海岸道路の防波施設の波浪による変状特性とその対策に関する実証的研究
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言語: Japanese
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公開日: 2020-12-15
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キーワード (En):作成者: 名越, 隆雄
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https://doi.org/10.15118/00010333

海岸道路の防波施設の波浪による変状特性とその対策に関する実証的研究

名

越

隆

雄

論文題目
『海岸道路の防波施設の波浪による変状特性とその対策に関する実証的研究』

－
第1章

序

目

次

－

論 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 1

1.1 はじめに ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 2
1.2 海岸道路の波浪による防波施設の変状 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 4
1.2.1 海岸道路における摩耗および洗掘の発生状況 ・・・・・・・・・・・・・・ 4
1.2.2 急勾配海底条件における道路施設の被災状況 ・・・・・・・・・・・・・・ 7
1.3 既往研究と課題 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 9
1.3.1 海岸施設の摩耗に関する研究 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 9
1.3.2 急勾配海底条件に関する研究 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 10
1.4 論文の構成 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 11
1.5 参考文献 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 12第2章

海岸道路における防波施設の高波被害事例の分析 ・・・・・・・・・・・・ 13

2.1 海岸道路の防波施設における高波被害の発生箇所 ・・・・・・・・・・・・・・ 14
2.2 防波施設の摩耗被害事例の分析 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 15
2.2.1 一般国道 336 号広尾町黄金道路 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 15
2.2.2 一般国道 336 号えりも町黄金道路 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 25
2.2.3 一般国道 229 号岩内町雷電 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 41
2.3 防波施設の洗掘被害事例の分析 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 47
2.3.1 一般国道 227 号江差町尾山 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 47
2.3.2 一般国道 227 号上ノ国町大安在 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 52
2.3.3 一般国道 238 号猿払村知来別 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 55
2.4 急勾配海底地形における防波施設の被害事例 ・・・・・・・・・・・・・・・・ 59
2.4.1 一般国道 229 号神恵内村大森 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 59
2.4.2 一般国道 231 石狩市雄冬 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 61
2.5 第 2 章の結論 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 64
2.6 参考文献 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 65

第3章 礫性海岸におけるスリット式護岸の摩耗被害の分析 ・・・・・・・・・・・・ 66
3.1 礫性海岸におけるスリット式護岸の現状 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 67
3.1.1 海岸地形の特徴 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 67
3.1.2 スリット式護岸の摩耗調査 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 68
3.1.3 摩耗量と水深の関係 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 69
3.2 水理模型実験 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 71
3.2.1 実験水路 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 71
3.2.2 縮尺 1/20 実験 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 72
3.2.3 縮尺 1/40 実験 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 73
3.3 スリット式護岸における粗石の移動特性 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 75
3.3.1 粗石の移動パターン ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 75
3.3.2 波高と粗石の衝突率 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 76
3.4 スリット前面における流況特性 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 78
3.4.1 水粒子速度と波高の関係 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 78
3.4.2 粗石の衝突回数と衝突速度 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 80
3.5 コンクリートの摩耗量の推定 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 81
3.5.1 摩耗量の算定式 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 81
3.5.2 モデル時化における摩耗量の推定 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 82
3.5.3 摩耗量の経年変化 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 83
3.6 補修工法に関する検討 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 84
3.6.1 断面形状 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 84
3.6.2 越波流量に基づく最適案 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 86
3.7 第 3 章の結論 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 87
3.8 参考文献 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 88

第4章 礫性海岸における直積ブロック式護岸の摩耗被害の分析 ・・・・・・・・・・ 89
4.1 礫性海岸における直積ブロック式護岸の現状 ・・・・・・・・・・・・・・・・ 90
4.1.1 現地における護岸改良の経緯 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 90
4.1.2 直積ブロック式護岸の摩耗調査 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 91
4.2 水理模型実験 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 93
4.2.1 実験水路 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 93
4.2.2 縮尺 1/25 実験 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 94
4.2.3 縮尺 1/35 実験 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 95
4.3 直積ブロック式護岸における粗石の移動特性 ・・・・・・・・・・・・・・・・ 96

4.3.1 粗石の移動パターン ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 96
4.3.2 波高と粗石の衝突回数 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 97
4.3.3 粗石の移動速度と水粒子速度の関係 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 99
4.4 コンクリートの摩耗量の推定 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 101
4.4.1 摩耗量の算定式 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 101
4.4.2 モデル時化における摩耗量の推定 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 102
4.4.3 摩耗量の経年変化 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 103
4.5 補修工法に関する検討 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 104
4.5.1 断面形状 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 104
4.5.2 越波流量に基づく最適案 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 106
4.6 第 4 章の結論 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 110
4.7 参考文献 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 111

第5章 カルデラ湖で発生した風波による湖岸道路の施設被害の分析 ・・・・・・・・ 112
5.1 カルデラ湖岸道路における急勾配地形 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 113
5.2 湖岸道路における通行障害の発生状況 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 114
5.2.1 波浪による道路施設被害 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 114
5.2.2 越波による通行規制の状況 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 117
5.2.3 現地における越波状況 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 119
5.3 風波の発生メカニズム ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 120
5.3.1 支笏湖周辺の風況 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 120
5.3.2 マスコンモデルによる湖面上風速の推定 ・・・・・・・・・・・・・・・ 121
5.3.3 確率波高の算定 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 122
5.4 水理模型実験による越波の検討 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 123
5.4.1 実験方法 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 123
5.4.2 越波の打ち上げ高さ ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 124
5.4.3 越波対策における課題 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 126
5.5 第 5 章の結論 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 127
5.6 参考文献 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 128

第6章 急斜面に続くリーフ上の道路関連施設の高波被害の分析 ・・・・・・・・・・・ 129
6.1 急崖区間における海岸道路 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 130
6.2 現地における被害の状況 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 131
6.2.1 被災時の概要 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 131

6.2.2 大森覆道区間の被災状況 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 133
6.2.3 道の駅区間の被災状況 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 135
6.2.4 赤石地区の被災状況 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 136
6.3 急斜面に続くリーフ上の消波ブロックの耐波安定性 ・・・・・・・・・・・・・ 137
6.3.1 1/2 勾配斜面に続くリーフ上の消波ブロックの安定性 ・・・・・・・・・ 138
6.3.2 1/7 勾配斜面に続くリーフ上の消波ブロックの安定性 ・・・・・・・・・ 144
6.4 防波板の被災再現 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 153
6.4.1 実験方法 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 153
6.4.2 波圧特性 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 154
6.4.3 現地の被災状況と再現実験の比較 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 156
6.5 第 6 章の結論 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 157
6.6 参考文献 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 158

第7章 礫性海岸における消波護岸の摩耗対策工法の提案 ・・・・・・・・・・・・・・ 159
7.1 海岸道路における摩耗調査方法の提案 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 160
7.1.1 摩耗状況を把握する上での課題 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 160
7.1.2 UAV による摩耗調査 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 161
7.2 礫性海岸における防波施設の摩耗対策工法の提案 ・・・・・・・・・・・・・・ 166
7.2.1 摩耗対策工の種類 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 166
7.2.2 超高強度コンクリートによる補修事例 ・・・・・・・・・・・・・・・・ 169
7.2.3 超高強度コンクリート施工箇所の追跡調査 ・・・・・・・・・・・・・・・ 174
7.3 第 7 章の結論 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 175
7.4 参考文献 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 176

第8章 急勾配海底条件の防波施設の耐波設計法の提案 ・・・・・・・・・・・・・ 177
8.1

急勾配に続くリーフ上のブロックの課題 ・・・・・・・・・・・・・・・・・ 178

8.2

急勾配地形における根固ブロック周辺の波力 ・・・・・・・・・・・・・・・・ 179

8.2.1 計算方法 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 179
8.2.2 根固ブロックに作用する波力の解析方法 ・・・・・・・・・・・・・・・・ 180
8.2.3 根固ブロックに対する勾配の影響 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 181
8.2.4 根固ブロックに対する前面水深の影響 ・・・・・・・・・・・・・・・・・ 182
8.3 1/7 勾配における根固ブロックの耐波設計 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 184
8.3.1 検討箇所の状況 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 184
8.3.2 水理模型実験 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 187

8.3.3 実験結果 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 188
8.3.4 根固ブロックの安定質量 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 190
8.4

1/2 勾配における根固ブロックの耐波設計 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 191

8.4.1 検討箇所の状況 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 191
8.4.2 水理模型実験 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 193
8.4.3 実験結果 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 194
8.4.4 根固ブロックの安定質量 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 195
8.5 急勾配地形に対するハドソン式の補正方法の提案 ・・・・・・・・・・・・・・ 196
8.6 現地の護岸改良までのソフト対策の提案 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 197
8.7 第 8 章の結論 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 198
8.8 参考文献 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 199

第9章 結論 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 200
9.1

各章の結論 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 201

9.2

今後の課題と展望 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 204

謝辞 ・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・・ 205

第1章
序

論

1

1.1 はじめに四方を海に囲まれている北海道では海岸沿いを通る国道により，産業や生活に必要な交通ネットワークが形成されてきた．ここでは，図-1.1.1 に示す各海域における海岸道路を対象として，その整備の経緯と現状の課題について整理する．

国道 238 号

国道 232 号

国道 231 号

国道 229 号

国道 336 号

国道 227 号

図-1.1.1 研究対象とした海岸道路2

太平洋に面した一般国道 336 号，通称黄金道路においては，えりも町および広尾町の住民からの要請に応えるため海岸道路の整備が進められてきた．この路線は，
日高山脈から続く崖が海岸まで迫り，全線開通後も落石や土石流などの災害が発生したため，その対策として覆道が整備されてきた．また，高波時には越波による通行止めが発生して通行止めが頻発したため，越波対策としての護岸改良や越波柵の設置が行われてきた．
日本海に面した路線である一般国道 229 号，231 号および 232 号においては，これまでに海岸道路の護岸嵩上げと前面への消波ブロックの設置が進められてきた．
さらに，既設覆道区間の越波対策としては木村ら 1)が報告しているように開口部にポリカーボネイトやアラミド繊維シート等による防波板の付設が行われている．また，上久保ら 2)は一般国道 231 号石狩市浜益，山本ら 3)は一般国道 231 号増毛町湯泊において，自立型の越波柵の設計方法について示している．こうした対策が講じられたことにより，海岸道路の安全性は向上した．
礫浜海岸である日本海側の一般国道 229 号岩内町および神恵内村，太平洋側の一般国道 336 号えりも町および広尾町では，波浪の作用によって防波施設の摩耗が進行している箇所が多く存在し，背後の道路施設に大きな影響を与えている．さらに，
礫性海岸の沖側は急勾配の海底地形となっている場合も多く，このような箇所においては消波ブロックが流出して防波施設に直接波浪が作用することで，防波施設の変状が発生して深刻な影響を及ぼすこともある．
一方，砂浜海岸であるオホーツク海に面した一般国道 238 号では，猿払村において海岸道路の海側の浜崖が侵食され、路肩が欠損する事例が発生している．また，日本海側の一般国道 227 号江差町では，砂浜の侵食によって直積ブロック式護岸が倒壊する事例が発生している．
しかし，道路管理者が海岸道路において，海岸擁壁や消波ブロックおよび直立消波護岸などの防波施設に対する変状を継続的に調査している区間はほとんどなく，
日常の道路巡回において変状の進行を確認することは困難な状況にあるため，道路の防波施設の機能が低下したり，施設の損傷によって裏込め土砂が流出し，道路陥没等の事態に至る危険性がある．
本研究では，礫性海岸における海岸道路の防波施設の摩耗と，急勾配海底地形条件における波浪によるブロックの消失といった変状特性の分析を行った．さらに，防波施設の摩耗対策工法および急勾配海底地形条件の防波施設の耐波設計法について提案を行った．

3

1.2 海岸道路の波浪による防波施設の変状
1.2.1

海岸道路における摩耗および洗掘の発生状況

海岸道路は，背後に急崖斜面がある区間を通ることが多い．そのため，道路管理者
は，落石, 斜面崩壊，雪崩といった斜面からの落下物に対する意識が高い．一方，海側からの越波や礫の打ち上がりについては，消波ブロックや越波柵などでハード対策を行うとともに，波浪を予測して一時的に通行止めを行うソフト対策によって道路の安全が保たれてきた．
しかし，近年の地球温暖化に伴う海面上昇や台風等の発達に伴う波浪の増大が，海岸道路の防波施設に様々な変状を及ぼしている．
礫性海岸の防波施設における変状特性としては，礫によって摩耗した消波ブロックの噛み合わせ不足により耐波性能が低下して消波ブロックが消失することが挙げられる．これにより，写真-1.2.1に示すように海岸擁壁の基礎部が直接波に曝されることになり，その結果海岸擁壁の基礎部の摩耗が進行し，道路の陥没に至る（写真-1.2.2
参照）．このような事象が一般国道336号えりも町オンコの沢覆道で発生しており，道路の陥没によって海岸覆道全体が海側に傾倒した結果，全面通行止めとなり別線トンネルが開通するまで，えりも町と広尾町の往来には一般国道236号野塚峠を通って大きく迂回せざるを得なかった．
一方，砂浜海岸においては写真-1.2.3のように防波施設の前面が洗掘されると，基礎部が波に曝され，写真-1.2.4のような海岸擁壁の倒壊に至ることがある．また，越智ら4)，本間ら5)は，オホーツク海に面した一般国道238号の道路盛土の洗掘被害の事
例について報告しており，これらの被害が海岸道路の前浜が急激に後退であることを指摘している．このような海岸道路の洗掘被害を防ぐには，定期的なモニタリングによる現状把握が必要であり，消波工の設置が対応策となる．

4

写真-1.2.1 消波ブロックの消失と海岸擁壁の摩耗

道路の陥没

写真-1.2.2 海岸擁壁前面の摩耗に伴う道路の陥没5

写真-1.2.3 海岸擁壁前面の洗掘

写真-1.2.4 洗掘による海岸擁壁の倒壊

6

1.2.2急勾配海底条件における道路施設の被災状況

急崖斜面に近接した区間の海岸道路では，その前面の海底が1/10よりも急勾配となる区間があり設置された消波ブロックが，質量不足による沈下や散乱といった変状特性が見られる．これは，消波ブロックの安定質量を算定するハドソン式が1/10勾配よりも緩い海底地形を想定していることによると考えられる．
さらに，急崖区間の道路の前面にはリーフ地形を呈する箇所も存在するが，そのような場所では砕波後の流れによって消波ブロックが不安定になってブロックが消失
し，背後の防波施設や道路施設に被害をもたらすことがある（写真-1.2.5～写真-1.2.6参照）．

越波による道路施設の被災

リーフ地形
ブロックの流出

写真-1.2.5 急勾配地形に続くリーフ背後の道路施設の被災

7

2004年

1996年

リーフ地形

写真-1.2.6 急勾配地形に続くリーフ上のブロックの流出

8

1.3 既往研究と課題
1.3.1

海岸施設の摩耗に関する研究

四方を海に囲まれた我が国では，汀線付近を通過する海岸道路の防波施設の摩耗が進行している．生出ら6)は，一般国道336号広尾町黄金道路の覆道区間において直積ブロック式護岸の最下段の摩耗が進行し，覆道本体が倒壊する危険性を報告している．
川尻ら7)は，国道8号糸魚川市勝山3号洞門付近の海岸擁壁において1998年に摩耗が確認され，その後補修と摩耗が繰り返されていることを報告している．しかし，これらは現地の摩耗状況と補修方法に関する報告であり,工学的な検討が行われたものではない．
一方，渡辺ら8)は,礫性海岸において礫による摩耗に起因するサンドパック袋材の経年劣化の照査方法を開発することを目的とした研究の中で,富山県下新川海岸と静岡
県駿河海岸～沼津海岸においてコンクリートブロックの摩耗調査と,室内実験に基づいたコンクリートブロックの摩耗再現を行っている．この実験では,写真-1.3.1に示すような回転ドラム型試験機に5個のコンクリート試供体を設置し,現地の海浜材料と水を入れたドラムを回転させることで,継続時間と礫による摩耗量の関係を示している．
このように，礫性海岸のコンクリート構造物の摩耗に関する先行研究はあるものの，波浪による外力の不規則性や変動性に着目した知見は不足している．
そこで，波浪データと摩耗量の関係を定式化し、波浪予測からコンクリートの摩耗量の予測を可能とし，新しい予防保全の方法を提案することが本研究の第1の課題である．

