Silviase/jgov_v1.4_full_ann huggingface dataset:
### 3.5 窓における熱気流の垂直温度分布

Fig.7(1)、(2)に窓における熱気流の垂直温度分布を示す。温度は点火後13～15分間の平均温度である。地下1階の火災実験と、地上1階の火災実験では窓での垂直温度分布に違いが見られた。これは、地下1階の火災実験では、火災室から出た熱気流が下階の天井に沿って上階に流れ、上階の天井付近で滞留してほぼ一様な温度分布となった後、窓から外へ流出するためと考えられる。しかし、地上1階の火災実験で窓の上部の方が熱気流

(1) Width of a window is 0.24m

(2) Width of a window is 0.36m

Fig.7 Vertical profile of temperature rise at a window.

Temperature rise is an average value for 13-15 minutes after ignition.

温度が高いのは、Fig.6(2)のC点の垂直温度分布に表れているように、火災室から出た熱気流が下階の天井に沿って流れ、下階の窓から流出するからである。

### 3.6 酸素濃度の経時変化

酸素濃度の経時変化をFig.8(1)、(2)に示す。酸素濃度は、点火後約1分から約10分まで急激に降下した。また酸素濃度は地下1階の火災実験の方が地上1階の火災実験より低くなった。これは、地下1階の火災実験では、地上1階の火災実験に比べて窓から火災室までの空気の流入経路が長いことから、階段室内で流入空気と火災室からの熱

(1) Width of a window is 0.24m

(2) Width of a window is 0.36m

Fig.8

Time history of oxygen concentration at a doorway of fire room
気流とがより混合するために酸素濃度が低くなったと考えられる。階段、手すりがある場合、窓の幅0.24mの方が窓の幅0.36mに比べて酸素濃度が低くなった。階段、手すりがない場合はある場合に比べ酸素濃度はさらに低くなり、両者とも約12.5%まで下がった。メタノールの限界酸素指数は0.111 $ ^{13)} $ であるが、密閉の実験で自然に炎が消えたときの酸素濃度が12.5%であったことから、この位置での酸素濃度12.5%が本条件で燃焼が継続する最低の濃度ではないかと推測される。階段、手すりがある場合には、階段に沿って窓からの流入空気が地下1階へと流れるため、階段、手すりがない場合と比べて階段室内の気流の混合の影響が小さいと考えられる。

### 4. 窓から流入する空気量の推定

### 4.1 階段室内の温度からの推定

窓からの流入空気量 $ m_{a} $ （kg/s）を階段室内の熱気流温度から推定した。

熱分解ガスの発生速度を無視する場合、区画内火災の開口部を通しての流入空気量 $ m_{u} $ は(1)式で表される $ ^{14)} $ 。

$$ \begin{aligned}&m_{a}{=}2/3\alpha B H^{3/2}\left(2\mathbf{g}\right)^{1/2}\rho_{\infty}\\ &\quad\times\left[\left(1-T_{\infty}/T\right)/\{1+\left(T/T_{\infty}\right)^{1/3}\}^{3}\right]^{1/2}\\ \end{aligned} $$

α：流量係数0.7、T：階段室内温度（K）（地下1階が火災の場合 B地点の中央の温度、地上1階が火災の場合 C地点の中央の温度）、

$ T_{\infty} $ ：外氖温（K）、g：重力加速度（ $ =9.8m/s^{2} $ ）

$$ \rho_{\infty} $$

$$ (=353/T_{\infty}\mathrm{kg/m^{3})} $$

(1)式の[ ]内は階段室内の熱気流温度が約400℃以上でほとんど一定となり流入空気量は(2)式となる $ ^{[14]} $ 。

$ m_{a}=(0.5\sim0.52)BH^{3/2} $ ……(2)しかし、今回の階段室内の熱気流の上昇温度は約200K以下であったので流入空気量を(1)式から推定した。階段室内の熱気流温度Tは一様温度として求めた。各階の中央の温度をTable 1に、計算した流入空気量をTable 2に示す。温度は点火後13～15分間の平均温度を使用した。計算の結果、流入空気量は地下1階の火災実験でも地上1階の火災実験でも、大きな違いはなかった。これは、階段室内の熱気流温度がほぼ同じであったためである。

### 4.2 窓での気流温度からの推定

Fig.7(1)、(2)に示したように窓での垂直温度分布を測定しているので、前項4.1の流入空気量を検証する目的で、等間隔で測定した垂直温度分布から流入空気量を計算した。

流れが空間iからjに向かうとする。$\Delta\rho$を密度差$\Delta\rho=\rho_{i}-\rho_{j}$とすると、z方向における流速$v(z)$は次の(3)式となる$^{16}$。

$ v(z)=(2g\Delta\rho/\rho_{i})^{1/2}z^{1/2} $ ……(3)

一般に開口を通る空間iからjへの流入量 $ m_{ij} $ (kg/s)は、開口幅をBとするとき $ aB\rho_{\infty}v(z)dz $ をz方向に $ h_{1} $ から $ h_{2} $ まで積分すれば高さ $ h_{1} $ と $ h_{2} $ 間を流れる流入量の(4)式が求まる $ ^{16)} $ 。

$$ \begin{aligned}m_{ij}=&\alpha B\int\limits_{h_{2}}^{h_{1}}\rho_{i}v\left(z\right)dz\\=&\alpha B\left(2g\rho_{i}\Delta\rho\right)^{1/2}\int\limits_{h_{2}}^{h_{1}}z^{1/2}dz\\=&2/3\alpha B\left(2g\rho_{i}\Delta\rho\right)^{1/2}\left(h_{i}^{3/2}-h_{2}^{3/2}\right)\end{aligned} $$

