Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
の質量は30kg程度となるので、上記の使用法と考え合せると、積載能力としては5kg程度は確保すべきである。また、積載物を含めたベランダ昇降ロボットの質量は35kg程度となり、2節で想定したベランダの許容重量内に納まっている。

### 3.4 対応ベランダ

Fig.1に示した高層住宅のベランダを登はんできるものとする。ベランダ手すり及びベランダ床にベランダ昇降ロボットをつり下げるための強度が確保されており、手すり間隔が3.3m以内であることが、ベランダを昇降するための条件である。ただし、手すり間隔は階ごとに変わっていてもよいものとする。

また、昇降可能なベランダは、鉛直面内にベランダ手すりが配置されたものであり、上階のベランダが張り出していたり、あるいは、奥に引っ込んでいる場合は想定外とする。また、ベランダ手すりがベランダ床より外に飛び出しているものも想定外とする。

### 4. 動作順序

Fig.3に、考案したベランダ昇降ロボットの概念図を示す。本体側面には、ベランダ手すりをつかむための本体フックと、ベランダ床を支持するための本体支持脚が取り付けられている。本体フックは本体側面と平行に180度回転し、本体支持脚は鉛直真下方向から10度程度揺動できるようになっている。

本体フックはかぎ状になっており、かぎを手すりに掛けることで手すりをつかむ。また、本体支持脚は角パイプ状になっており、Fig.3(b)に示すように、パイプの前面をベランダ床の前面から押しあてる動作を行う。この動作により、本体ベランダから離し、伸縮ブームが伸縮時にベランダ床の前面に接触しないようにする。

さらに、本体中央部には、本体に抱え込まれるような状態で伸縮自在の伸縮ブームが設けられている。また、伸縮ブームの先端には上方に位置するベランダ手すりをつかむための先端フックが、自由に回転するように取り付けられている。

これらの機構を用いて、ベランダ昇降ロボットは高層住宅のベランダを昇降する。Fig.4にベランダ昇降ロボットの解析モデルを、一連の上昇動作をFig.5に示す。以下の番号は、Fig.5中の番号に対応している。また、括弧内の説明はFig.4を参照したものである。

(1) まず、ベランダ昇降ロボットの本体フックを下階のベランダ手すりに掛ける。ここで、先端フックを起し（ζ≤0度）、伸縮ブームを伸ばす。この時、本体支持脚を回転させて（βを最大にする）、伸縮ブームがベランダ床前面と接触し、本体フックを回転させて（θを小さくして）、本体の傾斜角度を調節し（α≥0度になるように）、伸縮ブームが上階ベランダ床に接触しないようにする。

(2) 伸縮ブームを全伸長させたら、今度は、本体フックを回転させて（θを大きくして）、本体の傾斜角度を調節し（αが0度になるように）、伸縮ブーム先端が上階ベランダ手すりに近づくよ

Fig.3 Proposed veranda climbing robot.

(a) oblique view, (b) side view (with veranda)
うにする。その後、先端フックを倒し（ζ=90度）、先端フックを手すりの上方に位置させる。

(3) 伸縮ブームを縮め、先端フックと上階ベランダ手すりとを接触させる。本体フックが下階ベランダ手すりより浮き上がるまで、更に伸縮ブームを縮める。ここで、ロボットをつり下げる部分が、本体フックから先端フックに代わっている。その後、本体フック及び本体支持脚を回転させ（θ≥90度、β=0度）、下階ベランダから離す。これは、ベランダ床との接触をさけるためである。

(4) 伸縮ブームを更に縮め、本体を伸縮ブーム先端まで上昇させる。

(5) 本体フックを回転させ（θを小さくする）、上階ベランダ手すりをつかませる。また、同時に本体支持脚を回転させ（βを大きくする）、上階ベランダ床の前面に接触させる。

(6) 伸縮ブームを伸長し、先端フックを上階ベランダ手すりより浮き上がらせる。今度は、ロボットをつり下げる部分を、先端フックから本体フックへと交替させている。その後、先端フックを起す（ζ≤0度）。

(7) (1)に戻る。

以上の動作を繰り返すことで、更に上方のベラ

Fig.4 Analytical model of the veranda climbing robot.

Fig.5 Sequence of an ascending motion of the veranda climbing robot.
ンダ手すりに到達することが可能となる。

一連の動作で分かるように、ベランダ昇降ロボットはベランダ手すりとベランダ床のみを用いて昇降動作を行っている。また、本体フックと本体支持脚もしくは先端フックと伸縮ブームのように常に3点確保を行い、昇降時の本体の安定を実現している。下降動作は、上昇動作を逆に行うことで実現できる。

### 5. 模型の構造

前述の動作順序を実現するために、ベランダ昇降ロボットの実物大模型を試作した。ベランダ昇降ロボットの実物大模型をベランダ手すりに取り付けた様子をFig.6に示す。また、Fig.7は実物大

Fig.6 Full-scale model of the veranda climbing robot (front view). ① Top hooks, ② Body hooks, ③ Hand rail, ④ Body, ⑤ Body supporting legs, ⑥ Telescopic boom, ⑦ Veranda deck, ⑧ Connecting cables.