写真-1.3.1 回転ドラム型試験機(a)と供試体の設置方法(b)91.3.2急勾配海底地形に関する研究

我が国において海岸道路の護岸に特化した技術基準はなく，海岸道路の設計では国
土交通省および農林水産省が監修した海岸保全施設の技術上の基準・同解説9)を準用することになる．ただし，この技術基準では，図-1.3.1に示す合田の砕波指標にあるように海底勾配は1/10よりも緩勾配を対象としており，海底勾配が1/10よりも急勾配
条件は適用範囲外である．
急勾配海底地形における既往研究としては，片平ら10)が，1/5の勾配条件において衝撃砕波力の発生がみられ，合田式による計算波力の1.7倍の波力となることを報告している．また，上久保ら11)は，急勾配海底条件の汀線付近に設置された消波ブロックの変状に着目し，水理模型実験により1/20勾配におけるブロックの被災メカニズムと，ブロックの安定質量の算定方法を示している．
このように，現行設計法では1/10勾配より急な勾配を評価する手段がないため，設計者は，これよりも急な勾配でも1/10勾配の考え方に準じて設計を行っている．このような勾配条件において防波施設が被災しても，急勾配条件が被災原因であると考える設計者は少なく，従来通りの設計思想で原形復旧を行い，再度被災するようなケースも見られる。
そこで，1/10勾配よりも急な条件に対応した知見を取りまとめ，設計者に周知させることが本研究の第2の課題である．

図-1.3.1 合田の砕波指標

101.4 論文の構成
本論文は，9 つの章で構成されている．論文の構成を図-1.4.1 に示す．

第1章
序 論

第2章
海岸道路における防波施設の高波被害事例の分析

第3章
礫性海岸における
スリット式護岸の摩耗被害の分析第4章
礫性海岸における
直積ブロック式護岸の摩耗被害の分析

第5章
カルデラ湖で発生した
風波による湖岸道路の施設被害の分析

第7章
礫性海岸における
消波護岸の摩耗対策工法の提案

第6章
急斜面に続くリーフ上の道路関連施設の高波被害の分析

第8章
急勾配海底条件の防波施設の耐波設計法の提案

第9章
結 論

図-1.4.1 論文のフロー

11

1.5 参考文献
1) 木村克俊,古川諭,山本泰司,吉野大仁：海岸覆道用防波板の高波による被災特性とその再現実験，海岸工学論文集，第 53 巻，pp.871-875，2006.
2) 上久保勝美, 酒井和彦, 木村克俊, 佐々木理人, 名越隆雄, 上北正一, 越智聖志：
国道 231 号石狩市浜益海岸道路における防波フェンスの設計と施工，土木学会論文
集 B3（海岸工学），第 73 巻，2 号，pp.I_859-864，2017．
3) 山本泰司，木村克俊，南部裕之，高橋元樹，今村晃久，熊木功治（2008）：国道 231号湯泊地区の海岸道路における越波の観測と対策工の検討，海岸工学論文集，第 55巻，pp.956-960，2008．
4) 越智聖志, 木村克俊, 宮武誠, 上久保勝美：国道 238 号猿払海岸道路における路肩部の高波被害とその復旧，土木学会論文集 B3（海洋開発），Vo. 68，No. 2，I_876-I_881,
2012.
5) 本間大輔, 山本泰司, 宮武誠, 木村克俊：高波による海岸道路の盛土被害の発生条
件と対策の検討，土木学会論文集 B3（海洋開発），Vo. 71，No. 2，I_269-I_274, 2015.
6) 生出靖，瀧ヶ平正美：浸食が進む海岸擁壁の補修，平成 29 年度北海道開発局技術研究発表会，管理-11（道路部門），2018.
7) 川尻克巳，鈴木拓也：国道 8 号海岸地区の道路点検・管理手法検討調査について，
国土交通省北陸地方整備局高田河川国道事務所.
8) 渡辺国広，諏訪義雄，関口陽高，野口賢二，伊藤幸義，高田保彦，岩佐隆広，二階
堂竜司: 礫海岸における摩耗作用を再現する摩耗促進試験方法の開発，土木学会論文集 B3（海洋開発），Vol. 69，No. 2，I_832-I_837, 2013.
9) 一般社団法人 全国海岸協会：海岸保全施設の技術上の基準・同解説，平成 30 年 8月.
10) 片平和夫，笹田彰，中井章：急勾配海底地形における衝撃砕波力の発生と対応に関する実験的考察，海洋開発論文集，Vol.12，pp.43-47，1996．
11) 上久保勝美，山本泰司，木村克俊，清水俊明，吉野真史：急勾配海底条件下における消波護岸のブロックの安定性，海洋開発論文集，第 26 巻，pp.489-494，2010．

12

第2章
海岸道路における防波施設の高波被害事例の分析

132.1 海岸道路の防波施設における高波被害の発生箇所
周囲を海に囲まれた北海道では海岸道路が多く，その中には建設から数十年経過する路線も存在する．近年，そのような海岸道路の防波施設において高波による被害が複数報告されており，北海道道路管理技術センター1) 2) 3)によれば，主な被災事例として図-2.1.1 および表
-2.1.1 が挙げられている．
次ページに，各箇所の被害概要を示す．

図-2.1.1 海岸道路の波浪被害箇所
表-2.1.1 海岸道路の波浪被害の概要
被害概要

No.

被災箇所

年

地形条件

①

一般国道227号江差町尾山

2014

砂浜

直立ブロック式護岸前面の洗掘②

一般国道227上ノ国町大安在

2014

砂浜

重力式擁壁前面の洗掘③

一般国道238号猿払村知来別

2006

砂浜

道路盛土部の洗掘④

一般国道336号広尾町黄金道路

2010

礫

重力式擁壁基礎部の摩耗⑤

一般国道336号えりも町黄金道路

2015

礫

重力式擁壁基礎部・直積ブロック式護岸の摩耗⑥

一般国道229号岩内町雷電

2004

礫

スリット式護岸の摩耗⑦

一般国道231号石狩市雄冬

2015

急勾配地形

消波ブロック沈下に伴う越波柵の損傷⑧

一般国道229号神恵内村大森

2004

急勾配地形

消波ブロック消失に伴う覆道防波板の損傷

142.2 防波施設の摩耗被害事例の分析
2.2.1

一般国道 336 号広尾町黄金道路

一般国道 336 号広尾町黄金道路は礫性海岸を通る路線であり，路線の各所で海岸擁壁の摩耗が見られる.このうち、主な海岸擁壁の摩耗箇所としては，図-2.2.1 示す宝浜第 3 覆道
（L=66ｍ），宝浜第 2 覆道（L=61ｍ），泉浜覆道（L=34ｍ），泉浜覆道～美幌覆道間（L=44ｍ）の 4 箇所が挙げられる．

調査範囲

KP64,050～64,200
泉浜覆道･美幌覆道間

泉浜覆道
宝浜第 2 覆道
宝浜第 3 覆道図-2.2.1 一般国道336号広尾町の摩耗箇所

15

各箇所の摩耗状況を，表-2.2.1 に示す.
いずれも底質は径 20～40cm 程度の玉石であるが，海岸擁壁前面の水深が T.P.-1.0m 程度の
宝浜第 2 覆道と泉浜覆道に比べ，水深が T.P.±0.0m 程度の宝浜第 3 覆道と泉浜覆道・美幌覆道間の摩耗進行速度が速いことがわかる.
以下に，各調査地点の状況を示す.
表-2.2.1 海岸擁壁の摩耗概要
宝浜第3覆道

宝浜第2覆道

泉浜覆道

泉浜覆道・美幌覆道間

覆道竣工年

S46～S61（竣工後46年経過）

S53～S60（竣工後40年経過）

H5～H10（竣工後24年経過）

H3～H10（竣工後25年経過）

最大摩耗深さ

70cm

21cm

18cm

65cm

摩耗速度
（推定）

1.52cm/年

0.53cm/年

0.75cm/年

2.60cm/年

水深T.P.±0.0m

T.P.-1.0m

T.P.-1.0m

T.P.±0.0m

底質玉石（花崗岩）Φ20～40cm程度

玉石（花崗岩）Φ20～40cm程度

玉石（花崗岩）Φ20～40cm程度

玉石（花崗岩）Φ20～40cm程度

模式図

16

（1）宝浜第 3 覆道
宝浜第 3 覆道の前面は径 20～40cm の玉石海岸であり，KP=65,410～65,476（L=66m）
で摩耗が確認された（図-2.2.2 および写真-2.2.1 参照）．
図-2.2.3 および写真-2.2.2 に示すように,最大摩耗量は 70cm であった．

宝浜第３覆道
Kp=65,410

摩耗範囲

Kp=65,476

図-2.2.2 宝浜第3覆道の摩耗範囲

写真-2.2.1 宝浜第3覆道の摩耗状況の全景

17図-2.2.3 宝浜第3覆道の摩耗状況

写真-2.2.2 宝浜第 3 覆道の摩耗状況

18（2）宝浜第 2 覆道
宝浜第 2 覆道の前面は径 20～40cm の玉石海岸であり，KP=65,695～65,756（L=61m）
で摩耗が確認された（図-2.2.4 および写真-2.2.3 参照）．
図-2.2.5 および写真-2.2.4 に示すように,最大摩耗量は 21cm であった．

Kp=65,695
摩耗範囲

Kp=65,756
図-2.2.4 宝浜第2覆道の摩耗範囲

写真-2.2.3 宝浜第2覆道の摩耗状況の全景

19

0.20 m

図-2.2.5 宝浜第2覆道の摩耗状況

写真-2.2.4 宝浜第 2 覆道の摩耗状況

201.00 m（3）泉浜覆道
泉浜覆道の前面は露岩状態で所々に玉石が存在し，KP=74,567～74,602（L=35m）で摩耗が確認された（図-2.2.6 および写真-2.2.5 参照）．
図-2.2.7 および写真-2.2.6 に示すように,最大摩耗量は 18cm であった．

Kp=74,567

摩耗範囲
Kp=74,602

図-2.2.6 泉浜覆道の摩耗範囲

写真-2.2.5 泉浜覆道の摩耗状況の全景

21

3.14 m0.50 m0.20 m1.70 m0.85
0.85 mm
図-2.2.7 泉浜覆道の摩耗状況

写真-2.2.6 泉浜覆道の摩耗状況

22（4）泉浜覆道・美幌覆道間
泉浜覆道・美幌覆道間の前面は径 20～40cm の玉石海岸であり，KP=74,955～75,029（L=74m）で摩耗が確認された（図-2.2.8 および写真-2.2.7 参照）．
図-2.2.9 および写真-2.2.8 に示すように,最大摩耗量は 65cm であった．

摩耗範囲

Kp=74,985

Kp=75,029

図-2.2.8 泉浜覆道・美幌覆道間の摩耗範囲

写真-2.2.7 泉浜覆道・美幌覆道間の摩耗状況の全景

23図-2.2.9 泉浜覆道・美幌覆道間の摩耗状況

写真-2.2.8 泉浜覆道・美幌覆道間の摩耗状況

24

2.2.2

一般国道 336 号えりも町黄金道路

一般国道 336 号えりも町黄金道路では，広尾町管内よりも摩耗が顕著であり, 図-2.2.10に示すオンコの沢覆道（L=100ｍ），荒磯直積ブロック式護岸（L=138ｍ）の 2 箇所において，通行に支障をきたす災害が発生している．

荒磯直積ブロック式護岸
オンコの沢覆道図-2.2.10 海岸擁壁の摩耗箇所

25

（1）オンコの沢覆道
図-2.2.11 に示す一般国道 336 号えりも町オンコの沢第１覆道において，道路変状が生じた．
被災発見時には，オンコの沢第１覆道内において，路面の陥没，海岸擁壁の沈下が確認された．その後，2010 年 12 月 7 日に路面陥没が拡大し，覆道の柱に水平方向のひび割れが確認された．
表-2.2.2 被災概要
発生日時

2010 年 12 月 4 日 6 時 52 分頃

被災箇所

一般国道 336 号 えりも町オンコの沢第 1 覆道（L=100m）

被災規模

覆道海岸擁壁の沈下，路面の陥没

規制状況

2010 年 12 月 3 日 17 時 00 分より全面通行止め

えりも黄金トンネル（H23.2供用開始）
延伸区間
（被災時）

宇遠別トンネル（供用中）
至浦河

被災箇所
図-2.2.11 オンコの沢覆道の位置

26

至広尾

オンコの沢第1覆道起点側

オンコの沢第1覆道終点側

広尾

被災延長 L=12m
徳内覆道

オンコの沢第１覆道

L=124m

L=100m

図-2.2.12 オンコの沢覆道の状況

2009年10月31日撮影

徳内覆道

オンコの沢第１覆道

L=124m

L=100m
被災延長 L=12m

写真-2.2.9

オンコの沢覆道の全景写真

27

写真-2.2.10

オンコの沢覆道の路面陥没状況

28ａ）被災状況
写真-2.2.11 に示すように，当初は海岸擁壁の前面には消波ブロックが設置され，砂浜も存在していた（図-2.2.13 の①）．
2003 年には，消波ブロック前面の砂が消失し，法先のブロックが減耗している様子がうかがえる（写真-2.2.12 参照）．
その後，写真-2.2.13 のように被災箇所より浦河側の消波ブロック消失し，海岸擁壁に直接，波が作用するようになった（図-2.2.13 の②）．
海岸擁壁が露出したことにより，図-2.2.13 の③のように擁壁堤脚部の摩耗が進行して背面の土砂が流出し，道路の陥没に至った．

＜建設当時＞
（① ）

＜現在＞
（③ ）

＜近年＞
（② ）
※十勝沖地震後土砂

路体

図-2.2.13

風化ホルンフェルス

未風化ホルンフェルス

オンコの沢覆道の海岸擁壁の摩耗概念図

29

広尾

浦河
写真-2.2.11※消波ブロックは健全
オンコの沢覆道区間の消波ブロックの状況（1996.4.6）※法先のブロックが減耗

写真-2.2.12

オンコの沢覆道区間の消波ブロックの状況（2003.9.30）

30

※消波ブロックが消失

写真-2.2.13

オンコの沢覆道区間の消波ブロックの状況（2008.10.31）※ブロックの消失範囲が拡大

写真-2.2.14

オンコの沢覆道区間の消波ブロックの状況（2010.5.30）

31

写真-2.2.15

オンコの沢覆道海岸擁壁の摩耗状況

32

（2）荒磯海岸（直積ブロック式護岸）2015 年 10 月 9 日，台風 23 号の接近による高波浪で，一般国道 336 号えりも町荒磯の直積ブロック式護岸が崩落し,上部工が海側に倒壊した（図-2.2.14 参照）.
表-2.2.3

被災概要

発生月日

2015 年 10 月 9 日

被災箇所

一般国道 336 号

被災規模

直積ブロック式擁壁の摩耗・倒壊，上部工の変状

規制状況

海側車線の一部規制

図-2.2.14

えりも町荒磯海岸（L=138m）

荒磯の直積ブロック式護岸の被災箇所

33ａ）被災状況
荒磯海岸の直積ブロック式護岸は，当該区間で頻発する越波対策として 2004 年に建設された（写真-2.2.16 参照）．
建設当時に存在していた直積ブロック式護岸の前面の砂浜が消失した後，写真-2.2.17のように巨礫によって最下段の直積ブロックの摩耗が進行した．最下段の直積ブロックの設置高は，T.P.±0.0m～T.P.＋0.5m 程度である.
2014 年になると最下段の一部が完全に消失し，それに引きずられるように 2 段目の直積ブロックの脱落が発生した．
その後，写真-2.2.18 のように道路管理者によって直積ブロック式護岸の監視が行われていたが，2015 年 10 月 9 日の高波によって直積ブロックの崩落と上部工の変状が発生した（写真-2.2.19 参照）．

写真-2.2.16

建設当時の直積ブロック式護岸（2004年）

34

2007 年

2010 年

2014 年

写真-2.2.17

直積ブロックの摩耗の進行状況

35

写真-2.2.18

被災当時の直積ブロック式護岸の脱落状況（2015年）

写真-2.2.19

上部工の被災状況（海側より撮影）

36ｂ）応急対策
当該区間の摩耗が進行すると，直積ブロック式護岸が海側に倒壊し，写真-2.2.20 に示すように背後の道路本体に影響を及ぼすようになった．
そこで，写真-2.1.21 に示すように緊急的に被災箇所の前面に近傍の旧道区間から流用した消波ブロックを投入して摩耗の進行を防止するとともに，変状した上部工の撤去を行った．
さらに，被災箇所の前後区間においても直積ブロックの摩耗が見られることから，消波ブロックの割り増しを行った（写真-2.2.22 参照）．
その後，上部工を撤去した箇所では越波が道路に到達したため，写真-2.2.23 に示すような仮設越波柵を設置した．

写真-2.2.20

上部工の被災状況（道路側より撮影）37

【 荒磯地区：被災時の状況 】

H27.9撮影

H27.10撮影
写真-2.2.21

被災状況（2015年9月および10月）

38

【 荒磯地区：対策工の実施状況(1) 】

H29.12撮影
波消ブロックH29.12撮影
写真-2.2.22

消波ブロックによる応急対応（2017年12月）

39

【 荒磯地区：対策工の実施状況(2) 】

H30.8撮影
越波防止柵（仮設）

H30.8撮影
写真-2.2.23

仮設越波柵による越波対策（2018年8月）

40

2.2.3

一般国道 229 号岩内町雷電

一般国道 229 号岩内町雷電では，旧道区間に設置されているスリット式護岸の摩耗が進行した（図-2.2.15 参照）．

礫によってスリットが摩耗
し，鉄筋が露出している

図-2.2.15

スリット式護岸の摩耗箇所

41

（１）摩耗状況
スリット式護岸は延長 200m に渡って建設され，図-2.2.16 の左から右に向かって水深が小さくなっている．ここを 4 区間に分けて，図-2.2.17～図-2.2.20 に各区間の摩耗状況を示した．
このうち、スリット支柱の前面水深が T.P.±0.0m～T.P.＋0.5m である B 区間で最も摩耗が進行していた.