このとき、両空間の圧力差が0となる高さの水平面である中性帯から上部を $ m_{ij} $ 、下部を $ m_{ji} $ と表し、流入空気量の総和をそれぞれ $ \Sigma m_{ij} $ 、 $ \Sigma m_{ji} $ とした。この時の模式図をFig.9に示す。 $ \Sigma m_{ij}=\Sigma m_{ji} $ となるように中性帯の位置をきめ流入空気量を求めた。ここでは空間iを階段室内、空間jを外気として計算した。その結果をTable 2に示す。ここでも熱気流の密度は温度から換算した $ ^{15)} $ 。 $ \Sigma m_{ij} $ の計算で使用した中性帯から上部の階段室内温度として、Fig.7(1)、(2)に示した窓での垂直温度分布を用いた。また中性帯から下部の $ \Sigma m_{ji} $ の計算で使用した階段室内温度は、窓がある階の床上0.5mの温度とした。地上1階の火災実験も同様にして行った。その結果、(1)式及び(4)式で求めた流入空気量がほぼ一致した。

### 5. 空気過剰率の推定

火災室内の燃料を完全燃焼させるために必要な空気量を $ L_{min} $ とした場合、実際の火災では燃焼にあずからない空気中の酸素があり、完全燃焼のためにはこれより多くの空気量Lが必要となり、(5)
式のように表される $ ^{17} $ 。

$$ L{=}n L_{m i n} $$

ここでnは空気過剰率である。耐火構造物内の木材燃焼実験によれば、火盛り期には空気過剰率が0.8～1.2 $ ^{18,19} $ になるといわれている。そこで、換気支配の今回の地下1階の火災実験における空気過剰率を実験結果から推定した。

燃料にはメタノールCH₃OHを使用しているので、メタノール32g（1 モル）が完全燃焼して水と二酸化炭素になる場合に必要な酸素は48g（1.5 モル）である。これは空気中の酸素の重量分率0.2315²⁰を用いて空気に換算すると207gで、メタノール1gでは空気6.48gとなる。この関係より燃焼に必要な流入空気量をメタノールの平均燃焼速度から換算してTable 2に示す。4.1、4.2項に示したように推定した流入空気量は式(1)、式(4)で推定してもほぼ同じであることから、ここでは式(1)で推定した流入空気量と平均燃焼速度より推定した流入空気量の比を空気過剰率nとしてTable 2に示す。求めた空気過剰率は約1.6～1.9で、地下1階の火災実験の方が地上1階の火災実験よりわずかに大きかった。窓の幅0.24mより幅0.36mの方が、また階段・手すりがない方が空気過剰率は大きくなる傾向を示した。本実験では窓から外に流出する熱気流の酸素濃度を測定していないが、階段室内で新鮮空気と熱気流の混合により、火災室内の出入り口での酸素濃度が約13～15%になったものと考えられることから、窓から入った空気中の酸素が十分に燃焼に消費されないまま、再び窓から流出したと推測できる。

### 6. まとめ

地下1階建物における自然換気時の火災性状を調べるため、2/5縮尺の地下模型を用いて火災実験を行い、燃焼速度、火災室・階段室内の熱気流温度等について測定した。地上1階の火災実験の燃焼速度、熱気流温度、流入空気量と比較検討を行った。その結果、本実験条件において以下のことがわかった。

(1) 地下1階の火災実験における階段室内の気流温度、燃焼速度は、地上1階の火災実験の値とほぼ同じになった。気流温度が同じとなったのは、階段室の大きさが同じであったためと推測される。

Fig.9 Schema of air flow through window and symbols to be used in this report.

Table 2 Mass flow rate of air calculated by formule (1), (4) and based on an mass burming rate.

Notation of experiment	Mass flow rate of air	Excess air ratio n ①/②
Calculated value by the formula (1) ① (kg/s)	Calculated value by the formula (4) (kg/s)	Calculated value based on an mass burning rate ② (kg/s)
1F-24S	0.0230	0.0224	0.0144	1.60
B1F-24S	0.0232	0.0228	0.0141	1.65
B1F-24N	0.0228	0.0227	0.0127	1.80
1F-36S	0.0358	0.0344	0.0213	1.68
B1F-36S	0.0360	0.0353	0.0204	1.77
B1F-36N	0.0351	0.0347	0.0183	1.92
(2) 地下1階の窓から流入する空気量を、階段室内の熱気流温度による密度差から計算により推定した。その結果、地下1階の火災実験における流入空気量は、地上1階の火災実験とほぼ同じになった。そのため、燃焼速度は地下1階と地上1階の実験で大きな違いは見られなかった。

(3) 地上1階の窓から流入する空気量と火災室内のメタノールの平均燃焼速度から空気過剰率を推定した結果、地下1階と地上1階の火災実験では、ほぼ同じでおよそ1.6～1.9となった。

今後は地下階を増設して、地下2階、地下3階の火災実験を行い、火災階の深さと燃焼速度、熱気流温度の関係を求め、階段室内の換気特性について調べる予定である。

## 参考文献

1）若松孝旺：“地下火災と防火対策”、建築雑誌、Vol.95,No.1161,pp.15-16（1980）

2）消防活動研究会編：“地下施設災害の消防戦術”、p61、東京法令出版（1994）

3）山田常圭：“火災時の吹き抜け空間上端開口からの換気量に関する実験研究　下部に給気口がない場合の換気量についての一考察”、pp. 1261-1262, 日本建築学会大会学術講演梗概集 防火（1992）