模型を側面から見た構造図である。各部の配置は前述の概念図と同様のものである。

## (1) 先端部

先端フック①には接触センサー②が取り付けられ、ベランダ手すりとの接触を検出する。先端フックは回転モーター③により120度の範囲で回転できる。モーターには回転角を検出するセンサーが設けられている。先端フックの形状はベランダ手すりを確実につかむために、かぎ状になっている。

## (2) ブーム部

伸縮ブーム④は長さ2.4mのはしご状の部材を個用いて、それらが互いに摺動できるように構成されている。伸縮動作はワイヤーロープ⑤で行っている。

## (3) 本体部

本体⑥は伸縮ブーム部材の片方に取り付けられ、伸縮ブーム上を摺動できるようになっている。本体の移動は伸縮用モーター⑦で行い、本体の移動

Fig.7 Schematic illustration of the developed model (side view).
に応じて、ワイヤーロープが巻きとられ、伸縮動作が実現される。伸縮長さを検出するため、伸縮用モーターの回転量を検出するセンサーを用いている。

## (4) 本体フック部

本体側面に本体フック⑧が設けられ、その表面に接触センサー⑨が貼付されている。本体フックの回転はモーター⑩により行い、本体フックの回転角は、モーターにつけられたセンサーで読み取っている。本体フックの回転角は120度程度である。体フックの形状も先端フックと同様にかぎ状をしており、風等の力が不意に加わったときにもベランダ手すりを確実につかむことができる。

本体の傾斜角を検出するために、本体中央部に傾斜センサー $ ^{①} $ が取り付けられている。

## (5) 本体支持脚部

本体下方の本体側面両側には、それぞれ本体支持脚 $ ^{⑫} $ が設けられており、約10度の範囲で揺動するように取り付けられている。

## (6) 制御機器部

各モーターの起動・停止及び各センサーの検出値の取得、必要な動作の決定等のベランダ昇降ロボットの制御は制御用コンピューター $ ^{③} $ により行われている。

また、図には示していないが、制御用コンピューターは接続ケーブルを用いて地上の操作用コンプューターと接続されている。また、手動操作用操作盤からも操作を行うことができる。

## (7) 安全装置部

電源遮断時等の非常時にベランダ昇降ロボットの動作を緊急停止し、ベランダからの落下を防止するために、各モーターには電源が切れた時に作動する電磁ブレーキが取り付けられている。

### 6. 実物大模型の諸元

試作した実物大模型の諸元をTable 1に示す。動力としては交流100Vを使用し、実物大模型各部の動作は電磁ブレーキ付き交流モーターを用いて実現している。

実物大模型はほとんどの部分がアルミニウムで

Table 1 Specifications of the model of the veranda climbing robot.

Dimensions
Length(min.)	280cm
(max.)	500cm
Width	36cm
Height	26cm
Weight	255N
Material	Aluminum
Power Supply	AC100V
Driving Unit	AC motor
Electromagnetic brake
Extension Motor
Rated Power	60W
Rated Torque	13.9Nm
Sensors	Inclination Sensor
Contact Sensors
Rotations Sensors
Operation	Wired
Manual and Automatic

できており、模型全体の質量は26kgである。この質量であれば、消防隊員二人での運搬は可能である。

本模型は動作検証用のため、伸縮用モーターには定格出力60W（有効出力51W）の交流モーターを使用している。この有効出力を用いて、昇降スピードを式(1)から計算すると、毎分6mとなる。

モーターの定格トルクから算出した、積載能力は10kgである。しかしながら、この模型では、動作検証用であることを考慮して、模型各部の安全率を十分確保するために、積載能力を5kgに制限している。

上方にあるベランダ手すりをつかむために、実物大模型の寸法は最大で5mとなるが、収納時には伸縮ブームが縮み、2.8mとなり、コンパクトに収納が可能である。

操作は有線で行い、コンピューターによる自動昇降および操作盤による手動操作の双方が可能である。
ベランダ昇降ロボットは、ベランダを鉛直上方、あるいは、鉛直下方に昇降するのみであり、左右に配置されたベランダに移動する能力は有していない。

### 7. 性能検証実験及び動作検証実験

まず、動作検証実験として、4節の動作順序に示した、模型本体の傾斜の調整、ベランダ床の回避、手すりの検出、ベランダの確保などの各動作が、想定通り行えるかどうかを確認するために、試作したベランダ昇降ロボット実物大模型を実際のベランダに取り付けて、昇降動作実験を行った。実験は3階建ての建物（高さ約10m）を使用して、コンピューターによる自動昇降操作で行った。動作の確認は目視によって行った。

実験の結果、実物大模型はベランダ昇降のための各動作を想定通りに行えることを確認した。この時の様子をFig.8に示す。Fig.8は上階ベランダ手すりに先端フックが掛かる直前の様子である。次に性能検証実験として、動作検証実験と同じ

Fig.8 The full-scale model of the veranda climbing robot in operation (distance between adjacent hand rails is 3.2m).

条件で、実物大模型の昇降速度を計測した。なお、実験に用いたベランダの間隔は3.2mであった。上昇動作、下降動作ともに2回行い、昇降に要する時間を測定した。

実験の結果、1階分の上昇・下降ともに35秒の時間が必要であった。この値より、昇降速度を計算すると、毎分5.5m程度であり、1階当たりの階高で多少の差はあるが、1分間に2階分の昇降が可能であることがわかる。6節で示した計算値より小さくなっているが、これは、本模型においては、本体フックの動作等に時間がかかってお上昇動作における動力源の寄与率が0.5より小さくなっているためである。

### 8. まとめ

高層住宅のベランダを昇降し、建物外部から目的階にアクセスし、高所での消防活動を支援するベランダ昇降ロボットを考案した。実際の高層住宅の調査を行い、ベランダ昇降ロボットの実物大模型を試作し、昇降実験により、考案したベランダ昇降ロボットが実際のベランダで適用可能であることを検証した。