トン
ネル

現道
開

旧道

45

46

47

48

49

50

51

52

53

54

55

56

57

58

59

60

61

62

63

玉石

64

スリット式護岸区間 L=20@10.0m=200.0m
0

岬

日

本

海

A1 区間

図-2.2.16

A2 区間

スリット式護岸の全景

42

B 区間

50

C 区間

m

図-2.2.17

A1区間の摩耗状況

43

図-2.2.18

A2区間の摩耗状況

44図-2.2.1945

B区間の摩耗状況

図-2.2.20

C区間の摩耗状況

46

2.3

防波施設の洗掘被害事例の分析

2.3.1

一般国道 227 号江差町尾山

図-2.3.1 に示す一般国道 227 号江差町尾山において，急激な砂浜の洗掘により直積ブロック式護岸が倒壊し，その影響で背面の道路盛土が崩壊した．
表-2.3.1

被災概要

発生月日

2014 年 12 月 3 日

被災箇所

一般国道 227 号江差町尾山町（L=112ｍ）

被災規模

擁壁倒壊，盛土崩壊

規制状況

全面通行止めR227江差町尾山（砂浜海岸）

図-2.3.1

一般国道227号江差町尾山の被災箇所

47

（１）被災状況
・写真-2.3.2 に示す砂浜が高波によって消失し，図-2.3.3 のように直積ブロック式
護岸前面が洗掘された．
・直積ブロック式護岸には裏コンクリートがなく，裏込め土砂が吸出しを受け護岸
背面の空洞化が進行し，護岸の倒壊に至った．（写真-2.3.1 および図-2.3.4～図-2.3.5 参照）

被災箇所

写真-2.3.1

被災箇所の状況

写真-2.3.2

48

被災箇所の状況

図-2.3.2 被災前の堆砂状況（2013年3月5日）

図-2.3.3 被災直前の侵食状況（2014年12月2日）

49

図-2.3.4 被災状況（2014年12月3日）

図-2.3.5 直積ブロック式護岸の倒壊（2014年12月4日）

50

（２）対策状況
当該区間では盛土崩壊の進行を抑制するため，応急対策として図-2.3.6 に示すような袋詰根固工により盛土法面を保護するとともに，定期的なモニタリングにより砂浜の状況を把握した．
その後，恒久対策として直積ブロック式護岸のブロック質量を大きくして対応を完了した．

標準横断図（応急復旧工）
被災前（黄色）
被災後（緑色）応急復旧（赤色）

施

状況写真

図-2.3.6 応急対策

51

2.3.2

一般国道 227 号上ノ国町大安在

図-2.3.7 に示す一般国道 227 号上ノ国町大安在において，急激な砂浜の洗掘により海岸擁壁基部の変状が発生した．
表-2.3.2 被災概要
発生月日2014 年 12 月 2 日～4 日

被災箇所

一般国道 227 号上ノ国町大安在（L=3,000ｍ）

被災規模

擁壁基礎底面の洗掘・基礎杭露出，盛土斜面の洗掘・崩壊

規制状況

路肩規制

R227上ノ国町大安在（砂浜海岸）

図-2.3.7 一般国道227号上ノ国町大安在の被災箇所

52

（１）被災状況
・2014 年 12 月 2 日からの高波により，前浜の砂の流出および基礎地盤の洗掘が進行した．
・海岸擁壁フーチングの露出，擁壁下面および背面土の洗掘・吸い出し・陥没，
道路盛土の洗掘が発生した．
・変状が進行した結果，「擁壁倒壊」および「法面崩壊」に至った（写真-2.3.3
参照）.

＜ 捨てコン部の変状＞＜ 根入れ不足による鋼矢板変状 ＞＜ 海岸擁壁天端の越波痕＞＜ 海岸擁壁未設置部の浸食＞

写真-2.3.3 洗掘による被災状況

53

（２）対策状況
当該区間では，応急対策として写真-2.3.4 に示すようにコンクリートブロックの設置により擁壁基礎部の洗掘を抑制するとともに，袋詰根固工による盛土法面の保護を行った．
また，現在は定期的なモニタリングにより砂浜の状況を監視している．

①②

H2 6 .12.17撮影

H2 6 .12.17撮影②

H2 6 .1217撮影③

H2 6.12.17撮影

一般国道228号

①

③

②

被

前

写真-2.3.4 現地の対策状況

54④

2.3.3

一般国道 238 号猿払村知来別

図-2.3.8 に示す一般国道 238 号猿払村知来別において，急激な砂浜の洗掘により
道路盛土路肩の崩壊が発生した．
表-2.3.3 被災概要
発生月日2006 年 10 月 9 日

被災箇所

一般国道 238 号猿払村知来別（L=100ｍ）

被災規模

盛土部路肩崩壊

規制状況

片側交互通行

R238猿払村知来別（砂浜海岸）

図-2.3.8 一般国道238号猿払村知来別の被災箇所

55

（１）被災状況
・経年的に汀線の後退傾向が見られる海岸であった．
・汀線と国道との離隔距離が小さい区間において，低気圧による高波の影響を受けて急激に砂浜が侵食され，道路盛土の路肩が崩壊した．

写真-2.3.5 被災箇所の状況（全景）

写真-2.3.6 被災箇所の状況（近景）56国道２３８号の現状● H19年 航空写真（浜頓別工区）

進む海岸浸食●海岸侵食の履歴
キロポスト（発生箇所の位置）
KP=227.9～228.1
KP=228.315～228.392
KP=228.494～228.644
KP=225.140～225.400

発生月日（時期）
昭和62年 2 月～3月
平成16年 1 月15日

●日刊宗谷記事■日刊宗谷（H18.10.11）(H18.10.11）

平成17年 3 月 2 日
平成19年12 月31 日※平成18年10月9日2：30～10月14日17：00
片側交互通行（134.5時間）

図-2.3.9 国道238号の海岸侵食

57

（２）対策状況
当該区間では，応急対策として写真-2.3.7 に示すように消波ブロックの設置により道路盛土部の洗掘を抑制するとともに，定期的なモニタリングにより砂浜の状
況を監視している．
現在，恒久対策として山側へのルート変更が計画されている．

国道
消波ブロック

盛土崩壊部

写真-2.3.7 応急対策の状況

58

2.4 急勾配海底地形における防波施設の被害事例
2.4.1

一般国道 229 号神恵内村大森

図-2.4.1 に示す一般国道 229 号神恵内村大森において，大森覆道前面の消波ブロ
ックの沈下や散乱が急速に進行し，覆道防波板の倒壊が発生した．
表-2.4.1 被災概要
発生月日

2004 年 9 月 8 日

被災箇所

一般国道 229 号神恵内村大森覆道（L=50ｍ）

被災規模

覆道防波板の倒壊

規制状況

全面通行止

R229神恵内村大森（急勾配地形）図-2.4.1 一般国道 229 号神恵内村大森覆道の被災箇所

59

（１）被災状況
・当該箇所は，急勾配海底地形に続くリーフ上に建設された覆道であり，異常潮位と高波浪の継続によって消波ブロックが不安定となった．
・消波ブロックの沈下や消失した区間では波力が増大したため，覆道防波板が倒
壊した．

防波板の倒壊範囲

ブロックの消失範囲

写真-2.4.1 覆道防波板の被災範囲

写真-2.4.2 覆道防波板の倒壊状況

60

2.4.2

一般国道 231 号石狩市雄冬図-2.4.2 に示す一般国道 231 号石狩市雄冬において，海岸擁壁前面の消波ブロッ
クの沈下や散乱し，越波柵が損壊した．
表-2.4.2 被災概要
発生月日2015 年 10 月 2 日

被災箇所

一般国道 231 号石狩市雄冬

被災規模

自立式越波柵のポリカーボネイト折板の損壊

規制状況

全面通行止

R231石狩市雄冬（急勾配地形）図-2.4.2 一般国道231号石狩市雄冬の被災箇所

61

（１）被災状況
・当該箇所は，雄冬岬近傍の急勾配海底地形区間に建設された自立式の越波柵であり，写真-2.4.3 に示す範囲で波浪によって消波ブロックが一部消失している．
・消波ブロックの消失した区間では波力が増大したため，越波柵が破損した（写真-2.4.4～写真-2.4.5 参照）．

ブロックの一部消失範囲

写真-2.4.3 越波柵の被災範囲

62

写真-2.4.4 越波柵の被災状況（全景）

写真-2.4.5 越波柵の被災状況（全景）

63

2.5

第 2 章の結論

本章により以下のことが明らかになった．

(1) 礫性海岸における海岸道路の防波施設の摩耗実態について，被災事例を示した．また，砂浜海岸における防波施設の洗掘実態について，被災事例を示した.
(2) 礫性海岸における防波施設の摩耗速度は，T.P.±0.0m 付近で大きくなる傾向が分かった．
(3) 砂浜海岸では，高波によって急激に防波施設前面の地盤が洗掘され,道路に深刻な影響を及ぼすことを明らかにした．
(4) 砂浜海岸における洗堀に伴う重大災害に共通する要因は前浜の減少であり，定期的なモニタリングによる現状把握と，適切な消波工の設置が必要であることを示した.
(5) 急勾配海底地形に建設された防波施設では，消波ブロックの沈下や散乱が急速に進行し，背後の道路関連施設に大きな被害を発生していることを明らかにした.

64

2.6 参考文献
1) 一般財団法人 北海道道路管理技術センター：平成 28 年度 海岸擁壁の波浪による摩耗・洗掘調査 報告書，2017 年 3 月.
2) 一般財団法人 北海道道路管理技術センター：平成 29 年度 海岸擁壁の波浪による摩耗・洗掘調査 報告書，2018 年 3 月.
3) 一般財団法人 北海道道路管理技術センター：平成 30 年度 海岸擁壁の波浪による摩耗・洗掘調査 報告書，2019 年 3 月.

65

第3章
礫性海岸におけるスリット式護岸の摩耗被害の分析

66

3.1 礫性海岸におけるスリット式護岸の現状
3.1.1

海岸地形の特徴

検討対象とした一般国道 229 号岩内町雷電のスリット式護岸（延長 200 m）は，日
本海の西北西に面した海岸に，1988～1990 年の 3 年間で汀線に近接した道路のために建設されたものである（図-3.1.1 参照）．
周辺海域は夏季には静穏が続くが，冬季には北西の季節風による波浪の影響を大きく受ける．図-3.1.2 に示すように岬の岩礁近傍で最も水深が大きく，平面図の右側に向かって水深が小さくなっている．スリット番号 60 付近に汀線が位置し，陸側には直径 10～30 cm 程度の粗石が堆積している状況である．スリット式護岸は，旧道に面して設置されており，護岸の直上に 2 車線道路が配置されている．
断 面 図

正 面 図

7500

2000

3750

700

3700

600

5500

500 1000

3750

500

500
700

500
700

EL=0.00

700

単位：mm

800

H.H.W.L図-3.1.1 スリット式護岸

トン
ネル

現道
開

旧道

45

46

47

48

49

50

51

52

53

54

55

56

57

58

59

60

61

62

63

玉石

64

スリット式護岸区間 L=20@10.0m=200.0m
岬

0

日

本

海

図-3.1.2 対象海岸の平面図

67

50

m

3.1.2スリット式護岸の摩耗調査

摩耗に関する現地調査は，2004 年と 2017 年に実施した．写真-3.1.1 は，2017 年に撮影されたスリット式護岸の内部の状況を示しており，遊水室内に粗石が堆積していることがわかる．写真-3.1.2 に示すように，柱と底版で摩耗が進行し，一部の鉄筋の露出が確認された．柱については，前面，側面，背面の合計 4 面，底版について
は柱と柱の中央部で，それぞれ摩耗深さを計測した．

写真-3.1.1 スリット内部の状況

支柱部
摩耗(15cm)
露出した鉄筋
底版部摩耗(40cm)

写真-3.1.2 摩耗状況

68

3.1.3

摩耗量と水深の関係

図-3.1.3 に，2004 年と 2017 年における柱前面の摩耗深さを示す．図中には，T.P.
を基準とした地盤高も示している．
摩耗は，水深 1.0 m より浅いスリット番号 58 から 64 までの 70 m 区間で発生している．摩耗深さは，汀線位置で最大となり，その値は 2004 年で 130 mm，2017 年で278 mm であった．竣工後 27 年経過していることから，摩耗速度は柱前面で 10 mm/
年である．
一方，
柱の側面および背面における 2017 年の摩耗深さは，それぞれ 160 mm，100 mm であり，柱前面に比べてその値は小さい．

1.5

500
400

1.0

300
200

0.5

100

-100
-200

0.0
45 46 47 48 49 50 51 52 53 54 55 56 57 58 59 60 61 62 63 64

スリット番号-0.5

2004計測値-300

2017計測値

-400

地盤標高

-1.0

-500

-1.5

-600
-2.0

-700
-800

-2.5

-900
-1000

-3.0

図-3.1.3 柱前面の摩耗深さ

69

地盤高（T.P. m)

摩耗深さ（mm）

0図-3.1.4 に，2004 年と 2017 年における底版の摩耗深さを示す．全体的な傾向は，
柱前面と同じであるが，摩耗深さはおよそ 3 倍となっている．

1000
900

摩耗深さ（mm）

800
700
600
500

2004計測値

400

2017計測値

300
200
100
0
45 46 47 48 49 50 51 52 53 54 55 56 57 58 59 60 61 62 63 64

スリット番号
図-3.1.4 底版の摩耗深さ

703.2 水理模型実験
3.2.1

実験水路

スリット式護岸の粗石の移動特性と越波特性を把握するため，水理模型実験を行った．
2 次元造波水路（長さ 24.0 m，幅 0.6 m，高さ 1.0 m）内に勾配 1/15 の海底地形を作製した．実験は縮尺 1/40 の越波特性実験と，縮尺 1/20 の粗石の安定実験の 2 種類に分けられる．いずれの実験においても写真-3.2.1 に示した現地におけるスリット式護岸を再現した．実験はすべて不規則波で行い，150 波 1 波群とした．以下においては，すべて現地量で表記する．

写真-3.2.1 現地のスリット式護岸の状況

71

3.2.2

縮尺 1/20 実験

粗石の天端から静水面までの水深 d を図-3.2.1 に示すように-0.5, 0.0, 0.5 および
1.0 m の 4 種類に変化させた．波浪条件は，周期 T0’を 7.0, 9.0, 11.0, 13.0 s の 4 種類，
換算沖波波高 H0’は 0.50, 0.75, 1.00, 1.25, 1.50, 2.00, 2.50, 3.00, 4.00 m の 9 種類に変化させた．粗石の質量は 100 kg で一定とし，護岸前方から同じ質量の粗石を黄，赤，白と彩色し，写真-3.2.2 のように設置した．護岸上方にデジタルビデオカメラを設置して，粗石の移動状況を撮影した．この映像を分析し，粗石の移動距離を移動時間で除すことにより，粗石の衝突速度を推定した．さらに，粗石衝突時の水粒子速度をプロペラ流速計により計測した．

0.6 m(3.0 cm)
0.6 m(3.0 cm)
1.0 m(5.0 cm)

5.5 m(27.5 cm)
0.5 m
(2.5 cm)

0.5 m(2.5 cm)

図-3.2.1 実験断面（縮尺：1/20）

スリット10本

写真-3.2.2 粗石移動前の状況

72

0.6 m
(3.0 cm)
3.7 m(18.5 cm)

3.2.3

縮尺 1/40 実験

波浪条件は周期 T0’を 11.0 s で一定とし，換算沖波波高 H0’は 1.0, 2.0, 3.0, 4.0, 5.0, 6.0,
7.0, 8.0 m の 8 種類に変化させた．図-3.2.2 のように護岸前面から現地量で 4m 離れた地点にプロペラ流速計を設置し，水粒子速度を計測した．
図-3.2.3 に示す 4 パターンに対して，越波樋を設けることで，越波量を計測し，これを時間と樋の幅で除すことで単位幅，単位時間当たりの越波流量を求めた．なお，
波高は設計条件である H0’= 9.0 m を加え，合計 9 種類に変化させた．

0.6 m(1.5 cm)

プロペラ流速計

4.0 m
3.7 m
(10.0 cm) (9.25 cm)
0.8 m(2.0 cm)

図-3.2.2 実験断面（縮尺：1/40）

73

1.50 m(3.75 cm)

5.50 m(13.75 cm)

2.10 m
(5.25 cm)➀

スリット式護岸②

コンクリート充填7.00 m(17.5 cm)