4) J.G.Quintiere, H.R.Baum, J.R.Lawson: "Fire Growth in Combat Ship", NBSIR 85-3159 (1985)

5）渡部勇市、松島早苗、山田常圭：“地下施設における消防活動のための加圧防排煙技術に関する研究報告書その1”、消防研究所研究資料、第50号（2001）

6）水野敬三、田中 聪、長谷見雄二：“強制換気される閉鎖空間の火災性状に関する模型実験”、日本建築学会計画系論文報告集,No.435,pp.137-145（1992）

7）中村勝、中根芳一：“地下施設火災における階段室排煙筒の有効性に関する基礎的研究”、大阪市立大学生活学部紀要,Vol.40,pp.1-13(1992)

8）渡部勇市、松島早苗、山田常圭：“竪シャフトによる自然排煙時の煙層予測に関する研究”、日本火災学会論文集, Vol.43, No1.2, pp.21-29 (1995)

9）安全工学協会編：“安全工学講座 火災”、p86,海文堂（1993）

10）渡部勇市、松島早苗、山田常圭：“中型火災室模型を用いた加圧防排煙に関する実験的研究”、日本火災学会論文集、Vol.51,No.2、pp.29-40（2001）

11）鳥井四郎、千葉 博、武田松男、新川光俊：“密閉室内の燃焼性状に関する研究”、pp. 115-116,日本火災学会研究発表会概要集（1986）

12）田中哮義：“建築火災安全工学入門”、p.199,日本建築センター（1993）

13) R.F.Simmons and H.G.Wolfhard: "Some Limiting Oxygen Concentrations for Diffusion Flames in Air Diluted", Combustion and Flame,1, pp.155-161 (1957)

14）田中啓義：“建築火災安全工学入門”、pp.203-204,日本建築センター（1993）

15）日本火災学会編：“火災便覧 新版”、p145，共立出版（1984）

16) 田中哮義：“建築火災安全工学入門”、pp.169-170,日本建築センター（1993）

17）日本火災学会編：“火災便覧 新版”、p510，共立出版（1984）

18）川越邦雄：“火災燃焼時における空気量”、火災、Vol.4,No.1,pp.14-16（1954）

19）日本建築学会編：“建築学便覧Ⅰ計画第2版”、p1207,丸善（1980）

20）今井淑夫 他監訳：“化学大百科”、p431,朝倉書店（1997）
# Experimental Study on Fire Phenomena under Natural Ventilation of Building with the First Basement

(Abstract)

Sanae Matsushima and Yuichi Watanabe

(Received June 27, 2002)

In order to investigate the fire phenomena under natural ventilation of building with the first basement, fire experiments were conducted using a 2/5 scale model of underground facilities. Based on the assumption that the fire floor was the first basement. Mass burning rate, temperatures of the fire room and the staircase and so on were measured, and the experiments on the case in which a fire floor was the first floor, was also carried out. Comparison with the data in case a fire floor was the first floor and examination were performed.

Consequently on these experiment conditions, there is no remarkable difference of inflow air quantity from a open window of the first floor to the first basement through a staircase at the time of making the fire floor into the first basement compared with the case of the first floor, because the size of a staircase in case a fire story is the first basement is same as that of the first floor and the temperature in a staircase became almost the same. Furthermore, since a depth from the first basement level to the ground story was short, the fire phenomena of the first basement which a window was opened showed the almost same tendency as compared with those of the first floor.
# 地震動の石油タンク損傷能力指標と危険度評価

座間 信作，西 晴樹，畑山 健

(平成14年6月28日受理)

石油タンクを1質点系ばねマスモデルで近似し、強震動を与えた時の弾塑性挙動から、地震動指標と塑性率との相関性について検討した。用いた地震動記録は1G程度の最大加速度（PGA）を持つ記録あるいは断層近傍の記録である。弾塑性解析から得られる塑性率スペクトルとPGA、最大速度（PGV）、震度、線形応答加速度、実効加速度、実効速度、SI値などの地震動指標との比較から、相関性の高い地震動指標はPGAであるが、弾性時固有周期が長くなると（～0.5秒）相関性はやや低くなることが分かった。一方、相関性はPGAよりやや低いものの、震度、PGAとPGVの積は周期全体で安定している。また、降伏震度(k)が0.4の時、タンクが塑性化することによる固有周期の伸びという一般的特徴を反映して、短周期側（0.1～0.3秒）では弾性時固有周期の約2倍以上の周期での線形応答加速度が塑性率と対応がよく、長周期側では弾性時固有周期あるいはそれの1.3倍程度の周期での応答値と対応がよい。k=0.6の時、周期0.1秒～0.4秒の塑性率は周期0.4秒の線形加速度応答値との相関が最も高く、良い指標となることが分かった。更に、内陸活断層を対象として各コンビナートでの最大加速度を推定したところ、推定誤差を考慮すると、石油タンクの地震危険度の一つの目安とした塑性率14.5を超える加速度（約800gal以上）となる地域が約半数あることが分かった。

### 1. はじめに

地震動による石油タンク被害は、やや長周期地震動によって励起されるスロッシングに伴う内容液の溢流や浮屋根の破損等と周期1秒以下の短周期地震動によってもたらされる隅肉溶接部の座屈・破断等に大別される。特に短周期地震動による被害は、その破損部分が底部近傍であるので、破断ともなれば内容液の全流出となり、火災の危険、環境汚染等々の甚大な被害 $ ^{1} $ をもたらしかねない。