今後は、昇降速度の向上や積載能力の増加等の性能向上を図っていきたい。また、無線操作装置の導入による簡便な取り扱いや、センサーの複合による円滑な昇降動作などの操作性の向上も目指していきたい。

## 謝 辞

高層マンションベランダの実地調査に際しては、新潟県南魚沼郡広域事務組合魚沼消防本部湯沢分署の皆様に一方ならぬご協力を賜った。ここに記して謝意を表する次第である。

## 参考文献

1）東京消防庁警防課：“はしご自動車の架梯障害の実態と救助活動”、火災、34-3、pp.40-46(1983)

2）堺市高石市消防本部：“高層住宅（14階建）の火災概要”、火災、39-1、pp.9-16（1989）
3）東京消防庁調査課：“スカイシティ南砂マンションの火災概要”、火災、39-6、pp.1-7(1989)

4）消防厅防災情報室：“火災年報”

5）東京消防庁：“東京消防庁火災統計書”

6）東京消防庁調査課：“高層共同住宅火災の実状”、火災、39-6、pp.8-13（1989）

7）消防大学校监修：“救助法（応用）”、pp.11-15、全国加除法令出版株式会社（1979）

8）東京消防庁司令部監修：“近代消防戦術第6編”、pp.6225-6231（1983）

9）長井庸二ほか：“壁面昇降ロボットの開発について（第1報）”、東京消防庁消防科学研究所報告、28、pp.80-86（1991）

10）加藤和利ほか：“壁面昇降ロボットの開発について（第2報）”、東京消防庁消防科学研究所報告、29、pp.88-96（1992）

11）相川行雄ほか：“壁面昇降ロボットの開発について（第3報）”、東京消防庁消防科学研究所報告、30、pp.71-80（1993）

12）岸田順次ほか：“壁面昇降ロボットの開発について（第4報）”、東京消防庁消防科学研究所報告、31、pp.63-69（1994）

13）長井庸二ほか：“消防用ゴンドラ（高所消防活動装置）の開発について（第1報）”、東京消防庁消防科学研究所報告、28、pp87-97、(1991)

14）加藤和利ほか：“消防用ゴンドラ（高所消防活動装置）の開発について（第2報）”、東京消防庁消防科学研究所報告、29、pp.77-87(1992)

15）加藤和利ほか：“消防用ゴンドラ（高所消防活動装置）の開発について（第3報）”、東京消防庁消防科学研究所報告、30、pp.81-90(1993)

16) 矢ヶ崎孝ほか：“昇降バスケットの開発について”、東京消防庁消防科学研究所報告、29、pp.118-124（1992）

17）矢ヶ崎孝ほか：“昇降バスケットの開発について（第2報）”、東京消防庁消防科学研究所

報告、30、pp.100-108（1993）

18) 日本工業規格：“JIS A 6601住宅用金属製バルコニー構成材及び手り構成材”

19）例えば、建設省：“公営住宅建設基準法”など

20）例えば、財団法人建設物価調査会：“建設物価”など

21）鵜飼亘ほか：“階段昇降時における消防隊員の生理変化について”、東京消防庁消防科学研究所報告、15、pp.97-103（1978）
# Development of Veranda Climbing Robot —Verification of Climbing Motion by Using A Full-Scale Model —

(Abstract)

Haruki Nishi, Minoru Yamada, and Hisanori Amano

(Received July 14, 1999)

Higher efficiency of urban functions has been attained in recent years, and buildings have been replaced with large-scale and/or high-rises. When a fire breaks out in a high-rise condominium complex at a spot beyond the reach of a ladder truck's ladder, fire-fighting activities from outside or by a ladder truck are almost impossible.

Since effective fire-fighting activities are necessary to comply with such a situation, development of equipment and materials for the fire-fighting is required.

The authors have aimed to develop the equipment which will support fire-fighting activities by rapidly reaching a spot afire in a high-rise condominium complex. This equipment could be utilized as an assistant for fire fighters to a carry surveillance camera, rescue tools, or evacuation tools.

The equipment designed can vertically climb verandas of high-rise condominium complex.

In this report, the mechanism of the veranda climbing robot and the result of experiment by using a full-scale model of the robot were described. The model climbed the veranda, identifying its hand and avoiding its deck automatically.
# 東北日本東方沖の地震による やや長周期地震動特性

座間 信作

(平成11年7月15日受理)

気象官署の気象庁1倍強震計記録に基づき、東北日本東方沖の地震による東北日本の気象官署でのやや長周期（2～20秒）地震動特性について検討した。その結果、マグニチュード(M)と地震モーメント、カットオフ周期との関係を適切に設定することで、M6クラスの幾つかの地震記録を用いて大地震の加速度スペクトルを精度良く予測することができることを示した。これを踏まえ、この地域に想定される最大地震規模の地震に対するやや長周期地震動の予測を試み、石油タンクで溢流等の被害を生じる恐れのある地域、周期帯を示した。

### 1. はじめに

北海道、東北地方の太平洋側では地震活動度が極めて高く、大地震も数多く起こっている。1968年十勝沖地震では、八戸港湾、青森港湾で得られたSMAC型強震記録に周期2.5秒～3.0秒のやや長周期成分が卓越したことが注目され $ ^{1} $ 、これを契機-我が国におけるやや長周期地震動に関する研究が実質的に始まった $ ^{2} $ 。実際にこの地域の地震の長周期地震動によって、構造物が被害を受けた事例は知られていないが、将来においてもそれが保証されると思えない。