2.91 m(7.30 cm)③④

消波ブロック

図-3.2.3 摩耗対策の断面形状

74

直立護岸

3.3 スリット式護岸における粗石の移動特性
3.3.1

粗石の移動パターン写真-3.3.1 に，d = 0.0 m，T0’= 11.0 s，H0’= 3.0 m における粗石の移動状況を示す．
スリット内部には白色の粗石の割合が大きく，法先にあった粗石が移動しやすいことが明らかとなった．
ここでは，内部に残留した個数と目視観測で得られた衝突個数の合計値を水路幅方向のスリットの本数（10 本）で除したものを衝突回数とする．その衝突回数を 150
波で除し，スリット 1 本に対して 1 波あたりの衝突回数を衝突率 N とする．

写真-3.3.1 実験後の粗石の移動状況

75

3.3.2

波高と粗石の衝突率

図-3.3.1 は，T0’= 11.0 s に対して，粗石の衝突率 N と換算沖波波高 H0’の関係を水深ごとに示している．
衝突率 N が 0.01 を上回る条件は，水深 d = 0.0 m では H0’= 0.85 m，水深 d = 0.5 m
では H0’=1.40 m，それ以外の水深では H0’= 1.70 m となる．これらは谷本ら 1)の計算
値とほぼ一致することを確認している．また，嶋﨑ら 2)は，d = 0.0 m の条件下で，粗石の質量変化による衝突限界について検討しており，これを用いると粗石の質量の違いも考慮できる．
すべての水深条件において，H0’=2.00 m 以上になると N が著しく増加する．また，
水深 d = 0.0 m において粗石の移動が顕著となり，現地における摩耗が進行している
水深と一致している．

衝突率 N

0.14
0.12

T0’ = 11.0 s
M = 100 kg

0.10：d= 1.0（m）

0.08：d= 0.5（m）：d= 0.0（m）

0.06：d= -0.5（m）

0.04
0.02
0.00
0.00

0.50

1.00

1.50

2.00

2.50

3.00

換算沖波波高 H0'(m)図-3.3.1 衝突率に対する水深の影響

76

3.50

4.00

4.50

図-3.3.2 は，粗石の移動が最も激しい d = 0.0 m に対して，粗石の衝突率 N と換算
沖波波高 H0’の関係を周期ごとに示している．
T0’= 7.0 s においては，粗石の移動が確認できなかった．また，周期が長いほど衝突率が高くなることが明らかとなった．
0.20
0.18
0.16

衝突率 N

0.14
0.12

d = 0.0 m
M = 100 kg：T0 ’ = 13.0 s：T0 ’ = 11.0 s：T0 ’ = 9.0 s：T0 ’ = 7.0 s

0.10
0.08
0.06
0.04
0.02
0.00
0.00

0.50

1.00

1.50

2.00

2.50

3.00

換算沖波波高 H0'(m)図-3.3.2 衝突率に対する周期の影響

77

3.50

4.00

4.50

3.4 スリット前面における流況特性
3.4.1

水粒子速度と波高の関係

図-3.4.1～図-3.4.3 は各周期における水粒子速度 uw と換算沖波波高 H0’の関係を示している．
ここでは最大流速 uw max，1/20 最大流速 uw 1/20 および 1/10 最大流速 uw 1/10 の 3 種類の代表値について示している．波高条件によって 1 波群における粗石の衝突回数が異なるため，同図を用いて対応する流速の値を求めた．いずれの周期に対しても，概ね
H0’= 5.0 m から流速が頭打ちの傾向が見られることから，3.3.1 で示した粗石の衝突率も H0’= 5.0 m をピークに頭打ちになると考えられる．

8T0’ = 9.0 s

7水粒子速度 uw(m/s)

6
5
4
3
2
1
0
0

1

2

3

4

5

6

7

換算沖波波高 H0'(m)図-3.4.1 換算沖波波高と水粒子速度の関係（T0’=9s）

78

8

9

8
T0’ = 11.0 s

水粒子速度 uw(m/s)

7
6
5
4
3
：最大流速 uw max

2：1/20最大流速 uw 1/20

1

：1/10最大流速 uw 1/10

0
0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

換算沖波波高 H0'(m)図-3.4.2 換算沖波波高と水粒子速度の関係（T0’=11s）

8
T0’ = 13.0 s

水粒子速度 uw(m/s)

7
6
5
4
3

：最大流速 uw max

2：1/20最大流速 uw 1/20

1

：1/10最大流速 uw 1/10

0
0

1

2

3

4

5

6

7

換算沖波波高 H0'(m)図-3.4.3 換算沖波波高と水粒子速度の関係（T0’=13s）

79

8

9

3.4.2

粗石の衝突回数と衝突速度

粗石の衝突時の水粒子速度 uw を求め，これと粗石の衝突速度 uｓの関係を示したのが図-3.4.4 である．
図中には周期および波高ごとにプロットしており，平均的な傾向に着目すると，粗石の衝突速度は水粒子速度の約 0.6 倍であることが明らかとなった．
粗石の衝突回数は，周期と波高の条件が決まれば，図-3.3.2 により求めることができる．次に，図-3.4.1～図-3.4.3 に示した周期ごとの波高と流速の関係を用いて，粗石の衝突回数に対応した水粒子速度が得られ，この値を 0.6 倍することにより粗石の衝突速度を算出することができる．

5
赤 ：T0 ’ = 13.0 s 緑 ：T0 ’ = 11.0 s 青 ：T0 ’ = 9.0 s：H0’= 0.75（m）：H0’= 1.00（m）：H0’= 1.50（m）

粗石の衝突速度us(m/s)

4：H0’= 2.00（m）

3：H0’= 3.00（m）

2

1

0
0

1

2

3

4

水粒子速度uw(m/s)
図-3.4.4 水粒子速度と粗石の衝突速度の関係

80

5

6

3.5 コンクリートの摩耗量の推定
3.5.1

摩耗量の算定式

コンクリートの摩耗量（ADM）は，豊福ら 3)が室内実験から導いた以下の算定式により求めた．

ADM = 10 −2.2347 ⋅ N 0.5504 ⋅ M L

0.4709⋅ us

1.2030⋅ fc −0.5074(3.5.1)

ここで，N は衝突回数，ML は粗石の質量，us は衝突速度，fc はコンクリートの圧縮強度を表している．
摩耗量を推定するにあたり，粗石の質量は 100 kg で一定とし，ここではコンクリートの強度は 40 N/mm2 とした．また，現地に近いナウファス観測点における 2 時間ごとの有義波高および有義波周期を用いて，3.3 および 3.4 で得られた実験結果から
2 時間分の衝突回数と衝突速度が求められる．これを式(3.5.1)に代入することにより 2 時間分の摩耗量を算出した．

81

3.5.2

モデル時化における摩耗量の推定

図-3.5.1 に 2004 年 3 月 31 日～4 月 3 日までの波浪データを示す．4 月 2 日の 2 時に有義波高は 4.4 m となっていることから，3.2 の実験結果を適用すると，同日の 2～4 時の 2 時間での衝突回数は約 30 回と計算できる．また，有義波周期は 9.1 s となっていることから，3.3 の実験結果をもとにすると，粗石の衝突速度は約 2.8 m/s と計算できる．
これらを式(3.5.1)に代入すると 2 時間の摩耗量は 0.17 mm と算出できる．
H0’= 0.75 m 以上となった 2 日間に対してこの計算を行うことにより，モデル時化による摩耗量が約 1 mm であることが明らかになった．
7

9.1s：有義波周期
：有義波高

6

10
9

5

7

4.4m

6

4

5
3

4
3

2

2
1
0

1

2時
3/31
18時

4/1
0時

6時

12時

18時

4/2
0時

6時

12時

図-3.5.1 波高と周期の時間変化

82

18時

4/3
0時

0
6時

有義波周期 T1/3 (s)有義波高 H1/3 (m)83.5.3

摩耗量の経年変化

1 年分の波浪データを用いてモデル時化と同様の計算を行い，供用期間中の摩耗量を足し合わせて累積摩耗量を求めた．図-3.5.2 に累積摩耗量と西暦年の関係を示す．
なお，コンクリートの圧縮強度については，25 N/mm2，40 N/mm2，55 N/mm2 の 3種類に変化させた．
図中の丸印は現地の摩耗計測結果であり，14 年目と 27 年目の累積摩耗量は，計算による推定累積摩耗量の傾向と概ね一致していることがわかる．

400

推定累積摩耗量
: fc = 25 N/mm2: fc = 40 N/mm2: fc = 55 N/mm2: 累積摩耗量（現地観測値）

300
250
200
150
100
50

西暦年

図-3.5.2 年数と累積摩耗量の関係

83

2019

2018

2017

2016

2015

2014

2013

2012

2011

2010

2009

2008

2007

2006

2005

2004

2003

2002

2001

2000

1999

1998

1997

1996

1995

1994

1993

1992

1991

0

1990

累積摩耗量 ADM (mm)350

3.6 補修工法に関する検討
3.6.1

断面形状

現地においては常時の波浪に対して，写真-3.6.1 に示すような越波飛沫の打ち上げが発生しており，スリット部の消波機能を維持することが必要となる．
このため，補修工法に関しては，図-3.6.1 示す 4 パターンの断面形状について比較検討を行った．①は現状のスリット式護岸で，②は摩耗部分にコンクリートを 2.1mの高さまで充填したもの（コンクリート充填），③はその前面に消波ブロックを設置したもの（消波ブロック），④はスリット全部にコンクリートを充填したもの（直立護岸）である．
これらの 4 パターンに対して，越波実験を行った．

8.30（ｍ）

写真-3.6.1 現地の越波状況

84➀1.50 m
スリット式護岸②

コンクリート充填(3.75 cm)

5.50 m(13.75 cm)

2.10 m
(5.25 cm)

※摩耗高までコンクリート充填※摩耗部分を原形復旧③

消波ブロック④

直立護岸※摩耗高までコンクリート充填＋ブロック設置（流用材）

7.00 m(17.5 cm)

2.91 m(7.30 cm)

※スリット部分をコンクリート充填

図-3.6.1 摩耗対策

85

3.6.2

越波流量に基づく最適案

図-3.6.2 に各パターンの越波流量 q と換算沖波波高 H0’の関係を示している．越波
流量は直立護岸で最も大きく，設計波である H0’= 9.0 m で q = 1.0×10-2 m3/m/s を超えている．残りの 3 パターンについては，当該海域において波浪警報が発表される
H0’=6.0 m において q = 1.0×10-4 m3/m/s 以下であり，通行車両の安全性は確保されている．ただし，H0’=7.0 m 以上の条件では，消波ブロックとスリット式護岸に比べてコンクリート充填の越波流量は大きいことが明らかになった．
以上示した実験結果に加えて，当該箇所では流用材として消波ブロックを確保できることから，消波ブロック案が最適と判断できる．ただし，スリットと同様に消波ブロックも摩耗すると考えられるので，定期的に現地調査を行い，消波ブロックが摩耗
し，消波性能が低下していた場合には，消波ブロックの補充を行う必要がある．
1.0E+00: スリット式護岸

越波流量 q (m3/m/s)

1.0E-01

1.0E-02: コンクリート充填: 消波ブロック: 直立護岸1.0E-03

1.0E-04

1.0E-05

T0’ = 11.0 s
1.0E-06
0.00

1.00

2.00

3.00

4.00

5.00

6.00

7.00

8.00

換算沖波波高 H0’ (m)図-3.6.2 各パターンの越波流量

86

9.00

10.00 11.00

3.7

第 3 章の結論

本章により以下のことが明らかになった．

(1) 現地においては，T.P.±0.0 m 付近のスリットの摩耗が最も激しく，最大で 278 mmであった．27 年間の摩耗速度は 10 mm/年程度であった．
(2) 粗石の衝突率は前面水深 d = 0.0 m で最も大きく，現地における摩耗状況と一致した．また，周期が長いほど粗石の衝突率が大きくなることが明らかとなった．
(3) 換算沖波波高と粗石の衝突速度については，粗石の移動が確認できる縮尺 1/20 の模型実験により関係を示した．さらに，換算沖波波高とスリット部の流速の関係を求めたところ，波高 5 m で流速が頭打ちとなることが分かった．
(4) 当該護岸の近傍における波浪観測データより粗石の衝突回数と衝突速度を求め，豊福らの算定式を用いることにより，現地における摩耗量を推定できることを明らかにした．
(5) スリット式護岸の補修工法については，摩耗した部分をコンクリートで充填し，前面に消波ブロックを設置することが最適であることを示した．

87

3.8 参考文献

1) 谷本勝利，柳生忠彦，村永努，柴田鋼三，合田良実：不規則波実験による混成堤マ
ウンド被覆材の安定性に関する研究，港湾技術研究報告 第 21 巻，第 3 号，pp.3-42，
1982.
2) 嶋崎皓輝，木村克俊，名越隆雄：スリット式護岸前面における波浪による粗石の移動特性，第 73 回土木学会年次学術講演会，II-206，2018.
3) 豊福俊泰，宮川邦彦，豊福俊英:コンクリートの衝撃摩耗特性に関する研究，コンク
リート工学年次論文報告集，Vol. 20，No. 2，1998.

88

第4章
礫性海岸における
直積ブロック式護岸の摩耗被害の分析

894.1 礫性海岸における直積ブロック式護岸の現状
4.1.1

現地における護岸改良の経緯

検討対象とした一般国道 336 号えりも町荒磯では, 高波時に越波による通行障害が発生しており，1 年間に数回程度の通行止めが行われてきた．2003 年 9 月 26 日に発生した十勝沖地震による地盤沈下の影響を受けて，越波による通行障害の発生頻度が急増した．通行止めは，2002 年度には 7 回，175 時間であったのに対し，2003 年度には 23 回，579 時間となった．
当該海岸は，2003 年まで直立護岸であり，前浜では拾い昆布漁の良好な漁場となっていたため，越波対策に際しては前浜の消失を最小限に抑えることが求められた．
そこで，前浜を確保しつつ消波効果を期待できる越波対策工として，2004 年に直積ブロック式護岸への改良工事が実施された（図-4.1.1 参照）．
直積ブロック式護岸への改良後は，警報が発表される波高 6m クラスの高波が発生した際にも，越波による通行止め等の措置は講じられていない．しかしながら，礫性
海岸に設置された当該護岸では，その後コンクリート部材の摩耗が急速に進行し，護岸自体の安全性やその背後道路に深刻な影響を及ぼしている．

1.00

単位 : m
3.00

2.10
1.40

H.H.W.L. +1.40
H.W.L. +0.70
L.W.L. -0.90
図-4.1.1 直積ブロック式護岸

90

3.00

4.1.2

直積ブロック式護岸の摩耗調査

現地の摩耗状況を把握するため，摩耗調査を 2008 年，2011 年，2013 年の合計 3 回実施した．
図-4.1.2 に摩耗被害が発生した護岸の平面配置を示す．摩耗調査は，図中の測線
No.1～No.5 の 5 か所で実施した．

2車線道路

22.6m
24.0m
1.4m
2
No.5
No.4
22.5m
No.3
m
0
No.2
.
4
2
0
No.1

1

1

1.5
2
0.5

2

図-4.1.2 対象海岸の平面図

91

0m

25m

50m

写真-4.1.1 は，2011 年に撮影された直積ブロック式護岸の摩耗状況を示している．
最も摩耗が顕著であった測線 No.3 で撮影されたもので，最大摩耗量は 620 mm となっている．
護岸前面や内部には，直径 20～30 cm，質量 50 kg 程度の粗石が堆積しており，直積ブロックの最下段において，特に摩耗が進行している．
2011 年の調査における最下段の摩耗量は，測線 No.1 では 280 mm，測線 No.2 では
500mm，測線 No.4 では 560 mm，測線 No.5 では 200 mm であった．
測線 No.3 の前面に最も多くの粗石が存在し，波の作用により，これらの粗石が複数回にわたって護岸に衝突し，摩耗が進んだと考えられる．
当該護岸は太平洋に面しているため，1 日を通じて最大 1.5 m の潮位差が生じる．
最下段の直積ブロックの底面は H.W.L.の高さにほぼ一致しており，粗石が衝突しやすかったものと考えられる．測線 No.3 の最下段の摩耗深さは，2008 年で 400 mm，2011
年で 620 mm，2013 年で 700 mm であった．
2011 年の摩耗量の計測値である 620mm を用いると，施工後 7 年経過していたことから，年平均摩耗速度は 88.6 mm/年となる．名越ら 1)によるスリット式護岸の摩耗速
度は 5～10mm/年程度であり，直積ブロック式護岸は 10 倍程度の速さで摩耗している
ことが分かった．

620mm

写真-4.1.1 直積ブロック式護岸の摩耗状況（No.3）

92

4.2 水理模型実験
4.2.1

実験水路

直積ブロック式護岸の前面における粗石の移動特性と越波特性を把握するため，水理模型実験を行った．
2 次元造波水路（長さ 24.0 m，幅 0.6 m，高さ 1.0 m）内に勾配 1/30 の海底地形を作製した．実験は縮尺 1/35 の越波実験と，縮尺 1/25 の粗石の安定実験の 2 種類に分けられる．いずれの実験においても写真-4.2.1 に示す現地における直積ブロック式護岸を再現した．実験はすべて不規則波で行い，150 波 1 波群とした．以下においては，
すべて現地量で表記する．