1995年兵庫県南部地震では、大加速度かつ大速度の地震動によって多くの土木、建築構造物等が破壊された。一方、石油タンクはその立地が沿岸付近にあったため、地震動としては震災の帯といわれる震度7の地域よりはかなり低減されたものであったことが、その後の多くの調査研究から明らかにされている $ ^{2)} $ 。石油タンクの被害が他の構造物に比べて比較的小さかったのはこのためと考えられる。しかし、将来にわたり、また全国的に見たときにはその限りではなく、震度7程度の地震動（高レベル地震動）を受けることを考えておく必要がある。このような強震動に対する石油タ
ンク底部の浮上りを考慮した地震応答解析法については、1970年代から先駆的な研究が行われてきているが³)、兵庫県南部地震まではそのような強震動を現実のものとして捉えていたとは言いがたい。近年、米国、台湾、トルコ等での大地震において、震源近傍の大加速度記録が得られるようになり、また前述の兵庫県南部地震においても、震源近傍で貴重な記録が得られたことから、このような多くの強震動記録を用いて石油タンクの安全性について検討しておくことは大いに意義のあることと考える。そこで、本報告では実際の観測記録に基づき、強震動が石油タンクへ与える影響、及びどのような地震動の指標がその影響を反映するかについて検討を行うとともに、その結果に基づき全国のコンビナートでの石油タンクの地震危険度を評価し、防災体制の強化に資することを目的とする。

### 2. 地震波形データ

解析に用いた地震記録はTable 1に示す1G程度の最大加速度（PGA）となっている記録あるいは断層近傍の記録である。但し、TTRH02、IZUMITに関しては水平2成分を用いているが、Table 1にはPGAの大きい成分のみを載せた。また、Fig.1

Fig.1 Acceleration records

Table 1 Used records and their peak ground accelerations,

velocities, and instrumental seismic intensities

Earthquake	Station Code	PGA(gal)	PGV(cm/s)	I
2000 Tottoriken Seibu	TTRH02(2)	923	168	6.4
1999 ChiChi,Taiwan	TCU129	768	63	5.7
1999 ChiChi,Taiwan	TCU068	479	237	5.8
1999 ChiChi,Taiwan	TCU052	347	155	5.8
1994 Northridge, USA	SYLMAR	583	77	5.8
1995 Hyogoken Nanbu	PORTIS	425	103	5.8
1993 Hokkaido Nansei-oki	OTOBE	1521	55	6.3
1994 Sanriku Haruka-oki	MUTSU	329	22	5.0
1993 Kusiro oki	JMAKUS	930	60	6.2
1995 Hyogoken Nanbu	JMAKOBE	843	105	6.4
1999 Marmara, Turkey	IZUMIT(2)	285	83	5.2
1995 Hyogoken Nanbu	FUKIAI	837	130	6.5
1979 Imperial Valley	ELCENTRO	453	108	5.9
1940 Elcentro	ELCENT40	504	52	5.6

PGA: Peak Ground Acceleration

PGV:Peak Ground Velocity

I : Seismic Intensity
にこれらの加速度波形を示す。最大のPGAは北海道南西沖地震の余震で観測された乙部町（OTOBE）の約1500galであるが、Fig.1の波形を見ると極めて高周波数成分に富んだ記録となっている。一方、最も大きな最大速度（PGV）は1999年集集地震を起こしたシャーロンポ断層近傍のTCU068観測点で観測され、長周期成分が卓越した記録で、約240cm/secにも達している。また、釧路沖地震の釧路地方気象台（JMAKUS）では震源が約100kmと深いにもかかわらず、1Gに近い加速度を記録した。この波形はTCU129とともに震动継続時間が長く、短周期成分が卓越していることが特徴的である。

### 3.1 質点系彈塑性応答解析

強震動を受ける構造物が破壊に至る場合、弾性変形から塑性変形へと移行し、振動としては非線形挙動を示す。このような挙動の詳細な解析としては、有限要素法によるものが一般的である。しかし、石油タンクのような比較的単純な構造物でさえも、タンク本体・内容物との連成、大変形等を考慮した3次元非線形動的応答解析を行なうことは、モデル化や解の安定性等のため簡単ではない。そのため、有限要素法解析を多くのタンクへ適用するまでには至っていないのが現状である。

本報では、上述の16成分の地震記録に対する、様々な諸元の石油タンクのおよその挙動を把握することを目的として、有限要素法に代わる簡便な方法として、石油タンクを1質点采ばねマスモデルで近似し、強震動によって石油タンクが塑性化することを考慮するため、1質点采弾塑性応答解析を行なうこととした。

1 質点系弹性応答解析の場合は、ばね定数K、質点の質量M、減衰係数C、系の変位をy、地動加速度をとすると、振動方程式は以下のように与えられる。

$$ \mathbf{M}\ddot{\mathbf{y}}+\mathbf{C}\dot{\mathbf{y}}+\mathbf{K}\mathbf{y}=-\mathbf{M}\ddot{\mathbf{z}} $$

弾塑性応答解析の場合には，変位と力を線形関係とした上記ばね定数Kの代わりに、任意の変位一力関係、即ち復元力特性を与える。この復元力特性をどのように仮定するかによって、応答値は異なってくるが、ここでは簡単のために最も単純な完全弾塑性型復元力特性を考える。これはFig.2に示すように、線形範囲ではばね定数Kに従い、ある弾性限界変位（降伏変位：$\partial_{y}$）となる降伏耐力Qyを超えるとK=0となるというものである。(1)式をMで割り、$\mathrm{C}/\mathrm{M}=2\omega\mathrm{h}$，$\mathrm{K}/\mathrm{M}=\omega^{2}$として復元力特性を考慮しつつ逐次時間領域で解く。この時，$\omega$は角周波数、hは減衰定数で10%とした。Fig.2より、