そこで、日本海側の地震によるやや長周期地震動特性評価 $ ^{3)} $ に引き続き、気象庁1倍強震計記録に基づき、東北日本太平洋側の地震による主に東北日本の気象官署でのやや長周期(2～20秒)地震動特性の評価を行うとともに、この地域に想定される最大地震規模の地震に対するやや長周期地震動の予測を試みる。

ここでの評価の考え方は、ある地域でのやや長周期地震動特性がマグニチュード(M)や震央距離(Δ)が同じでも震源地によって大きく異なる場合が多々認められるという観測事実に基づき、地震動の特徴を地震地体構造区分毎に把握し、地震動予測に結びつけていくべきであるというものである。

### 2. データ

ここで扱う記録は、日本海東縁部の地震による特性との比較もあり、文献3）で扱った苫小牧、青森、秋田、仙台、酒田、新潟、東京の7気象官署の主に1倍強震計記録である。地震記録の収集は、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、気象庁(1990) $ ^{4)} $ によって原寸大でまとめられているものを用いている。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。
Table 1 List of data

Observatory	No. of Data	M	$ \Delta $ (km)	Term (year)
Tomakomai	164	6.0-7.9	23-735	1954-1991
Aomori	183	6.0-7.8	58-666	1952-1990
Akita	106	6.0-8.2	144-900	1951-1991
Sendai	133	6.0-8.2	70-878	1951-1990
Sakata	228	6.0-7.9	158-875	1952-1991
Niigata	55	6.0-8.2	245-1005	1952-1987
Tokyo	37	6.1-8.2	138-1175	1952-1987

M : Range of Earthquake magnitude

$ \Delta $ : Range of epicentral distance

これらの記録を数値化し、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を施し実地動とした。この中から、M6以上、深さ60km以浅の地震でSN比の良い記録の加速度フーリエスペクトルをデータとして用いた。ここで、深さ60km以浅としたのは、深さ60kmを境にマグニチュードの求め方が変わること、及び浅い地震の方が長周期地震動を励起しやすいことによる。

用いたデータ総数、M、震央距離( $ \Delta $ )の範囲及び記録期間をTable 1に、観測点毎の震央分布をFig.1にを示す。

### 3. 増幅度特性の評価方法

今まで、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 $ ^{5)} $ 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ってきた例えば3)。

$$ \mathrm{F c}=4.8\cdot10^{0.5\mathrm{M}-2}\mathrm{e x p}\left(-\mathrm{a}\left(\mathrm{T}\right)\cdot\Delta\right)\mathrm{~\boldmath~\not~{~\Delta~}~}^{0.5} $$

$$ (T\leq T c) $$

$$ \mathrm{Fc}=4.8\cdot10^{0.5\mathrm{M}-2}\exp\left(-\mathrm{a}\left(\mathrm{T}\right)\cdot\Delta\right)\mathrm{~\textperthousand~}\Delta^{0.5} $$

$$ \mathbf{\cdot}\left(\mathrm{T c}/\mathrm{T}\right)^{2}\left(\mathrm{T}>\mathrm{T c}\right) $$

$$ \mathrm{l o g a(T)=9.11/T-4.26} $$

$$ \mathrm{l o g T c=0.5M-2.42} $$

ここで、T、Tcは周期(sec)、カットオフ周期(sec)で、Tcは経験的に与えられる⁶)。

増幅度特性は、震源地毎に観測されたスペクトルFo(T)との比の平均値R(T)で表わす。

$$ \begin{aligned}R(T)&=\Sigma\left(Fo(T)_{i}\big/Fc(T)_{i}\right)\big/N\\&(i=1,N)\end{aligned} $$

ここで、Nはある震源地区分内の地震数である。また震源地区分としては、気象庁(1990) $ ^{4)} $ による東京での強震記録の整理のためになされた区分を用いてきた。

ところで、Fig.2は1850～1906年及び1907～1976年の2期間に太平洋側で起こった大地震の震源域の分布を示したものである $ ^{7)} $ 。この2期間で大地震はほぼ同じ震源域を有し、また空白の領域ではそれを補完するように発生している。また、Fig.2右図に見られる宮城県沖の空白の領域では、1978年宮城県沖地震が発生している。このように、震源域はこの地域のプレートの沈み込み帯でランダムに広がっているのではなく、大局的には5つのプロック内に収まる。このことはそれぞれのフック毎に地震の発生様式が異なっている可能性を示唆する。また、垣見・他(1994) $ ^{8)} $ による地震地体構造区分では、太平洋沿岸地域を大きく北海道東方沖と東北日本東方沖とに分け、更に後者を細分化している。そこで、ここではFig.2で破線で示された領域が2つの期間でやや異なっていることから、地震計測がなされている時期の震源域分布を与えているFig.2左図をもとに、Fig.3のように、北からR-1～5まで5つの震源区分を設定し、やや長周期地震動特性の評価を行うこととする。なお、気象庁(1990)による震源地区分(ZONE)とは、ZONE-1とR-1、ZONE-2とR-2、3、及びZONE-3と
Fig.1 Location of epicenters (circles) of earthquakes with the magnitude more than 6 and the depth shallower than 60 km for each observatory (shaded square). Size of a circle depends on magnitude (M) as shown in the legend.
Fig.2 Source regions of large earthquakes (shaded areas) off the Pacific coast of northeast Japan during the periods 1907-1976 (left) and 1850-1906 (right), after Ishibashi and Satake (1998).

