっている。また酒田一新潟間でも2倍程度の増幅が周期10秒付近で認められ，非常に特異な伝播過程を示している。

一方，新潟沖の地震（Fig.6b）に対する秋田/酒田スペクトル比はかなりばらつきがあるが，全体としてスペクトル比は1より小さく，北から南への波の伝播過程とは大きく異なっている。秋田一苦小牧間では各地震のスペクトル比は安定しており，周期10～12秒付近でピークが認められる。

長周期地震動は主に表面波から構成されており、厚い堆積層の存在が表面波の励起に強く影響することが知られている $ ^{16} $ 。日本海沿岸部では新第三系基盤深さが3000m以上の地域が秋田から新潟にかけて存在するとされていることから $ ^{17} $ ，3000m以上の厚い堆積層を地震波が伝播する際に周期約10秒の表面波が大きく成長するものと考えられる。震央距離の増大と共にある周期が増幅してくる現象は，1990年伊豆大島近海地震での東京湾岸沿いでも観測されている $ ^{18} $ 。これは異なった経路を伝播してきた波，堆積層端部で生じた2次的波などが集中したり，次から次に到来するためと解釈
されており $ ^{19} $ ，ここでの場合も同様の現象が起こっている可能性が高い。更に日本海東縁部の堆積層を北上する波と，南下する波とで増幅度特性が大きく異なっていることは，堆積層底部が非常に複雑な形状をしていることを意味し，結局堆積層を含む広域の3次元的地下構造の影響が波動伝播特性に強く現れたものと推察される。また新潟沖の地震に対して，秋田－苫小牧間において増幅が認められることは，この間にも厚い堆積層の存在が示唆され，実際苫小牧のある石狩低地帯での新第三系基底は約3100mの深さにあることが分かっている $ ^{17} $ 。

## 4 ．1964年新潟地震による新潟のスペクトルの推定

観測点間のスペクトル比が安定していることは、その比を観測点間の波動伝達関数とみなせる可能性を示している。そこで、1964年新潟地震で1倍強震計記録の水平成分が振り切れていたため不明であった新潟のスペクトルを、東京の記録を用いて評価してみる。Fig.7aは、男鹿沖の地震に対する

Fig.7a Predicted horizontal acceleration spectrum at Niigata for the 1964 Niigata earthquake. Thick and thin lines show the average spectrum and standard deviation.

る東京／新潟のスペクトル比を伝達関数とみなし，これで東京での新潟地震のスペクトルを除したものである。これをみると周期約2～4秒で300gal・sec，周期8～9秒で200gal・sec程度と非常に大きな値となっている。新潟地震の際，スロッシングにより大火災を起こしたタンクのスロッシング固有周期は8.8秒と推定されているが $ ^{20)} $ ，この周期では石油タンクの空間余裕高さを規定している地震動強さ約100gal・sec $ ^{21)} $ の約2倍の入力地震動があることになり，スロッシングを大きく励起したことと調和的である。

一方，新潟市川岸町の県営アパートの地階ではSMAC型強震計記録が得られており，その記録の検討がなされている $ ^{22)} $ 。その結果によれば周期約6及び8秒でピークを持ち，減衰1％の速度応答スペクトル値は300cm/sec程度となっている。フーリエスペクトルとほぼ等しいとみなせる無減衰応答スペクトルでは更に大きくなるが，ここでの予測値が平滑化されたスペクトルを用いていること，ばらつきがあることを考えると，周期約8秒の値に大きな相違はないと思われる。しかし，周

Fig.7b Comparison between the predicted vertical acceleration spectrum (thin line) and the observed spectrum (thick line) at Niigata for the 1964 Niigata earchquake. Dashed line shows the standard deviation of the predicted spectrum.