写真-4.2.1 現地の直積ブロック式護岸

93

4.2.2

縮尺 1/25 実験

粗石の天端から静水面までの水深 d を図-4.2.1 に示すように-0.5, 0.0, 0.5 および
1.0 m の 4 種類に変化させた．波浪条件は，周期 T0’を 9.0，11.0，13.0 s の 3 種類，
換算沖波波高 H0’は 0.50, 0.75, 1.00, 1.25, 1.50, 2.00, 2.50, 3.00, 4.00 , 5.00 m の 10 種類に変化させた．粗石の質量は 50 kg で一定とし，護岸前方から同じ質量の粗石を黄，赤，白と彩色し，写真-4.2.2 のように設置した．粗石の天端面は最下段のブロック
基面と一致させ，法面勾配は 1:3 で一定とした．
護岸上方にデジタルビデオカメラを設置して，粗石の移動状況を撮影した．この映像を分析し，直積ブロックの間に入り込む粗石の移動距離を求め，これを移動時間で除すことにより，移動速度を推定した．

縮尺 1/25
平面図
1.00 m(4.00 cm)

0.50 m(2.00 cm)
0.50 m(2.00 cm)

1.40 m(5.60 cm)

12 m
(60.0 cm)

現 地量
（実験量）

図-4.2.1 実験断面（縮尺：1/25）(a) 移動前写真-4.2.2 粗石移動前の状況

94

4.2.3

縮尺 1/35 実験

波浪条件は周期 T0’を 13.0 s で一定とし，換算沖波波高 H0’は 1.0, 2.0, 3.0, 4.0, 5.0, 6.0,
7.0, 8.0 m の 8 種類に変化させて，図-4.2.2 に示す 4 パターンに対して，越波流量 qと最大打ち上げ高 Rmax を計測した．

2.10 m(6.00 cm)

2.80 m(8.00 cm)

1.40 m(4.00 cm)➀

直積ブロック式護岸②

4.55 m
(13.0 cm)

コンクリート充填5.60 m
(16.0 cm)③

消波ブロック④

図-4.2.2 摩耗対策の断面形状

95

直立護岸

4.3 直積ブロック式護岸における粗石の移動特性
4.3.1

粗石の移動パターン

写真-4.3.1 に，d = 0.0 m，T0’= 11.0 s，H0’= 4.0 m における粗石の移動状況を示す．
直積ブロック内部には赤色の粗石が多く存在し，静水面よりやや低い位置の粗石が移動しやすいことが明らかとなった．
ここでは，波の作用後にすべての直積ブロックを除去し，直積ブロック内部に残留した粗石の個数と前面に衝突した粗石の個数を計測した．これらを合計した値を水路
幅方向の直積ブロックの個数 (10.5 個) で除したものを衝突回数 N と定義した．N は
150 波における直積ブロック 1 個当たりの粗石の衝突回数を表している．

(b) 移動後写真-4.3.1 実験後の粗石の移動状況

964.3.2

波高と粗石の衝突回数

図-4.3.1 は，T0’= 13.0 s に対して，粗石の衝突回数 N と換算沖波波高 H0’の関係を水深ごとに示している．
水深 d = 0.0 m では，静水面と粗石の天端面が同一であるため，波のエネルギーが粗石に伝わりやすい．
d = 0.5 m においては，H0’ = 3.0 m のときピークとなる．これは粗石の上を砕波後の波面が通過し，粗石に作用する流速が大きくならないためと考えられる．
d = -0.5 m において，衝突回数が少ないのは，ある程度波高が大きくならないと，遡上波の水脈厚が大きくならないためである．
また，水深 d = 0.0 m においては，粗石の移動が最も顕著となり，現地における摩耗が進行している水深条件と一致している．

14
T0’ = 13.0 s

12
衝突回数 N (回/150波): d = 1.0 m: d = 0.5 m

10: d = 0.0 m

8: d = -0.5 m

6
4
2
0
0

1

2

4
3
換算沖波波高 H0’ (m)図-4.3.1 衝突回数に対する水深の影響

97

5

6

図-4.3.2 は，粗石の移動が最も顕著であった d = 0.0 m に対して，粗石の衝突回数
N と換算沖波波高 H0’の関係を周期ごとに示している．
衝突回数は波高とともに直線的に増加し，どの周期においても波高 4.0 m でピークとなっている. 波高が大きくなると 1 波群中で砕波する波が多くなるため，波高 5.0 m
では衝突回数は少なくなると考えられる．また周期が長くなると，衝突回数は多くなることが示された．
4 種類の水深に対して，それぞれ粗石の衝突回数と換算沖波波高 H0’の関係を周期ごとに明らかにし，次頁で摩耗量を推定した．

14
d = 0.0 m

12

衝突回数 N (回/150波):T=9s: T = 11 s

10

: T = 13 s

8
6
4
2
0
0

1

2

3
4
換算沖波波高 HO’ (m)図-4.3.2 衝突回数に対する周期の影響

98

5

6

4.3.3

粗石の移動速度と水粒子速度の関係

粗石の移動速度については，4.2.2 で記述した方法により，1 波群 150 波中の最大の粗石移動速度 Vmax を実測した．護岸前面における水粒子速度 Umax は，混成堤マウ
ンドに対して谷本ら 2)，高橋ら 3)が提案した以下の算定式により求めた．

gH max κh'2

U max =

(4.3.1)κ = κ1 ⋅ (κ 2 )0(4.3.2)2kh'
sinh 2kh'(4.3.3)(κ 2 )0 = sin 2 kBΜ

(4.3.4)

κ1 =ここで，κ は無次元流速，Hmax は合田の砕波指標 4)に基づく略算式により計算し，
水深 h’は護岸前面水深を用いた．

99

図-4.3.3 は，水深 d = 0.0 m に対して，粗石の最大移動速度 Vmax と最大水粒子速度
Umax の関係を周期ごとに示している．
粗石は Umax が 1.5m/s 付近で移動開始するが，この流速は 50kg の粗石の移動限界に相当する．
周期の長い波ほどピーク流速の継続時間が長いため，最大移動速度 Vmax が大きくなる傾向がある．また，いずれの周期の場合も，Umax に対して Vmax の変化が頭打ちとな
っている．

2.5

最大移動速度 Vmax (m/s)

d = 0.0 m

2

1.5

1
: T = 13.0 s

0.5: T = 11.0 s: T = 9.0 s

0
0

1

2

3
4
5
最大水粒子速度 Umax (m/s)

6

図-4.3.3 衝突回数に対する周期の影響

100

7

8

4.4 コンクリートの摩耗量の推定
4.4.1

摩耗量の算定式

コンクリートの摩耗量（ADM）は，豊福ら 5)が室内実験から導いた以下の算定式により求めた．

(4.4.1)

ここで，N は衝突回数，ML は粗石の質量，V は移動速度，fc はコンクリートの圧縮強度を表している．
摩耗量を推定するにあたり，実験を行った粗石質量である 50 kg を計算でも用いた．
また，摩耗被害の発生個所に近接したナウファス観測点における 2 時間ごとの潮位，
有義波高および有義波周期のデータを用いて，4.3 で得られた実験結果から衝突回数
N と移動速度 V を求めた．

101

4.4.2

モデル時化における摩耗量の推定

図-4.4.1 に 2010 年 9 月 25 日～27 日までの波浪データを示す．26 日の 10 時の有義波高は 3.10 m，有義波周期は 13.1 s であった．潮位は 0.74 m で，ブロック最下段の基面水深 d = 0.0m と一致していた．前出の図-4.3.2 および図-4.3.3 を用いて，衝突回数および移動速度を求め，これらを式(4.4.1)に代入すると 2 時間分の摩耗量は0.13mm と算出できる．

516: 有義波周期 T1/3
: 有義波高 H1/3

潮位・有義波高 H1/3 (m)

4

13.1s

: 潮位

14
12

3.5
3.10m

10

3
2.5

8

2

6

1.5
4
1

0.74m
2

0.5
0

10時
9/25
0時

6時

12時

18時

9/26
0時

6時

12時

18時

図-4.4.1 潮位・波高・周期の時間変化

102

9/27
0時

0
6時

12時

有義波周期 T1/3 (s)4.5

4.4.3

摩耗量の経年変化

1 年分の波浪データを用いてモデル時化と同様の計算を行い，供用期間中の摩耗量を足し合わせて累積摩耗量を求めた．
図-4.4.2 に累積摩耗量と西暦年の関係を示す．なお，コンクリートの圧縮強度については，15 N/mm2，25 N/mm2，40 N/mm2，55 N/mm2 の 4 種類に変化させた．図中に〇印でプロットした 4 年目，7 年目，11 年目の累積摩耗量は，15 N/mm2 と 25 N/mm2 の間に位置しており，現地の累積摩耗量の傾向と概ね一致する．
圧縮強度の大きいコンクリートでは，摩耗量が小さくなるため，高強度繊維補強コン
クリートを用いることにより，摩耗速度を抑えられると考えられる．
以上に示した方法を用いることにより，代表的な粗石の質量と将来予想される波浪データが明らかとなれば，摩耗量を予測することが可能となる．
1400

累積摩耗量 ADM (mm)

1200
1000
800

推定累積摩耗量
: fc = 15 N/mm2: fc = 25 N/mm2: fc = 40 N/mm2: fc = 55 N/mm2
現地摩耗量（計測値）:累積摩耗量（現地観測値）

600
400
200
0
2004

2006

2008

2010
年

2012

図-4.4.2 摩耗量の経年変化

103

2014

2016

4.5 補修工法に関する検討
4.5.1

断面形状

現地においては常時の波浪に対して，写真-4.5.1 に示すような越波飛沫の打ち上げが発生しており，直積ブロック部の消波機能を維持することが必要となる．
このため，補修工法に関しては，図-4.5.1 示す 4 パターンの断面形状について比較検討を行った．
①は現状の直積ブロック式護岸で，②は下二段にコンクリートを充填したもの（コンクリート充填），③はその前面に 12t 相当の消波ブロックを天端 2 個並びで設置したもの（消波ブロック），④は直積ブロック全てにコンクリートを充填したもの（直立護岸）である．
これらの 4 パターンに対して，越波実験を行った．

写真-4.5.1 現地の越波状況

1042.10 m(6.00 cm)

2.80 m(8.00 cm)

1.40 m(4.00 cm)

※摩耗部分を原形復旧➀※摩耗高までコンクリート充填

直積ブロック式護岸②

コンクリート充填※摩耗高までコンクリート充填＋ブロック設置（流用材）

4.55 m
(13.0 cm)

5.60 m
(16.0 cm)

※直積ブロック部をコンクリート充填③

消波ブロック④

図-4.5.1 摩耗対策

105

直立護岸

4.5.2

越波流量に基づく最適案

写真-4.5.2～写真-4.5.3 にコンクリート充填と消波ブロックにおける H0’= 6.0m の場合の最大打ち上げ高を示す．消波ブロックを設置することで，打ち上げ高が顕著に減衰することが明らかとなった．

コンクリート充填R

写真-4.5.2 最大打ち上げ高の状況（コンクリート充填）

消波ブロックR

写真-4.5.3 最大打ち上げ高の状況（消波ブロック）106

図-4.5.2 に各パターンの越波流量 q と換算沖波波高 H0’の関係を示す．
直積ブロック式護岸と消波ブロックは，道路の通行限界である q = 1.0×10-4 m3/m/s
未満に越波を抑制できることが分かる．
一方，コンクリート充填では H0’= 5.0 m 以上になると q = 1.0×10-4 m3/m/s を越えるため，現地では波浪警報が発表された場合には通行止めの可能性がある．
直立護岸では，H0’= 2.0 m で q = 1.0×10-4 m3/m/s 以上となることから，頻繁に通行止めが発生し，地域住民の生活に大きな影響を及ぼすこととなる．

1.0E+00

T0’ = 13.0 s: 直立護岸越波流量 q (m3/m/s)

1.0E-01: コンクリート充填: 消波ブロック

1.0E-02: 直積ブロック式護岸

1.0E-03道路の通行限界
1.0E-04

1.0E-05

1.0E-06
0

1

2

3

4

5

6

換算沖波波高 H0' (m)図-4.5.2 波高と越波流量の関係

107

7

8

9

図-4.5.3 に最大打ち上げ高 Rmax と換算沖波波高 H0’の関係を示す．
直立護岸やコンクリート充填では，越波の打ち上げが護岸天端を大きく越えることがわかる．一方，消波ブロックや直積ブロック式護岸も，H0’= 4m 以上になると越波が護岸天端を越えて道路に進入することになる．
当該箇所では，現況の直積ブロック式護岸が最も越波の抑制効果が高いが，堤脚部の摩耗を止められない．消波ブロック案であれば，法先のブロックが摩耗しても容易に補充することができ，旧道区間に残されている消波ブロックを流用材として使用することが可能である．
ただし，当該箇所は写真-4.5.4 に示すように荒磯トンネルの坑口付近にあり，通行車両がトンネルを出た直後に越波を受けると運転に支障をきたす恐れがある．そこで，波浪警報が発表される H0’= 6m では最大打ち上げ高が 10m となることから，護岸背後に高さ 4m の仮設越波柵を設置して通行の安全を確保することとした（写真-4.5.5 参照）．

16
T0’ = 13.0 s

最大打ち上げ高 Rmax (m)

14
12
10
護岸天端

8
路面高

6

: 直立護岸: コンクリート充填

4: 消波ブロック: 直積ブロック式護岸

2
0
0

1

2

3

4
6
5
換算沖波波高 H0' (m)図-4.5.3 波高と最大打ち上げ高の関係

108

7

8

9

荒磯トンネル

国道 336 号

直積ブロック式

写真-4.5.4 荒磯海岸の全景

仮設越波柵
荒磯トンネル

写真-4.5.5 仮設越波柵

109

4.6

第 4 章の結論

本章により以下のことが明らかになった．

(1) 現地において施工された直積ブロック式護岸では，年平均摩耗速度は最大で 88.6mm/年であった．
(2) 静水面と粗石の天端面が一致している水深 d = 0.0 m において，粗石の移動が最も顕著であることを示した．また，周期が長いほど粗石の衝突回数が増えることが明らかとなった．
(3) 当該護岸の近傍における波浪観測データより粗石の衝突回数と移動速度を求め，豊福らの算定式を用いることにより，現地における摩耗量を推定した．
(4) 直積ブロック式護岸の補修工法については，摩耗した部分をコンクリートで充填し，前面に消波ブロックを設置することが有効であることを示した．ただし，トンネル坑口であることから，仮設越波柵により運転の障害となる越波飛沫を防ぐことを提
案した．

110

4.7 参考文献

1) 名越隆雄，木村克俊，嶋﨑晧輝，村上友翼，村田良英：礫性海岸に建設されたスリット式護岸の波浪による摩耗事例の分析，土木学会論文集 B3（海洋開発），75 巻 2号 I_815-I_820，2019.
2) 谷本勝利，柳生忠彦，村永努，柴田鋼三，合田良実：不規則波実験による混成堤マ

ウンド被覆材の安定性に関する研究，港湾技術研究報告 第 21 巻，第 3 号，pp.3-42，
1982.
3) 高橋重雄，木村克俊，谷本勝利：斜め入射波による混成堤マウンド被覆材の安定性に関する実験的研究，港湾技術研究報告 第 29 巻，第 2 号，pp.3-36，1990.
4) 合田良実: 浅海域における波浪の砕波変形，港湾技術研究報告 第 14 巻，第 3 号，pp.59-106，1975.
5) 豊福俊泰，宮川邦彦，豊福俊英:コンクリートの衝撃摩耗特性に関する研究，コンク

リート工学年次論文報告集，Vol. 20，No. 2，1998.