## R-4、5とがほぼ対応する。

Fig.4(a)はR(T)の一例で、秋田におけるR-4の領域内の4つの地震に対するそれぞれのR(T)を描いたものである。(1)、(2)式の導出において、仮定された震源スペクトルのMに関するスケーリング則が成立していれば、震源域を限っているのでほぼ同じ増幅度となることが期待されるのであるが、実際は特にM7.4の地震のR(T)において他の場合との相違が大きい。もちろん個々の地震によって、たとえ震源域を限っていても、スペクトル特性が異なることもあるであろう。しかし、例えば周期20秒での増幅度がM7.4で最小となっているのは理解できない。そこで、以下では(1)、(2)式導出で仮定されているMとTcとの関係を表す(4)式、及びMと地震モーメント(Mo)との関係式logMo=1.5M+16について検討することとする。

### 3.1 マグニチュードとカットオフ周期との関係

苫小牧地域のやや長周期地震動特性が、地下構造の影響よりも入射波動場で主に支配されるという結果 $ ^{9} $ から、Fig.5(a)左図に示した苫小牧で加速度フーリエスペクトルには伝播経路での減衰の影響が入ってはいるものの、震源スペクトルの特徴がよく現れているものと考えられる。この図で●印は、(4)式で与えられるTcの位置を観測スペクトル上に示したものであるが、周期の-2乗で減衰し始めるカットオフ周期を表現しているとは到底思えない。そこで、苫小牧で得られた全ての加速度スペクトルについて、目視によってみかけのカットオフ周期を読みとり、Mとの関係を次のように求めた。

$$ \mathrm{logTc}=0.046\mathrm{M}+0.561 $$

これを用いて同様にプロットすると、Fig.5(a)
右図のようにカットオフ周期をほぼ表現する結果が得られる。また、この関係式を他の地域に適用してみると例えばFig.5(b)、(c)に見られるように、みかけのカットオフ周期をよく表現する。このことから、MとTcの関係式として(6)式を用いて再度増幅度を計算すると、Fig.4(b)のようになり、周期20秒付近での増幅度のばらつきが少なくかなりの改善がなされたことが分かる。一方、短周期側ではM7.4の場合の増幅度が3倍程度大きくなっていることの説明はできていない。

## 32 マグニチュードと地震モーメントの関係

武村(1990) $ ^{10)} $ はMと地震モーメントMoとの関係が地域によって異なることを指摘している。そこで、(1)式の導出で仮定された $ \log Mo=1.5M+16 $ の関係が成立するかどうかを検証するために、Fig.6に佐藤(1989) $ ^{11)} $ によって纏められたMoとMとの関係を示す。ここで●印が東北日本太平洋側の地震に対応する。これをみると、およそM7以上では仮定したMoとMとの関係式より大きな値となっており、武村(1990)が提案している $ \log Mo=1.5M+16.5 $ がほぼ成り立つ。この時後者の式から得られるMoは、同じMに対して $ 10^{0.5} $ 倍、即ち約3倍大きい。一方、FcはMoに比例するので $ ^{5)} $ 、結局Mが約7以上では観測スペクトルは $ \log Mo=1.5M+16 $ か

Fig.3 Seismic source regions classified in this study.

AKITA (R-4)

Fig.4 Spectral ratio of the observed to the standard acceleration spectrum for the events in R-4 at Akita. left: by the current method right: by the method using the corrected relation between M and Tc.
(a) TOMAKOMAI

(b) TOKYO

(c) AKITA

Fig.5 Acceleration spectra and cut-off period

Closed circle shows the cut-off period by the current method (left) and the apparent cut-off period by the corrected relation between M and Tc (right).
ら求まるスペクトル値より約3倍大きいことが期待され、Fig.4で認められた増幅度の相違が説明できる。

よって、増幅度特性の評価方法としては、Mo-M及びTc-Mの関係式を実際に即した形で増幅度特性の評価に取り入れることとし、 $ M \geq 7 $ の地震については、(1)、(2)式の代わりに、

$$ \mathrm{F c}=4.8\cdot10^{0.5\mathrm{M}-1.5}\mathrm{e x p}\left(-\mathrm{a}\left(\mathrm{T}\right)\cdot\Delta\right)\mathrm{~\boldmath~\nearrow~}\Delta^{0.5} $$

$$ \left(T\leq T c\right) $$

$$ \mathrm{Fc}=4.8\cdot10^{0.5\mathrm{M}-1.5}\exp\left(-\mathrm{a}\left(\mathrm{T}\right)\cdot\Delta\right)\mathrm{~\boldmath~\nearrow~\Delta~}^{0.5} $$

$$ \textcircled{U}\cdot(\mathrm{T c}/\mathrm{T})^{2}\quad(\mathrm{T}>\mathrm{T c}) $$

用いればよい。ただし、全ての地震に対して(6)式を適用する。

Fig.6 Relation between magnitude and seismic moment

Closed circles denote the values for the earthquakes off the Pacific coast of the northeast Japan.