$ Q_{y}=K\delta_{y} $ ……(2)

であり、降伏震度kは、gを重力加速度とすると、

$ k=Q_{y}/(Mg) $ ……(3)

と定義される。また弾性時固有周期Tb（周波数f）は、

$$ \omega=2\pi\mathrm{f}=\left(\mathrm{K}/\mathrm{M}\right)^{0.5} $$

$ \partial y=\mathrm{kg}/(2\pi f)^{2} $ ……(6)

となって、振動数の関数となる。従って、降伏震度および固有周期を与えれば、ばねマスモデルを作ることができる。

石油タンクの耐震に係る現行の法令（自治省告示119号 $ ^{1} $ ）、以下「告示」というで規定されている設計水平震度は、タンク固有周期、地盤条件等によって異なるが、平均的には0.4程度、また最も高い設計震度は0.54である。このことから、以下

Fig.2 Elasto-plastic force-displacement relation K: stiffness $ Q_{y} $ : Yield force $ \partial_{y} $ : Yield displacement $ \partial_{max} $ : Maximum displacement
では設計震度を降伏震度とみなして、平均的なk=0.4、及びより耐震性の高いk=0.6の場合について検討する。また、タンク固有周期（バルジング）については、タンクの直径、液高等によって若干異なるが、容量500klのタンクで約0.1秒、10万klタンクで約0.4秒であること、および強震動を受けるタンクの塑性化、地盤との相互作用により固有周期が延びることを考慮し、対象とする周期範囲を0.1～1.0秒として、0.1秒毎に計算することとした。なお計算にはCRC(株)非線形応答解析プログラムD-SPECを用いた。

### 4. 塑性率与地震动指标

弾塑性応答解析で得られる最大応答変位$\delta\max$ (Fig.2参照）が大きいことは、変形が大きいことを示すが、そのことを直ちに破壊と関連付けることは難しい。(6)式で見られるように降伏変位$\delta y$が条件によって変わるからである。そこで、最大応答変位$\delta_{\mathrm{max}}$の降伏変位$\delta y$との比$(\mu=\delta_{\mathrm{max}}/\delta_y)$、即ち塑性率で見ていくこととする。

Fig.3 Ductility response spectra of a bilinear single-degree-of-freedom system for seismograms shown in Fig.1
Fig.3は弹性時固有周期に対する塑性率の変化を降伏震度及び地震記録別に見たものである。この図から兵庫県南部地震の神戸海洋気象台の記録が全周期帯で最も塑性率が大きく破壊力があると考えられる。また、この地震の葺合、鳥取県西部地震の日野、釧路沖地震の釧路気象台の記録も大きな塑性率となっている。これらのほとんどで短周期ほど塑性率が高い傾向にある。このことは、従来、構造物が被害に至る過程は共振現象による累積塑性変形であると考えられていたが、兵庫県南部地震での建物被害状況観察から、建物の弾性時固有周期よりやや長い周期1秒程度の波によって塑性流動的に崩壊するということが明らかにされ、短周期構造物ほど塑性域に入るのが早く応答も大きい $ ^{5)} $ とされていることと整合している。

石油タンクの場合、側板の撲み、底板の浮上りなどから、塑性率が必ずしもタンク底板隅角部の角度（または歪）に比例するわけではないので、塑性率が直接的に座屈・破断と関連付けられるかは別途検討する必要があるが、少なくとも塑性率が大きいほど座屈・破断に至る恐れが大きくなるといえる。建築物の場合、許容し得る塑性率μの塑性応答の効果を構造特性係数 $ D_{S} $ として取り入れている。即ち、

Fig.3 continued
$$ D_{S}=1.5/\left(1+10h\right)/\sqrt{2\mu-1} $$

$D_{S}$は構造によって色々な値を取るが、多くは0.3となっている⁶)。このとき、h=0.1とすれば、$\mu=$ 14.5となる。ここでは、この値を座屈・破断を表す一つの目安として議論を進める。

弾塑性解析は、地震波形があって初めて実施できる。容量500kl以上の石油タンクの危険度予測には前述のその固有周期が約0.1秒以上であるので、周期0.1秒程度を下限とする周期帯域において十分な精度を持った地震波形が必要とされる。しかし、現段階での地震動予測精度はせいぜい2秒程度を下限とする周期帯域に限られている。従って、任意の地震に対して十分な精度で波形を予測することは困難であることから、波形に代わって塑性率を表現できる地震動指標についての検討が必要となる。

ここでは、地震動指標として、最大加速度(PGA)，最大速度(PGV)，それらの積(PGA·PGV)、加速度応答スペクトル(RESAcc)，周期0.1～2.5秒間の平均応答速度値であるSI値，実効加速度EPA，実効速度EPV，それらの積(EPA·EPV)、計測震度(I)を取り上げた。ここで、EPAとEPVは文献 $ ^{7} $ によれば、EPA：5％減衰の加速度応答スペクトルの0.1～0.5秒間の平均値／2.5、EPV：5％

Fig.4 Frequency distribution of natural period of bulging of oil storage tanks in Kobe area during the 1995 Hyogo-ken Nanbu earthquake

Fig.5 Relation between weighted average ductility factors by the frequency distribution of natural period shown in Fig.4 and indices of strong ground motions open circle: seismic coefficient = 0.4 closed circle: seismic coefficient = 0.6
減衰の速度応答スペクトルの1秒付近の値／2.5とされている。