111

第5章
カルデラ湖で発生した風波による湖岸道路の施設被害の分析

1125.1 カルデラ湖岸道路における急勾配地形
最大水深が 360 m に及ぶ日本有数のカルデラ湖である支笏湖では，図-5.1.1 のように湖岸では急峻な地形が形成されており，湖底勾配は 1/2 程度となっている．そのため，
支笏湖の北東岸に位置する一般国道 453 号では，南西からの強風による湖内発生波がほとんど減衰することなく来襲する．また支笏湖においては，流入する河川における降雨や融雪による影響や，その下流に位置する水力発電所のゲート操作により，年間を通して 1 m 程度の水位変動がある．とくに水位が高くなる冬季間には強風による顕著な越波が発生し，これまでに道路管理者によって通行規制が行われてきたことを新保ら 1)が報告している．
本章では，支笏湖岸道路の越波による通行障害の発生時の風況や水位を分析するとともに，支笏湖内における風波の発生メカニズムを明らかにする．さらに，越波対策としての消波工の効果と耐波安定性について検討するものである．

図-5.1.1 支笏湖の湖岸道路

113

5.2 湖岸道路における通行障害の発生状況
5.2.1

波浪による道路施設の被害

1957 年に完成した支笏湖岸道路は観光有料道路として整備が進められ，国立公園
内の美しい自然を破壊しないように崖を崩さず湖岸にコンクリート護岸を築き，埋め立て式で道路を張り出させる工法を取っている．護岸前面には平坦な部分がほとんどなく，1/2 程度の湖底勾配が続いている．
当該道路では，1970 年 4 月に融雪による湖面水位の上昇と，最大瞬間風速 25.5 m/sの強風による高波によって，延長 35 m に渡る護岸の倒壊被害が発生した（写真-5.2.1
参照）．また，1981 年 8 月には，
「昭和 56 年水害」によって下流で氾濫が起きたため
支笏湖内の水力発電所の水門を開けることができず水位が急激に 1 m 上昇したとこ
ろに，最大瞬間風速 35 m/s の強風による高波によって，延長 900 m に渡って波返しと欄干が損壊した．

写真-5.2.1 道路護岸の倒壊状況

114

写真-5.2.2 は，2012 年 12 月 6 日の越波によって道路に打ち上げられた粗石（径 20cm程度）である．道路上には，粗石の衝突によって剥離した路面のアスファルト片が複数確認された（写真-5.2.3 参照）．

写真-5.2.2 道路に打ち上げられた粗石

写真-5.2.3 アスファルトの剥離片

115

粗石が打ち上がっている箇所は，消波ブロックが設置されておらず，道路護岸の前面に粗石の衝突による摩耗が確認できる（写真-5.2.4 参照）．

写真-5.2.4 粗石の衝突による護岸摩耗

116

5.2.2

越波による通行規制の状況

当該区間における 2012 年～2016 年の越波による通行規制状況は表-5.2.1 に示す通りであり，10～12 月に発生している.そのうち全面通行止めとなった 2012 年と 2016年の支笏湖の湖面水位変化は図-5.2.1 に示す通りであり，秋季から冬季にかけて水位が上昇する傾向がみられた．このような冬季に発生する越波は，写真-5.2.5 に示すような路面凍結を引き起こすことになる．

表-5.2.1 支笏湖の越波による通行規制（2012～2016 年）

規制方法

越波発生による規制
11月29日 10:30 ～11月29日 16:00

湖側車線規制

12月6日 15:30 ～

12月7日

9:00

全面通行止め11月26日 11:30 ～11月27日7:00

湖側車線規制

11月4日 13:00 ～11月4日 19:10

湖側車線規制

11月13日 15:00 ～11月14日3:00

湖側車線規制

11月14日9:30 ～

11月14日 12:50

湖側車線規制2015年

12月3日 14:00 ～12月3日 18:00

湖側車線規制2016年

10月4日 12:00 ～10月4日 17:00

全面通行止め

2012年
2013年
2014年

249.5

2012年

2016年

249.3

湖面の標高（ｍ）

249.1
248.9
248.7
248.5
248.3
248.1
247.9
1月1日

2月1日 3月1日

4月1日 5月1日

6月1日 7月1日

8月1日

9月1日 10月1日 11月1日 12月1日

図-5.2.1 支笏湖の年間水位変化

117写真-5.2.5 越波による凍結路面118

5.2.3

現地における越波状況

2012 年 12 月 6 日に支笏湖岸道路で越波による全面通行止めの際，支笏湖の湖面水
位は 249.3 m（標高を基準）であった．道路管理者から提供を受けたビデオ動画を用いて越波の打上げ高を 1 波ごとに読み取った結果，5 分間に確認された合計 68 波を対象として，静水面を基準とした越波の打ち上げ高の有義値 R1/3 =5.56 m が得られた．
写真-5.2.6 は，最高波に相当する越波の打ち上げ状況を示している．越波飛沫は覆道上部を超えて路面から 5 m まで打ち上がっており，路面上は越波水で覆われている．対象とした護岸は消波工が設置されておらず，この断面を以下に述べる水理模型
実験の対象断面とした．

写真-5.2.6 支笏湖の越波状況

1195.3 風波の発生メカニズム
5.3.1

支笏湖周辺の風況

波浪観測が行われていない支笏湖では，対策工を検討するための確率波高は，風速を基に算定する必要がある．しかし，周囲を山に囲まれ地形が複雑である支笏湖では，湖近傍の気象観測地点の風速と，実際の湖面上の風速は大きく異なると考えられる．
当該区間では 2014 年 9 月 24 日～2015 年 3 月 24 日に，支笏湖岸道路において風況調査を実施している．表-5.3.1 は，11 月 4 日 16 時の支笏湖周辺の道路気象テレメー
タと湖岸調査地点の風速であり，調査風速 12.7 m/s に対して道路気象テレメータの風
速は 8.6 m/s と 6.4 m/s であった．このように既設観測地点では，周辺の複雑な地形によって湖面上の風を正確に観測できないことが分かった．

表-5.3.1 風速の観測値と推定値（2014 年 11 月 4 日 16 時）

地点
北奥漁テレメータ支笏湖テレメータ
湖岸調査地点
マスコンモデルによる
湖面中央地点観測値 (m/s)
8.6
6.4
12.7

推定値 (m/s)
8.6
7.6
12.8

－

17.9

120

5.3.2

マスコンモデルによる湖面上風速の推定

支笏湖面上の風向風速は，地形効果を取り入れて風を計算することができるマスコンモデルを用いて推定した．図-5.3.1 は，計算で得られた風向風速分布の一例である．このような計算による推定値は，表-5.3.1 に示すように道路気象テレメータおよび湖岸観測地点の観測値とほぼ一致していることからモデルの妥当性が確認でき，湖面中央における風速は 17.9 m/s と推定された．

図-5.3.1 風向風速の算出例(2014 年)

121

5.3.3

確率波高の算定2006 年～2015 年までの 10 年間の風況データを用いて統計解析を行い，再現風速期
待値を求めた．波浪推算手法は，支笏湖が急峻な地形で平均水深が 265 m と深いので深海波とみなせることから，Wilson の第 4 式 2)を採用した．計算の条件と得られた波浪諸元を表-5.3.2 に示す．
以上の結果より、構造設計に用いる 50 年確率の波高 2.04 m、周期 4.48 s が得られた．この値を用いて，越波の検討を行った．

表-5.3.2 再現期待風速による支笏湖の波浪諸元

風速再現期間

風速

吹走距離

波高

周期

（年）

（m/s）

（km）

（m）

（sec）

10

21.7

11.65

1.64

4.12

30

25.1

11.65

1.92

4.38

50

26.6

11.65

2.04

4.48

122

5.4 水理模型実験による越波の検討
5.4.1

実験方法

水理模型実験は縮尺 1/15 で実施し，図-5.4.1 に示すような 2 次元造波水路（長さ24.0 m，幅 0.6 m，高さ 1.0 m）内に勾配 1/2 の斜面と，それに続くリーフ地形を作製し，その上に図-5.4.2 に示す護岸模型を設置した．護岸の前面からリーフ端部までの距離は 7.65 m で，天端高は静水面から 2.0 m とした．消波工は，1.0 t 型の消波ブロックを用い，天端は 2 個並び（1.7 m）とした．
実験波は，1 波群が 150 波の不規則波を用い，周期を 4.5 s で一定とし，水位は 2012年 12 月 6 日に全面通行止めが講じられた際の標高 249.3 m とした．
越波実験においては，
波高 H0’を 0.25 m～2.00 m までの 7 パターンに変化させた．水路の正面からデジタルビデオカメラにより撮影した画像を用いて，静水面を基準とした越波の打ち上げ高を 1 波ごとに読み取り，これを統計処理した．

0.51 m
9.41 m
造波機

0.133 m0.786 m0.63 m8.15 m1.26 m

図-5.4.1 実験水路

図-5.4.2 護岸模型の断面形状

1231.50 m5.4.2

越波打ち上げ高さ

写真-5.4.1（消波なし）と写真-5.4.2（消波あり）に示す越波打ち上げ状況を比較することにより，消波ブロックが効果的に越波を低減できることがわかる．図-5.4.3 に換算沖波波高と越波打ち上げ高の有義値の関係を示す．消波ブロックを設置することで打ち上げ高を 5 割程度減少させることが可能となる．
2012 年 12 月 6 日の全面通行止めの際の換算沖波波高は，波高 H0’= 1.25 m と推定された．5.2.3 に示したように，消波ブロックが設置されていない箇所における有義打ち
上げ高は R1/3=5.56 m であり，実験で得られた有義打ち上げ高 R1/3 =6.00 m とほぼ一致しており，現地における越波状況を実験によって再現できることを確認した．

写真-5.4.1 越波の打ち上げ（消波なし：H0’= 1.25 m）

写真-5.4.2 越波の打ち上げ（消波あり：H0’= 1.25 m）

124

10

打ち上げ高の有義値 R1/3 (m)

9

消波なし

R

消波あり
現地越波値

8
7
6
5.56
5
4
3
2
1
0
0.0

0.5

1.25 1.51.0換算沖波波高 HO’ (m)図-5.4.3 越波打ち上げ高さ

125

2.0

2.5

5.4.3越波対策における課題

支笏湖岸道路で発生する越波は粗石を連行するため，道路上への打ち上げによる車両への影響とともに，護岸への打ち込みによる摩耗が問題となる．
越波を抑制するには消波ブロックの設置が有効であるが，水理模型実験により写真-5.4.3 に示すように設計波（H0’= 2.00 m）が作用した場合には，法先の消波ブロッ
クが流出することが確認された．これは，急斜面（1/2 勾配）のリーフ上の消波ブロ
ックには巻波砕波が作用し，沖向きの流れにより流出するためである．
従って，支笏湖のようにリーフ幅が小さく，質量の大きな消波ブロックを設置する
ことや消波工の天端幅を広げることは難しい場所では，消波ブロックの法先に根固ブ
ロックを設置することが必要である．

写真-5.4.3 消波ブロックの流出状況（H0’=2.0 m）

126

5.5

第 5 章の結論

本章により以下のことが明らかになった．

(1) 支笏湖岸道路の越波による道路施設の被害状況を整理し，洗掘や摩耗によって道路護岸の損壊が発生することを明らかにした．
(2) 支笏湖護岸道路における過去の通行止め状況を分析し，支笏湖の風波による波浪の発生メカニズムを明らかにした上で設計に用いる確率波高を示した．
(3) 越波実験と現地観測により，現状護岸の越波の打ち上げ高さの再現性を確認した．
護岸前面に消波工を設置することにより、越波打ち上げ高さを 5 割程度減少できる
ことを明らかにした．
(4) 支笏湖岸道路の越波対策および護岸の摩耗対策として，消波ブロックの設置が有効であることを示した．ただし，湖底が急勾配であるため消波ブロックの流出が発生することから，流出防止として根固ブロックを設置することが必要であることを示
した．

127

5.6 参考文献

1) 新保貴広・吉田昭幸・樋口候太郎：支笏湖特有の気象特性に対する維持管理の検討，
平成 28 年度北海道開発局技術研究発表会，2017.
2) Wilson, B.W. : Numerical prediction of Ocean waves in the North Atlantic for December,
1959, Deut, Hydrogr.Zeit, Jahrgang 18, Heft 3, pp.114-130, 1965.
3) （財）沿岸技術研究センター，CADMAS-SURF 実務計算事例集，368p，2008．
4) 佐藤涼祐・木村克俊・横道立樹・名越隆雄：急斜面に続くリーフ上の消波護岸の高波被害事例の分析，土木学会論文集 B3(海洋開発)，Vol.74，No.2，I_31-I_36，2018.

128

第6章
急斜面に続くリーフ上の道路関連施設の高波被害の分析

1296.1 急崖区間における海岸道路
急峻な崖に近接した海岸道路では，写真-6.1.1 に示すようなリーフ地形を呈する区間が存在し，その前面の海底は急勾配になっている．このような場所では，波浪が減衰しないまま来襲し，リーフ上で砕波した波の流れによって，消波ブロックが変状することがある．
本章では，2004 年台風 18 号にもたらされた高波によって被害を受けた一般国道 229号神恵内村のうち，急勾配海底に続くリーフ地形である大森覆道区間と道の駅区間，
一般的な海底地形である神恵内村赤石地区の被害状況について分析するとともに，数値解析および水理模型実験により，急勾配海底に続くリーフ上の消波ブロックの安定性について示した．また，大森覆道区間については，消波ブロックの流出によって被災した覆道防波板の被災分析を行った．

写真-6.1.1 海岸道路前面のリーフ地形

130

6.2 現地における被害の状況
6.2.1

被災時の概要2004 年台風 18 号は，2004 年 9 月 8 日に北海道西岸を北上し，広い範囲を暴風圏に巻き込み，北海道日本海沿岸各地に高波被害をもたらした．名越ら 1)は，積丹半島西岸に位置する神恵内村では，海岸家屋や漁港施設等に大きな被害が発生したことを報告している．
同村を縦貫する一般国道 229 号では，写真-6.2.1 に示すような大森大橋が高波により落橋し，本間ら 2)によれば仮橋完成までの数ヶ月間，通行止めとなった．
また，大森大橋や隣接する大森覆道およびキナウシ覆道，さらに道の駅周辺において消波ブロックが変状し，道路施設に甚大な被害をもたらした．

大森大橋
大森覆道

写真-6.2.1 現地の状況

131この台風では急激な気圧変化による海面上昇が特徴的で，図-6.2.1 に示すように小樽港では T.P.＋85cm の異常潮位が観測されていた．このように潮位が上昇した
中で高波浪が継続したため岩礁上の消波ブロックが不安定となったものと考えられる．

図-6.2.1 被災時の海象変化

132

6.2.2大森覆道区間の被災状況

写真-6.2.2 は，被災した大森覆道の全景である．総延長 285ｍの覆道に設置されていた鉄筋コンクリート製防波板(5.5ｍ×4.3ｍ) 35 枚のうち 15 枚が脱落し，写真-6.2.3に示すように覆道内に倒壊した．さらに 9 枚の防波板に亀裂が発生し，覆道の内側に入り込んでいた．なお，写真-6.2.2 の中には，覆道上に白抜きの数字で防波板番号を付してある．それぞれの防波板の被害状況を，後出の図-6.4.4 に記号で示した．
当初設計では海底地形に対応して A～D の 4 区間に分けられていたが，本章では消波ブロックの被災状況も加味して，B 区間を 2 つ，C 区間を 3 つ，D 区間を 2 つに分割
し，合計 8 区間に対して検討を行った．

写真-6.2.2 大森覆道の被災状況

写真-6.2.3 覆道内に倒壊した防波板

133

被災箇所の護岸の標準的な形状を図-6.2.2 に示す．岩礁上に 1：0.5 勾配の傾斜壁が設けられており，その前面には消波ブロックが設置されていた．
今回の来襲波浪により消波ブロックが沖側に散乱したため，越波が顕著となったと推定される．現地では打ち上げられた水塊によって覆道上の緩衝用盛土が大きく洗掘されたことが確認されている．
水理模型実験による被災状況の分析結果は，6.4 に詳述する．

図-6.2.2 大森覆道の標準的な断面形状

134

6.2.3

道の駅区間の被災状況

写真-6.2.4 は，被災直後の道の駅区間の状況である．ここでは，大森覆道区間と同様に護岸の前面はリーフ地形を呈し，その沖側に 1/2 勾配の海底地形が続いている.
リーフ上には消波ブロックが設置されているが，ダイビングプール付近の消波ブロ
ックが変状しており，その背後では越波によって道路施設が被災していることが分かる．

越波による道路施設の被災

リーフ地形
ダイビングプール

ブロックの流出

写真-6.2.4 急勾配地形に続くリーフ背後の道路施設の被災

135

6.2.4

赤石地区の被災状況

写真-6.2.5 に示すように，赤石地区では国道より山側の家屋が越波によって半壊したが、道路施設には目立った変状は見られなかった.
これは、大森覆道や道の駅区間と異なり，赤石地区の護岸前面には急勾配地形に続くリーフ地形は認められず，写真-6.2.6 に示すように既設の消波ブロックが健全であったことから十分な消波機能が保たれたといえる.

写真-6.2.5 赤石地区の家屋の被災

写真-6.2.6 赤石地区のブロックの状況（変状なし）

1366.3 急斜面に続くリーフ上の消波ブロックの耐波安定性
6.2 で示したように，急斜面に続くリーフ地形においては，一般的な海底地形である 1/30 勾配と異なり，リーフ地形特有の流れが生じて消波ブロックの安定性が損なわれていると推察される．
そこで，急斜面の 1/2 勾配と 1/7 勾配，一般的な海底である 1/30 勾配に続くリーフ上の消波ブロックの変状特性を分析し，各勾配における消波ブロックの耐波安定性を
示す.