### 4. 各観測点の増幅度特性

上述の方法によって得た各地の増幅度特性を小プロック毎にFig.7に示す。この図で濃い太実線が新しく提案した評価方法によるR(T)の平均を、細線は従来方法によるものを示す。M7以上の地震のほとんどないR-4、5の領域については、当然ながら両者の差はあまりない。その他の地域では、M7以上の地震がどの程度あるか、また、(4)式と(6)式とによるTcの違いに影響される地震がどの程度あるかによって、両者の相違が現れてくる。

日本海東縁部の地震による増幅度特性との比較からすると、青森、仙台は今回の結果と同様に周期数秒付近で谷となっていることから、観測点周辺の地下構造の影響が極めて強いことが示唆される。一方、その他の地域では、日本海東縁部の地震に対しては周期10秒付近に顕著なピークを持っていたのとは著しい違いがある。

個々の震源地区分毎にみてみると、R-1の地震に対しては、全観測点で周期10秒程度から増幅度は単調増加の傾向を示す。但し、苦小牧では解析対象範囲である周期2～20秒でほぼ平坦で1に近い。R-2～5では、殆どの観測点で周期約6～8秒に谷を持っており、震源特性が反映しているように見える。但し、R-2に対する秋田、酒田、新潟、東京、R-3、4に対する新潟、東京、R-5の新潟はこの特徴とは異なっており、伝播特性の影響を大きく受けていると考えられる。

震源地の細分化の影響は、Fig.7のR-2と3及びR-4と5に対する増幅度（太線）を観測点毎に比較することで評価できる。即ち、R-4、5とは全ての観測点で殆ど差が認められないことからZONE-5の細分化は必要ないが、ZONE-2に相当するR-2、3については、秋田、酒田、新潟、東京で増幅度特性の特徴が異なっていることから、この領域に対しては、観測点によっては2つのプロックに分けた方が良いことが分かる。
Fig.7 Comparison of amplification factors evaluated by the different methods Thick line: by the proposed method Thin line: by the current method
Fig.7 Continued.
### 5. やや長周期地震動予測

増幅度特性評価の精度を検討するために、1968年十勝沖地震(M7.9:R-3)に対するシミュレーションを行ってみる。方法は、R-3に対する増幅度に、(7)、(8)式のFcを乗ずることで行う。

Fig.8は十勝沖地震に対する各地での観測スペクトルと予測値とを比較したもので、左図は従来法を用いた場合、中央図が今回提案する方法を用いて評価された増幅度を用いた場合である。この図から、従来法では東京、新潟を除いて短周期側で過小評価となっており、長周期側では過大評価となっていることが分かる。東京については扱った地震全てが、また新潟については1個を除いた3個の地震がM7以上であるため、従来法でも観測値を説明する。一方、再評価した増幅度特性を用いた場合の予測値と観測値との一致度は極めて良い。

先にMo-M及びTc-Mの関係式を現実に即した形で増幅度特性の評価に取り入れるべきことを述べたが、このことは、M7以上の地震データがなくても、即ちM6クラスの地震記録があれば、精度の高い予測が可能であることを示唆する。Fig.8中央図を得る際に求めた増幅度特性評価には、十勝沖地震の記録も使われている。そこで、M7未満の地震データだけから得た増幅度を用いて、十勝沖地震をシミュレートしてみた(Fig.8右図)。データのない東京、1つしかない新潟は描かれていないが、その他の地点については中央図とほとんど同じで観測値をほぼ説明している。即ち、M7以上の大地震記録がなくても予測が相当の精度で可能であることが分かる。なおこの他、1978年宮城県沖地震に対するシミュレーション結果でも同様に観測値との一致度が良いことを確かめている。

そこで、求めた増幅度と垣見・他(1994) $ ^{8)} $ により地震地体構造区分毎に示されている最大期待地震規模Mmaxを用いて、各地点でのやや長周期地震動を小ブロック毎に予測した(Fig.9)。ここで震央距離としては、垣見・他の区分の中心からの距離をとることも考えられるが、Fig.1に示した震央分布は各区分内に比較的一様に分散していることから、本解析で用いた地震に対する平均値を用いた。MmaxはR-1～5に対して、それぞれ8.0、8.25、8.5、8.5、7.5とした。この結果の構造物等への影響について、例えば石油タンクのスロッシングについてみてみる。スロッシング対策の一つとして制定されている石油タンクの空間余裕高さは、ほぼ100kineの速度応答スペクトル値で規定される $ ^{13)} $ 。スロッシングの減衰定数は極めて小さいので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とみなせる。従って、Fig.9から100gal・sec以上の予測値となっている帯域及び地域において、スロッシングによる被害発生の危険度が高いことが指摘できる。

### 6. おわりに

東北日本の太平洋側に起こる地震によるやや長周期地震動の増幅度特性を、主に気象庁1倍強震計記録を用いて検討した。その際、従来から用いていた標準スペクトルについて検討を行ったところ、M-Moの関係が $ M\geq7 $ で大きく変わること、M-Tcの関係が観測スペクトル上では成り立たないことが判明した。これらを是正した標準スペクトルを用いて評価された増幅度特性を用いると、従来方法では過小評価された大地震に対する加速度スペクトルが精度良くシミュレートできた。このことから、M6クラスのいくつかの地震記録が有りさえすれば、M-Mo及びM-Tcの関係を現実に即した形で補正した標準スペクトルを用いることによって、大地震の加速度スペクトルを相当の精度を持って予測することができることを示した。日本周辺地域ではM6.0～6.9、深さ60km以浅の地震は平均して年6.5回程起きている $ ^{13)} $ ことから、長期間の地震観測をすることなく記録に基づいた長周期地震動予測が可能となる。従って、何時発生するか分からない大地震に備えるために、長周期地震動の影響を受け易い構造物を有する地点での地震観測の早期実施が求められる。

## 謝 辞

気象庁１倍強震計記録の収集に当たっては、気
Fig.8 Comparison between the observed and the predicted acceleration spectra for the 1968 Tokachi-Oki earthquake

left: by the current method center: by the proposed method including data more than M7 right: by the proposed method excluding data more than M7
Fig.9 Predicted acceleration spectra for the earthquakes with the maximum expected magnitude for each seismic source region.
象庁本庁、各気象官署の関係諸氏、小林啓美東京工業大学名誉教授、建設省建築研究所小山信博士に多大お世話になった。ここに記して謝意を表する。