先ず、全体的な傾向を見るために、塑性率としては、兵庫県南部地震時での神戸市内の石油タンクの諸元に基づく固有周期0.1～0.5秒の頻度分布(Fig.4)で重み付けした平均塑性率をとり、それぞれの地震動指標との対応関係について調べた(Fig.5)。ただし、ここでは加速度応答スペクトルについては周期の関数であることから示していない。また、塑性領域に入らない場合、塑性率は1未満であるが、図では便宜上1としてある。

Fig.5から、k=0.4の場合にはPGA：約300gal、PGV：約20cm/sec、震度：5強で塑性領域に入ることが分かる。座屈・破壊の目安とした塑性率$\mu=14.5$を超える地震動強さは、PGA：約800gal、PGV：約55cm/sec、震度：6強となる。このときの対応関係の度合いを定量的にみるため、地震動指標が震度の時

$$ \begin{aligned}&\log( 塑性率 )=a\cdot( 震度 )+b\quad\cdots\cdots\cdots\cdots\cdots(8)\\ & 震度以外 \text{の時、}\\ \end{aligned} $$

log(塑性率)=a·log(地震動指標)+b……(9)で回帰した時の決定係数r^{2}を示すとFig.6のようになる。これから、相関性の高い地震動指標はPGAであり、また相関性はややPGAには劣るものの震度、PGAとPGVの積が比較的相関が良いことが分かる。

同様に周期毎の地震動指標と塑性率との対応関係について、(8)、(9)式で回帰した時の決定係数をFig.7に示す。この場合、上述と同様の傾向が認められるが、やや長周期側ではPGAは相関性が低くなることが分かる。

一方、告示での石油タンクの設計水平震度の考え方は、地盤及びタンク本体の加速度応答に基づいていることから、加速度応答との相関が高いことが期待される。Fig.7からは、応答加速度値（RESAcc）と塑性率との相関性は、周期0.1秒の場合を除き全体的に高いことが分かる。周期0.1秒の相関性の低い原因は、今回扱った記録の中で最もPGAが大きかったOTOBEの記録および短周期成分が卓越したTCU129の記録に対して、加速度応答が

Fig.6 Coefficients of determination in equations (8) and (9) for the relation between the weighted average ductility factors and indices of seismic ground motions shown in Fig.5

大きい割に塑性率が他と比較して小さかったためである。これら2つの記録は、Fig.1から分かるようにPGAを与えている波形がインパルス状であり、実効的な加速度が小さいと考えられるものである。以上のように塑性率と加速度応答との相関は高いことが示されたが、強震時にはタンク本体の塑性化や地盤との相互作用により固有周期が伸びると考えられていることから、更に固有周期を変えて、線形応答加速度値と塑性率との対応関係を調べた。その時の決定係数の周期依存性をFig.8に示す。例えばFig.8aでの菱形の記号は、固有周期0.1秒での塑性率と周期0.1から0.5秒まで0.1秒毎の線形応答加速度値との相関関係を式(9)で回帰した時の決定係数であり、最も相関が高いのは周期0.4秒の時の応答加速度であることを示している。k=0.4の場合は、固有周期が0.3秒以下の塑性率はその約2倍以上の周期での線形応答加速度値との関係が良く、0.4、0.5秒では1.3倍程度のやや長い周期での応答値と対応が良いことが分かる。一方、k=0.6の時は、周期0.1秒から0.4秒での塑性率は周期0.4秒での線形加速度応答との相関が最も高い。従って、10万klクラスの備蓄タンクでの固有周期が0.4秒程度であるので、それより小さな容量のタンク、即ちほとんどのタンクに対しては、周期0.4秒の応答加速度値が良い指標となる。
### 5. 全国の石油コンビナートを対象としたタンクの危険度評価

前項の検討から、断層ごく近傍等の高レベル地震動に対しては、最大加速度、震度、応答加速度が塑性率と相関が良いことが示された。ここでは、簡単のために最大加速度を取り上げ、全国の石油コンビナートを対象として、内陸活断層による石油タンクの危険度を評価する。ここで危険度の一つの日安として、塑性率14.5以上、最大加速度では約800gal以上を考える。

Coefficient of Determination

Coefficient of Determination

Coefficient of Determination

Fig.7 Coefficients of determination in equations (8) and (9) for the relation between the ductility factors and indices of seismic ground motions
Fig.8 Coefficients of determination in equation (9) for the relation between the ductility factors and the elastic response accelerations at various periods.

### 5.1 対象とした活断層

松田（1990） $ ^{8)} $ は，活断層研究会（1980） $ ^{9)} $ による「日本の活断層」の中から，1つの大地震に対応する活断層（群）を起震断層と呼び，次の条件のもとで抽出した（Fig.9）。

1）5 km 以内に他の活断層のない孤立した長さの10 km以上の活断層。

2）走向方向に5 km以内の分布間隙をもってほぼ一直線に並ぶほぼ同じ走向の複数の断層。

3）5 km以内の相互間隔をもって並走する幅5 km以内の断層群.