137

6.3.1 1/2 勾配斜面に続くリーフ上の消波ブロックの安定性（１）CADMAS-SURF による数値解析
1/2 勾配の斜面に続くリーフ上に図-6.3.1 に示す消波護岸を設置し，リーフ幅 l を
0，15，25m と変化させた場合の波高および水粒子速度について，数値波動解析ソフ
ト CADMAS-SURF を用いて検討した．計算では周期 T=12s，波高 H=7.0m の規則波を
用いた．

現地量
（実験量）

4.04 m 2個並び
( 8.1 cm)
縮尺1/5011 m( 22 cm)

H.H.W.L = 1.20 m ( 2.40 cm)
8.8 m( 17.6 cm)

5.90 m
( 11.8 cm)

リーフ幅 Dl

13.2 m( 26.4 cm)

図-6.3.1 消波護岸の断面形状

138

図-6.3.2 に，l=15，25m での波の作用状況を示す．l=15m においては，巻波砕波が直接消波護岸に作用する様子が見られた．それに対し，l=25m においては，消波護岸
前面で砕波後の流れが作用する様子が見られた．

15ｍ

25ｍ
図-6.3.2

CADMAS による波の作用状況

139図-6.3.3 に無次元流速と，リーフ幅 l を水深 h で無次元化した l/h の関係を示す．
l/h=2.5 で引き波流速は最大となり，押し波流速は最小となる．これはリーフ上で巻波
砕波による渦状の運動が起こり，その運動の中で引き波流速が l/h=2.5 でピークとなることが考えられる．

1.5

押し波

無次元流速 u/√gH

1.0

0.5

0.0
0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

3.5

-0.5

-1.0

引き波

-1.5

D/hl/h
図-6.3.3

無次元流速と l/h の関係

140

4.0

4.5

（２）消波ブロックの耐波安定実験ａ）水理模型実験
2 次元造波水路（長さ 24m，幅 0.6m，高さ 1.0m）内に勾配 1/2 の海底地形を作製
し，図-6.3.1 に示した消波護岸を縮尺 1/50 で再現した．以下すべて現地量で示す．
波浪条件は T0=12s で一定とし，換算沖波波高 H0’は 1m 間隔で 1～9m に変化させた．すべての実験は 1 波群 150 波の不規則波を用いて実施した．
消波ブロックの安定実験では，リーフ幅 l を 0，15，25m の 3 種類，消波ブロッ
クは質量の異なる 10 種類（3.75，7.50，12.0，15.0，22.5，27.5，37.5，47.5，62.5，
75.0t）を用いて行い，各リーフ幅および波高での消波ブロックの安定質量を求めた.
また計測にあたって，消波護岸に同一波群を 7 回（1050 波）作用させ，水路上部に設置したデジタルビデオカメラで消波ブロックの移動を撮影し，これを静止画に変換のち移動個数を確認した．
消波ブロックの被災度 N0 は，造波終了後の移動個数を消波ブロックの列数で除したものとし，N0=0.3 を基準としてこれを下回ったものを安定質量と定義した．

141ｂ）実験結果
図-6.3.4 に各リーフ幅における有義波高と消波ブロックの安定質量の関係を示す．
HD=5.0m での安定質量を見ると，
l=15m では M=50t，l=25m では M=20t で安定し，同じ有義波高でもリーフ幅の違いで大きな差が生ずることが明らかとなった．

80

Dl (m)
01525

消波ブロックの安定質量M (t)

70
60

4.0

1.7
1.0

50
40
30
20
10
0
0.0

1.0

図-6.3.4

2.0

3.0

4.0

5.0

6.0

7.0

堤体位置における有義波高 HD1/3 (m)

8.0

9.0

堤体位置における有義波高と安定質量の関係

142

10.0

（３）消波ブロックの安定質量
前述のように，1/2 のような急勾配の海底に続くリーフ地形においてはリーフ幅 lが変化すると，消波ブロックに作用する巻波砕波の流速分布が異なる．
そこで，1/2 勾配に続くリーフ上における消波ブロックの安定質量は，ハドソン式にリーフ幅に対応した補正係数 x を乗じることで算定する必要がある．

𝜌𝜌𝑟𝑟 ∙ 𝑥𝑥 ∙ (𝐻𝐻𝐷𝐷 )3𝑀𝑀 =𝐾𝐾𝐷𝐷 (𝑆𝑆𝑟𝑟 − 1)3 cot𝛼𝛼（6.3.1）

ここに，M：コンクリートブロックの安定質量
HD：有義波高
ρr：消波ブロックの密度
KD：消波ブロックのかみ合わせ度合いや被害率に依存する定数
Sr：消波ブロックの海水に対する比重α：斜面が水平面となす角度
x：リーフ幅 l による補正係数（l =15m で 4.0，l =0m と 25m で 1.7）

143

6.3.2 1/7 勾配斜面に続くリーフ上の消波ブロックの安定性（１）水理模型実験
2 次元造波水路（長さ 24.0 m，幅 0.6 m，深さ 1.0 m） 内に，図-6.3.5 に示すよ
うに，勾配 1/7 の急峻な地形と一般的な 1/30 勾配の地形の 2 種類を製作した．実験
縮尺は 1/50 とし，リーフ上には図-6.3.6 に示す消波護岸の模型を設置した．
波浪条件は，周期 T=1.70 s（現地換算 12.0 s）で 一定とし，換算沖波波高 H0’は 2～20 cm （現地換算 1～ 10 m）を変化させた．すべての実験は，150 波 1 波群の不規則波を用いて実施した．以下，実験条件および実験結果はすべて現地量で示す．
実験では，リーフ幅 l を現地に対応した 25 m を含めて，0～50 m まで 12.5 m おきに合計 5 種類に変化させた．
消波ブロックは質量の異なる 8 種類（3.75，7.50，15.0，22.5，27.5，47.5，62.5 お
よび 75.0 t）を用いた．ここで，同一波群を 34 回（合計 5100 波）作用させ，水路上部に設置したデジタルビデオカメラにより動画を撮影し，これを静止画に変換したの
ち移動個数を計測した．消波ブロックの被災度 NO は造波終了後の移動個数を消波護岸の列数で除して算定した．水路の側面にデジタルビデオカメラを設置して砕波波形を撮影した．さらに，護岸模型を設置しない状態でリーフ上の 5 地点において，通過
波の有義波高 H1/3 と最高波高 Hmax を計測した．
造波機

0.09 m0.72 m
可動域

4.41 m5.00 m1.50 m

造波機

0.09 m0.69 m
可動域

1.50 m14.35 m

図-6.3.5 水路内に設置した海底地形（上段：1/7 勾配，下段：1/30 勾配）

9.0 cm25.0 cm
19.0 cm

9.0 cm50.0 cm

図-6.3.6

護岸模型の断面形状

144

消波ブロック

（２）消波ブロックの安定性
ａ）消波ブロックの移動パターン
1/7 勾配で H0’=6.0 m の条件に対して，リーフ幅 l を変化させたときの消波護岸への波の作用状況を示す．
写真-6.3.1 は，l＝0 および 12.5 m であり，巻き波が消波ブロックに直接作用するケースが多く見られた．写真-6.3.2 は，l＝25.0 および 37.5 m であり，気泡を多く含んだ波面が消波ブロックに作用した．
l＝50.0 m では，消波護岸の前面で砕波が進行し，砕波後の流れが消波ブロックに作用した（写真-6.3.3 参照）．

ｌ＝0ｍ

ｌ＝12.5ｍ

写真-6.3.1 波の作用状況（l＝0 および 12.5 m）

ｌ＝25.0ｍｌ＝37.5ｍ

写真-6.3.2 波の作用状況（l＝25.0 および 37.5 m）

145

ｌ＝50.0ｍ
写真-6.3.3 波の作用状況（l＝50.0 m）

146

一般的な海底勾配である 1/30 においては，崩れ波砕波が生じるため静水面付近の消波ブロックが不安定となり，前方に転落する傾向がある（図-6.3.7 参照）．
一方，1/7 勾配では巻き波が生じる際に底面付近の水粒子の動きが激しくなるため，法先部の消波ブロックから徐々に沖側へ移動する．その後，上部の消波ブロッ
クが不安定となり，連鎖的に転落する傾向がある（図-6.3.8 参照）．

図-6.3.7 消波ブロックの移動パターン（1/30 勾配）

図-6.3.8 消波ブロックの移動パターン（1/7 勾配）147

図-6.3.9 に換算沖波波高と各リーフ幅における有義波高の関係を示す．リーフ幅が小さいほど有義波高は大きく，H0’＝8.0 m で頭打ちとなることがわかる．
図-6.3.10 に換算沖波波高と各リーフ幅における最高波高の関係を示す．有義波
高と同様にリーフ幅が小さいほど最高波高も大きく，l=0，12.5 m と l=25.0，37.5，
50.0 m の差が大きい．

8.0
7.0
6.0

有義波高 H1/3 (m)

5.0
4.0
3.0

: l=0 m
: l=12.5 m: l=25.0 m

2.0: l=37.5 m: l=50.0 m

1.0
0.0
0.0

1.0

2.0

3.0

4.0 5.0 6.0 7.0
換算沖波波高 HO' (m)

8.0

9.0

10.0 11.0

図-6.3.9 各リーフ幅における有義波高

14.0

最高波高 Hmax (m)

12.0
10.0
8.0
6.0
: l=0 m
: l=12.5 m: l=25.0 m

4.0: l=37.5 m: l=50.0 m

2.0
0.0
0.0

1.0

2.0

3.0

4.0 5.0 6.0 7.0
換算沖波波高 HO' (m)

8.0

9.0

図-6.3.10 各リーフ幅における最高波高

148

10.0 11.0ｂ）波数と被災度の関係
一般的な消波ブロック被覆堤に対して，安定数 NS は高橋ら 3)によって以下のよ
うに定式化されている．

[(

N S = CH 2.32 N O / N 0.5) + 1.33]
0.2(6.3.2)

ここで，NO は被災度，N は波数，CH は砕波効果係数であり，一般に波数 N＝1000
で被災度 NO=0.3 を基準としている．式(6.3.3)を用いて被災度 NO を以下のように
表す．
5

 NS

N Ο = − 0.57  N 0.5
 2.32CH


149(6.3.3)

1/30 勾配においては，図-6.3.11 に示すように被災度は緩やかに変化し，図中の曲線で示した計算値は安全側であることがわかる．これは消波ブロックが静水面付
近から継続的に落下することが原因と推測される．
一方，1/7 勾配では図-6.3.12 に示すように，波数が 750 波までは消波ブロックに動きは見られなかったが，そこから波数 N に対して被災度 NO が急激に増大している．これは巻き波砕波の作用により消波ブロックが連鎖的に転落するためである．
このことから 1/7 勾配に対しては，波数 N=3000 で被災度 NO＝1.0 を基準とした．

0.8
0.7

0.5
0.4
0.3
0.2

: 実験値 1/30勾配（HO’=10.0 m, M=7.5t）

0.1

: 計算値

0
0

1000

2000

3000

4000

5000

波数 N

図-6.3.11 波数と被災度の関係（1/30 勾配）
0.8
0.7
0.6

被災度 NO

被災度 NO

0.6

0.5
0.4
0.3
0.2

: 実験値 1/7勾配（HO’=5.0 m, M=47.5t）

0.1

: 計算値

0
0

1000

2000

3000

4000

波数 N

図-6.3.12 波数と被災度の関係（1/7 勾配）

150

5000

ｃ）リーフ幅の影響
図-6.3.13 は，H0’＝6 m の条件に対して，リーフ幅 l を水深 h で除した無次元量を横軸にとり，上段には消波ブロックの安定質量 M および消波護岸法先での有義
波高 HD を示している．有義波高 HD は l/h に対し一様に減少するのに対し，消波ブ
ロックの安定質量 M は l/h＝2.8 付近から急激に減少する傾向がある．
消波ブロックの必要安定質量は一般にハドソン式によって算出できる．ここでは補正係数 x を含む以下の式を用いてリーフ幅の影響を検討する．

𝜌𝜌𝑟𝑟 ∙ 𝑥𝑥 ∙ (𝐻𝐻𝐷𝐷 )3
𝑀𝑀 = 3
𝑁𝑁𝑠𝑠 (𝑆𝑆𝑟𝑟 − 1)3（6.3.4）

ここに，ρr は消波ブロックの密度（2.30 t/m3），Sr は消波ブロックの海水に対する比重である．
図-6.3.13 の下段には l/h とハドソン式の補正係数 x の関係を示している．ハドソン式の補正係数 x は l/h＝4.2 でピークとなることが分かった．これは有義波高が減衰したが，巻き波砕波によって生じる水粒子速度の影響が大きく，消波ブロックに働く波力が減衰しないためと考えられる．

HO’ = 6.0 m

8

60

6

40

4
: 堤体位置における有義波高 HD1/3 (m): 消波ブロックの安定質量 M (t)

20

2
0

ハドソン式の補正係数 x

0
10
8
6
4
2
0
0

1

2

3
l/h

4

図-6.3.13 リーフ幅と補正係数の関係

151

5

6

堤体位置における
有義波高 HD1/3(m)

消波ブロックの安定質量 M(t)80

（３）消波ブロックの安定質量
図-6.3.14 に，各リーフ幅に対する有義波高と消波ブロックの安定質量の関係を示す．リーフ幅 l が 37.5 m までは補正係数 x は 2.7～9.0 に増加したが，l＝50 m では補正係数 x は 1.9 に減少した．さらにリーフ幅を大きくすることでハドソン式に近づくと推測される．現地におけるリーフ幅 l＝25 m に対しては，補正係数 x=7.0 とすることで適切な安定質量を計算できることが明らかとなった．

100: l=0m: l = 12.5 m: l = 25.0 m: l = 37.5 m: l = 50.0 m: 補正式（x = 2.7）
: 補正式（x = 5.0）
: 補正式（x = 7.0）
: 補正式（x = 9.0）
: 補正式（x = 1.9）
: ハドソン式（x = 1.0）

消波ブロックの安定質量 M (t)

80

60

40

20

0
0.0

1.0

2.0
3.0
4.0
5.0
6.0
堤体位置における有義波高 HD1/3 (m)7.0

図-6.3.14 有義波高と消波ブロックの安定質量の関係

152

8.0

6.4 防波板の被災再現
6.4.1

実験方法

2 次元造波水路（長さ 24.0 m，幅 0.6 m，深さ 1.0 m）内に，海底勾配 1/30 の条件下
で，覆道前面に勾配 1/0.5 の急峻な地形を再現した（図-6.4.1 参照）. 実験縮尺は 1/55とした．
実験模型では，前面の岩礁地形を再現し，堤脚部から岩礁先端までの距離 l0 および水深 d0 は，A～D2 の各区間に対して現地の地形に合わせて設定した．なお，岩礁部の前面水深 h は 10.8cm で一定とした．
堤体の法面勾配は 1：0.5 とし，その上に覆道部を模擬した直立壁を配置した．波圧計（定格 20kPa）は，堤体部に 3 個（P1～P3），覆道部に 3 個（P4～P6）設置した．
構造条件としては，覆道部の後退距離 B を 0～22cm の 5 種類に変化させて,その影響を把握するとともに，消波工の効果についても調べた．
実験にはすべて不規則波を用い，前出の図-6.2.1 で示した現地における波浪のピーク時に着目して，換算沖波波高 H0'＝6.7m，T＝12.7s を検討対象の波浪条件とした．
実験潮位は T.P.＋85cm を採用した．波圧データはサンプリングタイム 10ms で取得し,これを統計解析した．同一条件の実験を 10 回繰り返して実施し，波群中の最大波圧の平均値と標準偏差を求めた．

図-6.4.1 実験模型と波圧計の位置

153

6.4.2波圧特性

図-6.4.2 は，現地の B2 部および C1 部に相当する地形条件（l0＝3.5cm，d0＝1.0cm）
に対して，消波ブロックの被災後を想定した「消波なし」の場合の波圧分布を示している．
図の上側は覆道部の後退距離 B が 0 cm の場合，下側は B が 11.0cm の場合である．
図中の実線は岩礁部をマウンドと仮定して，高橋ら 3)の衝撃波力係数を考慮して合田式により求めた計算値である．B が 0 cm のケースでは堤体上部から覆道部の下端で計算値を上回っているが，覆道部上側での波圧は小さい．これに対し B が 11.0 cm のケースでは，覆道部で全体的に計算値を上回る波圧が生じている．B が 0 cm の場合は堤体から覆道部に沿って薄い水脈が打ち上げられるため波圧が小さいのに対し，覆道部が後退した場合には越波した水塊の衝突によって衝撃的な波圧が発生する．

図-6.4.2 波圧分布

154

図-6.4.3 は，覆道部（P4～P6）の平均波圧 p（10 データの平均値）と後退距離 Bの関係を示している．消波ブロックの被災後を想定した「消波なし」の断面に対しては，B＝11.0cm（現地換算 6ｍ）付近で波圧がピークとなり，さらに B が大きくなると波圧は減少する傾向にある．
高橋ら 4)は，後部パラペット堤を対象として実験的研究を行って，パラペットの後
退距離の影響に関して本実験と同様な傾向を得ており，越波水が直接打ち込む範囲において波圧増大が生じている．
一方，消波ブロックの被災前を想定した「消波あり」の実験結果では，平均波圧が消波なしの場合の 60～80％に低減されている．後退距離 B の影響については消波なしの場合とほぼ一致している．