## 参考文献

1）鳩 悦三：強震地動に見られる表面波成分、第3回日本地震工学シンポジウム、pp.277-284（1970）

2）座間信作：やや長周期の地震動、地震，46，pp.329-342（1993）

) 座間信作：日本海東縁部の地震による長周期地震動特性、消防研究所報告, No.84, pp.20-32 (1997)

4）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）

5) Kudo, K.: Significance of long-period strong motion in seismic risk evaluation, Proc. 4th Int. Symp. on the Analysis of Seismicity and Seismic Risk., pp.433-439 (1989)

6）太田 裕、鏡味洋史：耐震工学上考慮すべき地震波の周期の上限と振幅の下限、日本建築学会論文報告集、249、pp.53-60（1976）

7）石橋克彦、佐竹健治：古地震研究によるプレート境界巨大地震の長期予測の問題点、地震、50 別冊、pp.1-21（1998）

）垣見俊弘 他：日本列島の地震地体構造区分と最大地震規模、地球惑星科学関連学会1994年合同大会予稿集、p.302（1994）

9）座間信頼：苦小牧におけるやや長周期地震動特性、消防研究所報告, No.86, pp.11-21（1998）

10) 武村雅之：日本列島およびその周辺地域に起こる浅発地震のマグニチュードと地震モーメントとの関係、地震、43、pp.257-266（1990）

11）佐藤良輔 編著：日本の地震断層パラメタ

一・ハンドブック、鹿島出版会（1989）

12）自治省：自治省告示第119号（1983）

13）宇津徳治 総編集：地震の事典、朝倉書店、p.163（1987）
# Characteristics of Long-Period Strong Ground Motions due to Earthquakes off the Pacific Coast of the Northeast Japan

(Abstract)

Shinsaku Zama

(Received July 15, 1999)

The seismicity off the Pacific coast of Hokkaido and Tohoku districts is very high, and large earthquakes often occurred, such as the 1968 Tokachi-Oki earthquake. This earthquake attracted the attention of earthquake engineering researchers, because the strong motion accelerogram, which was recorded at Hachinohe harbor, had the predominant period of about 3 sec.

Then, characteristics of long-period ground motions at several JMA observatories in the Tohoku district were investigated, using JMA displacement type seismograms for the earthquakes off the Pacific coast of the northeast Japan. Amplification factors defined as the averaged ratio of the observed to the standard spectrum were very small, except for those at Niigata and Sakata.

Simulations of acceleration spectra based on the amplification factors mostly gave the underestimation for large earthquakes. Then, the standard spectrum was re-examined. As a result, it was found that the relation between magnitude and seismic moment abruptly changes for the range of more than magnitude 7, and that the current relation between magnitude and apparent cut-off period cannot be applied to the observed spectra.

By adopting the corrected relations between magnitude and seismic moment or cut-off period, amplification factors were estimated. Using the new amplification factors, we tried to simulate the acceleration spectra for the 1968 Tokachi-Oki earthquake, and obtained the good result for the all of JMA observatories treated in this study.
# 深層地下駐車場内の吸引機械排煙による煙制御について 一給気口の配置による煙流動への影響一

松島 早苗、渡部 勇市、山田 常圭

(平成11年7月29日受理)

地下駐車場の排煙設備のうち、防煙区画の大きさ、垂れ壁高さ、排煙量は建築基準法により定められているが、給気口については定められていない。深層地下駐車場のような天井高さに対して、床面積が広い空間では、吸引機械排煙時に給気口の配置により空気の流れが変わり、その流れが煙流動に大きく影響するものと考えられる。地下4階層の地下駐車場模型（縮尺1/10）を用いて、吸引機械排煙実験を行い、給気口の配置が煙流動に与える影響について調べ、次のような結果を得た。

(1) 給気口の位置が、出火防煙区画内よりも出火防煙区画から離れた他の防煙区画にある方が、垂れ壁下の遮煙効果により給気口側にクリーンな空間を確保でき、消防活動に有利である。

(2) 給気口の位置が、出火防煙区画から離れた他の防煙区画にある場合は、排煙量が大きい方が遮煙可能な時間は長くなった。

### 1. はじめに

大都市では土地の有効利用のため道路・公園等）深層地下に、深層地下駐車場が増加する傾向にある $ ^{1} $ 。深層地下駐車場では、外部に通じる開口部が少なく流入空気が制約されるため、火災が進展すると多量の煙が充満するおそれがある。そのため、消防活動等を行う上で煙を有効に排出できる排煙設備が必要である。

深層地下駐車場の排煙設備に関しての防煙区画、排煙量、排煙口の高さ等は、建築基準法に定められている。しかし、給気口については特に定めがない。そのため、深層地下駐車場のような低天井で大規模な床面積を有する空間では、排煙口は出火防煙区画にあるが、給気口は出火防煙区画内または出火防煙区画から離れた他の防煙区画内にある場合があり、様々な配置形態がある。このことから吸引機械排煙を行った場合には、給気口の配置によって流入空気の流路が変わり、空気の流れが火災時の煙流動に大きく影響するものと考えられる。このことから、給気口の位置による空気の流れが煙流動へ与える影響を調べる必要がある。