4）その断層線の中点の位置が主断層から5 km以上離れている走向を異にする付随断層あるいは分岐断層。

このような基準に基づく起震断層は237個あり，断層長さL(km)から次式を用いて地震規模Mが与えられている。

$$ \mathrm{M}=(\log\left(\mathrm{L}\right)+2.9)\ne0.6 $$

ここでは、この起震断層を対象とし、石油コンビナートまでの最短距離を求めるために、断層の始点・終点座標を読みとった。断層は多くの場合湾曲しているが、ここでは始点・終点を結ぶ一直線で表されるものとしている。但し、上述の基準から分かるように、分岐や、並走断層があることから、始点、終点は一義的には定まらない場合が

Fig.9 Seismogenic active faults on land defined by Matsuda (1990) $ ^{8)} $

多くある。これに対しては、起震断層長さが最も長くなるように、また並走している場合には平均的な位置を採用することとしたが、必ずしもこれに即していない場合もあり、主観的な部分も含まれることに留意されたい。更に松田（1990）が用いた「日本の活断層」は1991年に「新編 日本の活断層」 $ ^{10} $ として改訂されており、活断層の認定
度が変わっている。すなわち以前リニアメントであったものが活断層として判定されたり、断層の延長が認められたりしている。ここでは、松田(1990)の起震断層長さを基本とするものの、確実に断層とされたものは取り入れている。

### 5.2 最大加速度の推定

ここではこれまでに提案されている最大加速度の距離減衰式の中で、断層近傍にまで適用でき、よく用いられているFukushima and Tanaka (1991) $ ^{11)} $ による距離減衰式を用いる。これは、日本の28地震 $ (M=5.0\sim7.9) $ による最大加速度486データ（断層最短距離 $ R=20\sim300km $ ）に、世界中の15地震 $ (Ms=5.0\sim7.7) $ による近距離の200データ（ $ R=0.1\sim48km $ ）を加えて得られたもので、次式で与えられる。

$$ \begin{array}{r}{\log\mathrm{P G A}=0.51\mathrm{M}-\log\left(\mathrm{R}+0.006\cdot10^{0.51\mathrm{M}}\right)}\\ {-0.0034\mathrm{R}+0.59\left(\sigma=0.21\right)}\end{array} $$

ここで、σは対数標準誤差である。

各コンビナートの代表的な地点の緯度・経度、及び起震断層の始点・終点の緯度・経度から、断層最短距離(R)を求める。これと松田（1990）が与えた各起震断層から生じる最大地震の規模(M)を式(11)に代入し、最大加速度を求める。この処理を237個の全ての起震断層に対して施し、その中で最大の加速度を生じさせる起震断層を抽出した。

式(11)は標準的な地盤で観測されたデータに基づくとされており、近似的には自治省告示（1983） $ ^{4)} $ の地盤種別の第2，3種に相当する。告示での地盤別補正係数は、第1種1.5，第2種1.67，第3種1.83，第4種2.0とされている。ここでは安全側に立って、各コンビナートの地盤種別を第4種とし、かつ式(11)で想定する地盤を第2種とすると、推定値を第4種地盤に置き換えるために地盤別補正係数の比2.0/1.67を乗ずる。以上の処理をした結果をFig.10に示す。全コンビナート88箇所での最大値は約750galで、目安とした800galに至る地域はなかった。ただし、これらの値は、あくまでも日本の平均的な距離減衰式から推定された値であるので、コンビナート周辺の固有の減衰特性は考慮されていない。また式(11)に示す対数標準誤差を考慮すると、推定値は平均値の0.6から1.6倍の間、即ち上記最大加速度750galに対しては、約460～1200galの幅を持

Fig.10 Estimated peak ground acceleration at industrial complexes from inland active faults shown in Fig.9.
つこととなり、全体では約半数の39箇所で800gal以上になる可能性がある。

### 6. おわりに

本研究では多くの石油タンクの地震時安全性の検討を行うため、石油タンクを1質点系ばねマスモデルで近似し、観測された強震動データを入力として与えた時の弾塑性挙動から、波形データに代わる地震動指標（最大加速度、最大速度、震度、線形応答加速度、実効加速度、実効速度、SI値）と塑性率との相関性について検討した。用いた地震動記録は1G程度の最大加速度を持つ記録あるいは断層近傍の16記録である。その結果、以下の知見を得た。

(1) 周期0.1秒～0.5秒での平均塑性率と相関性の高い地震動指標は最大加速度である。

(2) 弾性時固有周期が長くなると（～0.5秒）最大加速度と塑性率との相関はやや低くなる。

(3) 相関性は最大加速度よりやや低いものの、震度、PGAとPGVの積は周期全体で安定している。

(4) 降伏震度k=0.4の時、塑性化することによる固有周期の伸びという一般的特徴を反映して、短周期側（0.1～0.3秒）では弾性時固有周期の約2倍以上の周期での線形応答加速度が塑性率との対応がよく、長周期側では弾性時固有周期の1.3倍程度の線形応答加速度値との対応がよい。

(5) k=0.6の場合、周期0.1秒から0.4秒での塑性率は周期0.4秒での線形加速度応答との相関が最も高く、良い指標となる。

また、以上の結果に基づいて、簡単のために地震動指標として最大加速度をとり、既存の最大加速度に対する距離減衰式を用いて、内陸活断層による全国の石油コンビナートで期待される最大加速度を推定した結果、

(6) 距離減衰式に係る推定誤差を考慮すると、石油タンクの地震危険度の一つの目安とした塑性率が14.5を超える加速度（約800gal以上）をもたらす地域が約半数あることが分かった。

## 謝辞

用いた強震記録は、防災科学研究所K-net、KiK-net、気象庁、大阪ガス、神戸市、東京大学地震研究所、トルコ・ボアジチ大学カンディリ地震観測所、台湾中央気象局によるものである。また、EPA、EPVに関する資料は元千代田化工(株)河野和間博士から提供していただいた。ここに記して謝意を表します。

## 参考文献

1）消防庁危険物技術基準委員会：1978年宮城県沖地震東北石油仙台製油所石油タンク破損原因調査報告書（1979）

2）例えば、川瀬博・ほか：兵庫県南部地震による神戸市ポートアイランドでのボアホール観測記録とそのシミュレーション、日本建築学会構造系論文集、475、pp.83-92（1995）

3）例えば，石田和雄、小林信之：アンカーの無い円筒タンクのロッキングに対する耐震解析法、機械学会論文集, 50-453, pp.1042-1047 (1984)

4）自治省：自治省告示第119号（1983）

5）川瀬 博：強震動特性と地下構造－兵庫県南部地震における震災帯の生成メカニズムー、第26回地盤震動シンポジウム、pp.9-20（1998）

6）柴田明德：最新耐震構造解析、森北出版(1981)

7) Applied Technology Council: ATC3 Tentative Provisions for the Development of Seismic Regulations for Buildings (1978)

8）松田時彦：最大地震規模による日本列島の地震分帯図，地震研究所彙報，65，pp.289-319(1990)

9）活断層研究会編：日本の活断層-分布図と資料、東京大学出版会（1980）

10）活断層研究会編：新編日本の活断層－分布図と資料、東京大学出版会（1991）

11) Fukushima, Y. and T. Tanaka: A new attenuation relation for peak horizontal acceleration of strong earthquake ground motion in Japan, Shimizu Tech. Res. Bull., 10, pp.1-11 (1991)
# Indices of Strong Ground Motions for Ductility and Risk Assessment of Oil Storage Tanks

(Abstract)

Shinsaku Zama, Haruki Nishi, and Ken Hatayama

(Received Jun 28, 2002)

For safety improvement of oil storage tanks against strong ground motions, we investigated the relation between indices of ground motions and the ductility of a bilinear single-degree-of-freedom system for 16 seismograms. Indices of strong ground motions are peak ground acceleration and velocity, seismic intensity, SI value, effective peak ground acceleration and velocity, and acceleration response spectrum. From the elasto-plastic response analysis, we obtained the following results:

(1) Peak ground acceleration has the highest correlation with the averaged ductility in the periods from 0.1 sec to 0.5 sec.

(2) Seismic intensity and the product of peak ground acceleration and velocity are also good indices for the ductility of oil storage tanks,

(3) In the periods from 0.1 to 0.3 sec, ductility response spectra have good correlations with acceleration response spectra in the period from 0.2 to 0.6 sec when the seismic coefficient $ \kappa' $ is 0.4. On the other hand, ductility factor in the periods over 0.3 sec has a good correlation with response acceleration at a 1.3-fold period.

(4) For k=0.6, the correlation between the ductility factors in the periods from 0.1 to 0.4 sec and acceleration response spectrum at a period of 0.4 sec is very high.

Based on the above results, we regarded the peak ground acceleration as the index closely related to the ductility of oil storage tanks and calculated the accelerations at industrial complexes from inland active faults. From this calculation, we concluded that:

(5) Peak ground accelerations over 800 gals were estimated at about half of the whole areas, taking the standard deviation associated with attenuation curve into consideration.
# 各種高引火点液体の危険性評価に関する研究

古積 博，岩田 雄策

(平成14年7月15日受理)

高引火点液体の火災危険性評価のために、引火点、発火温度の測定、及びコーンカロリメーターを使った燃焼試験を行い、以下のことが判った。

1）高引火点液体の場合、引火点と発火温度は強い正の相関があること。

2）引火点が高いために、点火方法によって点火までの時間が大きく異なり、また、燃焼速度等の燃焼性状も大きく変わること。

3）高引火点液体は、より低引火点の液体に比べて一般的には燃焼速度、発熱速度共に小さくなること。しかし、植物油の場合には、C重油よりも引火点が高いにもかかわらず燃焼速度は大きくなることが判った。これは、植物油が酸素を含有すること、また、C重油が高い粘性を有することが関係するものと思われる。

### 1. はじめに

危険物の火災危険性は、火災の発生危険性と拡大危険性に分けて考えることが出来る $ ^{1} $ 。消防法第4類の危険物（引火性液体）については、前者と関係が深い引火点でもって、規制区分が決定されている。平成13年7月の消防法の改正 $ ^{2} $ により、引火点250℃以上の液体は、原則として消防法第4類の危険物から除外された。諸外国の危険物規制の状況 $ ^{3} $ を考慮すれば、引火点が一定の値以上である物品が危険物規制の対象から除外されることは概ね合理的であるといえる。

ここでは、代表的な高引火点液体について、火災危険性の重要なパラメータである引火点及び発火温度（発火点）を測定すると共に、燃焼速度、火炎高さ、周囲への放射熱等の火災危険性が引火点に応じてどのように変化するのか、コーンカロリメーターによって小規模な燃焼実験を行って調べたので報告する。

### 2 \. 実験

### 2.1 対象とした液体

対象とした液体の一覧をTable 1に示す。代表的な植物油、潤滑油の中から比較的多く流通しているもの合計6種類（ナタネ油（Rapeseed oil）、大豆油（Soybean oil）、アマニ油（Linseed oil）、ヤシ油（Coconut oil）及び潤滑油2種類）を選択した。比較のために、引火点がより低いヘプタン、C重油及び軽油も実験に供した。試料はいずれも20℃で液状であるが、C重油及びヤシ油は高い粘性を有していた。植物油のうち、大豆油は、(株)ホーネンコーポレーションから、それ以外は味の素(株)から提供を受けた。また、潤滑油は、出光興産(株)から、C重油及び軽油は、日本石油精製(株)から