前回、深層地下駐車場内の吸引機械排煙による排煙効果について調べるため、実大の1/10縮尺の地下駐車場模型を用い、給気口として駐車場両端の階段、斜路を利用した場合の吸引機械排煙実験を行い排煙効果について調べた $ ^{2} $ 。その結果、建築基準法の排煙量では、出火防煙区画内の煙層は垂れ壁高さより厚くなり、煙は隣の防煙区画へ拡大することがわかった。しかし、給気口の配置による煙流動への影響については明らかになっていない。
本研究では、給気口の配置による煙流動への影響について調べるため、給気口の位置を出火防煙区画内および出火防煙区画から離れた位置に配置して、吸引機械排煙実験を行った。駐車場内の熱気流の垂直温度分布、温度上昇の変化から地下駐車場内の煙流動への影響について結果を得たので報告する。

### 2. 実験模型

実験に用いた実大の1/10縮尺の地下4階層駐車場模型をFig.1に示す。本模型は、各階の駐車場、特別避難階段、附室、エレベータシャフト、斜路から構成されている $ ^{2} $ 。

各階の駐車場の防火区画面積は15m²である。Fig.1に示す天井面の2箇所で、天井下に長さ0.16mの垂れ壁を設けた。この垂れ壁によって、この防火区画内を5m²の防煙区画3箇所に区分した。各駐車室は間仕切り板で区切った。駐車場模型の床から天井までの高さは0.39mである。

駐車場模型は、厚さ1.5mmのステンレス鋼板で製作され、厚さ10mmの断熱材を天井、床に貼り付けた。模型の寸法はFig.1に示すとおりである。

### 3. 実験方法

### 3.1 火源

火源は、乗用車1台分の発熱速度を約2MW³と想定した。発熱速度は、前報²⁴に示した相似則と同じフルード相似則により換算し、1/10縮尺における火源として約6.3kWに相当する直径173mmのメタノール燃焼容器1個を設定した。燃焼容1個をFig.1に示す地下4階層の駐車室に置き、燃料を35分間燃焼させた。

燃焼容器1個の発熱速度はメタノールが完全燃焼するものとして、燃焼実験時のメタノールの質量減少速度から換算し求めた結果、平均で約6.9kWあった。

### 3.2 給気口及び排煙口

給気口としては、Fig.1に示すように地下4階層

Unit (mm)

Fig.1 Schema of a model for underground parking space.
の駐車場から階段へ通じる両端の階段出入口（高さ0.175m、幅0.1m）とした。給気口からの空気の流れが直接火源に影響しない場所として、出火防煙区画内にある階段出入口S_{1}と、火源から最も離れている出火防煙区画外にある階段出入口S_{2}の2箇所とした。これらの階段出入口は地上と通じている。両端の斜路のシャッター開口部は閉鎖した。

排煙口は、火源のある駐車室と反対側の駐車室内の側壁に設置した。排煙口の開口面は、天井面に平行で、天井面から25mm離して上向きに取りけた。排煙口の高さは、階段出入口より高い位置で、排煙口の大きさは0.1m×0.1mである。

### 3.3 测定方法

#### 3.3.1 温度

吸引機械排煙を行った場合、煙は上階へ拡大しなかったので $ ^{2} $ 、温度測定位置としてはFig.1に示すように、駐車場模型の中央で車路長手方向Ac～Ic点の11箇所に、温度分布測定用支柱を設置し、熱電対で垂直温度分布を測定した。熱電対の取り付け高さは、それぞれ床面から0.04、0.12、0.19、0.25、0.3、0.34、0.36、0.375mである。熱電対はガラス被覆のK型熱電対である。熱電対が火炎にさらされ高温となることが予想されたこと、また著しい温度変化の測定は必要としないため、熱電対の素線径は0.32mmとした。温度は、データ収録装置（江藤電気株式会社製 サーモダック6）で測定した。

#### 3.3.2 排煙量及び燃焼速度

排煙口に接続した内径約150mmのダクト内にオリフィスを設置し、オリフィスの差圧を微差圧計で測定した。また、吸引機械排煙中のダクト内の排気温度を測定した。排煙量は、オリフィスの差圧とダクト内の排気温度から計算で求めた。排煙量の設定については、点火前の状態で排煙機を作動させ、オリフィスの差圧を見ながら常温時における排煙量を風量調整バルブで設定した。実験は、調整バルブをそのままの状態にして点火1分後（実時間として3.16分後に相当）に排煙機を作動させた。

燃焼速度は、連通管により燃料液面を一定に保ち、燃焼によるメタノールの質量減少量を電子天秤で測定して求めた $ ^{5)} $ 。

### 3.4 実験条件

Table 1に示すように、6種類の排煙条件について排煙実験を行った。給気口の位置とともに排煙量の大きさについて実験を行うため、現行基準及び現行基準の1.5倍、2倍の0.0264m³/s（現行基準である実大500m³/min、床面積1m²あたり1m³/minに相当）、0.0395m³/s、0.0527m³/sの3種類の排煙量で実験を行った。

Table 1 Experimental condition

Experimental No.	Volumetric flow rate of smoke exhaust m³/s (m³/min)	Location of air supply	Average wind velocity under a soffit estimated by total exhaust flow rate (m/s)
1	0.0264 ( 500)	Stairwell entrance S1	0
2	0.0395 ( 750)	(located in the smoke area with a fire source)	0
3	0.0527 (1000)	0
4	0.0264 ( 500)	Stairwell entrance S2	0.21
5	0.0395 ( 750)	(located away from the smoke area with a fire source)	0.31
6	0.0527 (1000)	0.42

( ): Converted to real scale by the Froude model scaling law.