図-6.4.3 後退距離の影響

1556.4.3

現地の被災状況と再現実験の比較

図-6.4.4 は，大森覆道の各区間における防波板に働く波力 F と被害の関係を示している．作用波力が大きい区間ほど，防波板の被害が大きい傾向が認められる．防波板の倒壊が顕著となった B2 部、C1 部、C3 部および D1 部では，防波板 1 枚当たりの作用波力は 1,500～1,700ｋN となった．防波板を覆道本体に固定していたアンカーのせん断耐力は約 500ｋN であり，その約 3 倍の波力が働いたことになる．また，防波板に亀裂が発生した D2 部での作用波力は 1,200ｋN であり，アンカーのせん断耐力の 2.5 倍程度であった.
以上の結果より，リーフ上に設置した消波ブロックの流出よって，防波板の耐力を越える波力が作用し，被災に至ったことが示された．

図-6.4.4 防波板への作用波力と被害の関係

156

6.5

第 6 章の結論

本章により以下のことが明らかになった．

(1) 急斜面に続くリーフ上の護岸においては消波ブロックの沈下・散乱が進行し，その影響で護岸背後の道路施設で大規模な被災が発生したことを明らかにした.
(2) 1/7 勾配斜面に続くリーフ上の消波ブロックでは，安定限界を超えて急激に被災度が増大することが明らかとなった.現在の設計基準に示されている準用して，波数と被災度を求める算定式を新たに提案した.
(3) 1/2 勾配斜面および 1/7 勾配斜面に続くリーフ上の消波ブロックの安定質量の算定方法について示した．
(4) 現地における防波板の被災再現実験を行って，リーフ上に設置した消波ブロックの流出によって，防波板の耐力を超える波力が作用し，被災に至ったことを示した．

157

6.6 参考文献
1) 名越隆雄，木村克俊：2004 年台風 18 号による神恵内村内の海岸家屋の越波被害について，平成 17 年度土木学会北海道支部論文報告集，第 62 号，Ⅱ-37，2006.
2) 本間大輔，窪内篤，山本泰司，畑山朗，木村克俊：台風 0418 号による大森大橋の被災メカニズムと応急復旧対策について，海洋開発論文集, 第 21 巻, pp.23-28，2005.
3) 高橋重雄，谷本勝利，下迫健一郎，細山田得三，：混成防波堤のマウンド形状による衝撃波力の提案，海岸工学論文集第 39 巻，pp.676-680，1992.
4) 高橋重雄・遠藤仁彦・室善一郎：混成防波堤上の越波水の運動と波力に関する実験的研究, 港研報告, 第 31 巻, 第１号, pp.3-50，1992.

158

第7章
礫性海岸における消波護岸の摩耗対策工法の提案

159

7.1 海岸道路における摩耗調査方法の提案
7.1.1

摩耗状況を把握する上での課題

道路管理者は何百キロにも及ぶ道路を管理しており，日常のパトロールでは車中から路面および周辺道路施設の変状を目視しているが，防波施設の堤脚部を観察することはない．そのため，防波施設の摩耗の進行に気づかず，2 章で述べたような道路災
害が発生する危険がある．
このような災害を防ぐため，摩耗の進行が顕著な箇所については人が海岸に下りて直接計測を行っているが，潮位や波浪に左右されるため調査時間が限定される上，転倒事故の危険性も高い．さらに，限られた予算の中で長大な管理区間を全て調査する
ことはできないため，摩耗箇所の見落としが懸念される．
これらの課題を解決する方法として，UAV による摩耗調査を提案する．
以下に，一般国道 336 号広尾町黄金道路での調査事例を示す．

160

7.1.2 UAV による摩耗調査（１）調査箇所
UAV 調査は，2018 年に一般国道 336 号広尾町ほしば覆道（旧道区間）で実施した．
当該区間は，写真-7.1.1 に示すように道路から海岸へのアプローチ部がなく，海岸擁壁の摩耗を直接計測するためには，近傍の階段から計測機材を持って波打ち際を移動するしかない．
そのため，当該箇所では岩場での転倒事故や，突然の高波による海中転落事故の危険性がある．

写真-7.1.1 UAV 調査箇所

161

（２）使用機材
摩耗調査には、写真-7.1.2 に示す phantom4 professional [純正カメラ]を使用した．

写真-7.1.2 使用した UAV 機材

162

（３）空撮から図化までの手順
UAV による撮影から図化までの手順を以下に示す．
① UAV を使用し，高度 35～40m で俯瞰および斜め写真を撮影（写真-7.1.3 参照）② AgisoftPhotoScan から点群データ作成し 3D 図化③ TREND-POINT にて図化データを読み込み，道路中心線および横断計測位置を設定し，座標データを出力④ 座標データから横断面を図化

写真-7.1.3 UAV 撮影の画角

163

（４）空撮情報による図化の結果
図-7.1.1 は，写真-7.1.4 の箇所を UAV 空撮によって取得した点群データを図化したものである．黄色箇所の摩耗状況が捉えられていることがわかる．
図化の精度は数 cm であるため，毎年の摩耗進行速度を計測することは難しいが，短時間で広範囲の摩耗状況を把握するには十分であると考えられる．また，図-7.1.2に示すように得られた点群データから任意の断面を計測することが可能なため，5 年
あるいは 10 年スパンで調査を行ってデータを重ね合わせて摩耗の進行状況を整理することで，補修の優先順位を示すことが可能となる．

図-7.1.1 点群データからの図化結果

写真-7.1.4 実際の現地状況

164

図-7.1.2 任意断面の表示例

165

7.2 海岸道路における防波施設の摩耗対策工の提案
7.2.1

摩耗対策工の種類

水利構造物の摩耗対策工としては，表-7.2.1 の工法が一般的であるが，海岸構造
物は海水による腐食や砂礫の作用による摩耗によって期待される摩耗防止効果が短
いため，初期コストが安価であっても更新期間が短くなり長期的なコスト面で必ずしも有利とは言えない．さらに，海岸での工事は天候に左右されやすいうえ，漁業者との協議が難航することも考えられる．
そこで，表-7.2.2 のような耐衝撃性や耐摩耗性に優れる工法を用いることで，長期的なコストを削減できるとともに，道路管理者の日常的な維持管理の負担を軽減できる可能性がある．

166

表-7.2.1 従来の摩耗対策工
張石工法

鉄板張工法

石材

鉄版

コンクリート等

コンクリート等

高強度コンクリート（σ=36N/mm2以上）

コンクリート天端面を良質、ち密

摩耗性に優れる鉄板で天端面高配合コンクリートと比べてな石材で被覆する工法である。耐を被覆したもので耐摩耗性に

耐摩耗、耐衝撃に優れた工法

磨耗性・衝撃性に優れた工法とし優れる。

として一般的に使用されてい

参考図

特徴

て使用実績は多い。

高強度コンクリート工法

コンクリートる工法である。

耐衝撃性【耐磨耗性】コンクリートに比べ【耐摩耗性】金属であり優れ【耐摩耗性】材料強度が高く及び硬質で優れるが、品質のバラツキているが、塩害環境下だと腐優れている。

がある。

食が著しい。

【耐衝撃性】強度は高いが脆【耐衝撃性】石材と本体コンクリ【耐衝撃性】本体コンクリー

性的であり、衝撃で亀裂が発ートを一体化させないと発揮さ

トとの接着面が衝撃で剥離す

生する恐れがある。

れない。

ることがある。

耐摩耗性

施工性

維持管理

実績

△

△

○

本体コンクリート及び石材相互

鉄板とコンクリートの付着性

普通コンクリートと比べ、発の接着の難易度が高いため、熟練が良くないため、接合方法や熱や乾燥収縮によるひび割れした石工でなければ施工出来な

コンクリート充填を入念に行が発生しやすく、施工管理をい。

う必要がある。

入念に行う必要がある。

△

△

△

石材の一部欠落が生じやすく、損

鉄板の剥離面より損傷が全体

摩耗より衝撃が卓越する箇所

傷が全体に拡大する速度が速いに拡大する速度が速いため、では損傷の進行が早いため、ため、こまめな維持管理が必要

こまめな維持管理が必要

こまめな維持管理が必要

△

△

△

砂防ダムや各種構造物の保護材

砂防ダムや各種構造物の摩耗

砂防ダムや各種構造物の摩耗において従来工法として使用さ防止工において従来工法とし防止工として一般的に使用されている。

て使用されている。

れている工法である。

○

○

○

100 年

1,650 千円／m2

143 千円／m2

330 千円／m2

当り単価(10 年毎更新)(10 年毎更新)(10 年毎更新)

167

表-7.2.2 新しいタイプの摩耗対策工
メタガード工法

ラバースチール工法
ゴム

特殊鋳鋼板

超高強度コンクリート工法

埋設鋼版

ダクタルフォーム

参考図

特徴

コンクリート等

コンクリート等

天端保護材として変形の少砂防ダムの水通し天端保護

超高強度コンはセメントを基ない特殊鋳鋼板を用いてお工であり、ゴム製保護工で材とし反応性微粉末を使用しり耐摩耗性に優れている。

あり、耐摩耗性、衝撃性をた無機系複合材料で、圧縮強備えている。

度 200N/㎜ 2 かつ高耐磨耗

コンクリート等

性・衝撃性を備えている。
耐衝撃性【耐摩耗性】金属であり優【耐摩耗性】表面のゴムが【耐摩耗性】材料強度が非常及びれているが、塩害環境下だ

摩耗に強く優れている。

に高く優れている。

と腐食が著しい。

【耐衝撃性】表面のゴムが【耐衝撃性】コンクリート内【耐衝撃性】衝撃力を分散

衝撃を吸収するため、優れに混入した綱繊維が衝撃を分する構造に優れている。

ている。

散するため、優れている。

耐摩耗性

施工性

○

◎

◎

特殊鋳鋼板とコンクリート

ラバーのコンクリートへの型枠板とコンクリートを砕石の付着性をよくするアンカ

取り付けは綱製架台をあらや凹凸で付着するため、施工

ーユニットが取り付けられ

かじめ設置後にボルト固定性は良い。

ているため、施工性は良い。 するため、施工性は良い。

維持管理

実績

（建設技術審査証明取得済）

◎

◎

◎

長期にわたりメンテナンス

長期にわたりメンテナンス

長期にわたりメンテナンスフ

フリーと考えられる。ユニ

フリーと考えられる。ユニリーと考えられる。現場打ち

ットの取り替えが比較的簡ットの取り替えが比較的簡

コンクリートと一体化してい単に行えるため、維持管理

単に行えるため、維持管理るため、維持管理は更新時ま

性が良い。

成が良い。

で不要である。

○○◎

砂防ダム及びダム排砂路で砂防ダムや魚道の摩耗防止

導水路、砂防ダム、頭首工、摩耗防止工として使用され材として使用されている。

橋梁等の摩耗防止工として使ている。

用されており、用途が広い。
○

○

◎

100 年

900 千円／m2

480 千円／m2

315 千円／m2

当り単価(50 年毎更新)(50 年毎更新)(50 年毎更新)

1687.2.2

超高強度コンクリートによる補修事例

一般国道 336 号広尾町黄金道路では，海岸擁壁の摩耗が進行していることから，表-7.2.2 の工法のうち，超高強度コンクリートによって補修を行っている．
北海道道路管理技術センター1) より，当該区間での補修事例を示す．

169

（１）宝浜第 2 覆道
宝浜第 2 覆道の海岸擁壁は，高さ 5.3ｍ，延長 61.44ｍであり，擁壁とフーチング
部分に摩耗が確認された．
損傷箇所の補修は，経年的な摩耗速度を考慮した断面修復とし，表面に耐摩耗性に優れる超高強度コンクリート型枠で覆った．

図-7.2.1 宝浜第 2 覆道区間の補修断面

写真-7.2.1 宝浜第 2 覆道区間の補修状況（全景）170

（２）宝浜第 3 覆道
宝浜第 3 覆道の海岸擁壁は，高さ 6.7ｍ，延長 66.05ｍであり，擁壁部分に摩耗が確認された．
損傷箇所の補修は，経年的な摩耗速度を考慮した断面修復とし，表面に耐摩耗性に優れる超高強度コンクリート型枠で覆った．

写真-7.2.2 宝浜第 3 覆道区間の補修状況（全景）

写真-7.2.3 宝浜第 3 覆道区間の補修状況（断面）171

（３）モイケシ第 1 覆道
モイケシ第 1 覆道の直積ブロック式護岸は，高さ 6.7ｍ，延長 120ｍであり，最下段の直積ブロック摩耗と欠損が確認された．
損傷箇所の補修は，欠損箇所にコンクリートを充填し，表面に耐摩耗性に優れる
超高強度コンクリート型枠で覆ったため，従来に比べて消波機能が低下することが予想されることから，越波状況を観察し，必要に応じて補助的な越波対策を行うことを検討している.

図-7.2.2 モイケシ第 1 覆道区間の補修断面

写真-7.2.4 モイケシ第 1 覆道区間の補修状況（全景）172

（４）泉浜覆道
泉浜覆道の海岸擁壁は，高さ 6.4ｍ，延長 34.76ｍであり，擁壁部分に摩耗が確認された．
損傷箇所の補修は，経年的な摩耗速度を考慮した断面修復とし，表面に耐摩耗性に優れる超高強度コンクリート型枠で覆った．ただし，前面に消波ブロックがないことから，越波状況を観察して必要に応じて補助的な越波対策を行うことを検討している.

写真-7.2.5 泉浜覆道区間の補修状況（全景）

写真-7.2.6 泉浜覆道区間の補修状況（近景）173

7.2.3

超高強度コンクリート施工箇所の追跡調査

前述の超高強度コンクリート補修箇所のうち，宝浜第 2 覆道区間は 2016 年の施工から 4 年が経過している．
写真-7.2.7 は 2019 年に撮影した写真であるが，超高強度コンクリートの表面には目立った変化は認められない．一方，同時期に施工した場所打ちコンクリート部の表
面は礫による摩耗が見られる．
道路管理者は，当該箇所の変化について写真撮影および摩耗計測を継続していく計画であり，今後の海岸道路の管理方法に活用されることが期待できる．

高強度繊維補強コンクリートパネル

現場打ちコンクリート部

写真-7.2.7 宝浜第 2 覆道区間の状況（2019 年）

174

7.3

第 7 章の結論

本章により以下のことが明らかになった．

(1) 地形条件や気象海象条件に左右されて，直接計測が困難な海岸道路の防波施設の管理方法として，UAV（無人航空機）を活用した摩耗調査方法を提案した.
(2) 新しいタイプの摩耗対策である超高強度繊維補強材料の耐摩耗性の評価を行い，一般国道 336 号広尾海岸における施工事例に基づいて，その実用性を示した.

175

7.4

参考文献

1) 一般財団法人 北海道道路管理技術センター：平成 30 年度 海岸擁壁の波浪による摩耗・洗掘調査 報告書，2019.

176

第8章
急勾配海底条件の防波施設の耐波設計法の提案

1778.1 急勾配に続くリーフ上のブロックの課題
急勾配に続くリーフ地形においては，リーフ幅が狭く，質量の大きな消波ブロックを設置することが困難な箇所が存在する.
このような場所では，設計波に対して安定な消波ブロックを設置するとブロック質量が大きくなり，法先のブロックがリーフ端部から転落して変状をきたす恐れがある．
この解決策としては，本来必要な消波ブロックよりも小さな消波ブロックを設置し，その法先に流出防止として根固ブロックを設置することで対応が可能となる.
本章では，数値波動水槽 CADMAS-SURF/2D 1)により，急勾配海底条件による砕波形
態の違いが根固ブロック及ぼす影響について検討した．また，水理模型実験により，1/2
勾配と 1/7 勾配における根固ブロックの耐波設計法について検討を行った．

178

8.2 急勾配地形における根固ブロック周辺の波力
8.2.1

計算方法
急勾配海底条件におけるリーフ上の根固ブロックに及ぼす影響について，数値波

動水槽 CADMAS-SURF/2D により検討を行った．
計算領域は，長さ 230 m，高さ 18 m とし，図-8.2.1 に示す計算水路内に，水理
模型実験と同様に地形および護岸を設置して規則波（造波波高 2.0 m，周期 4.5 s）
を作用させ，根固ブロック周囲の水圧の時系列データを出力した．図-8.2.2 に堤体設置状況を示す．根固ブロックは不透過構造物としてモデル化したが，ブロックに作用する揚圧力を計測するために，根固ブロック最下層のみ空隙率 40 %の透過構造物とした．地形は，一般的な海底勾配である 1/10 勾配と急勾配条件である 1/2
勾配，1/3 勾配，1/5 勾配に変化させ，さらにリーフ上の水深を h=2.0m，1.5m，1.0m

9.5m

11.5m

6.5m

に変化させて波力に与える影響について検討した．

180m

50m

図-8.2.1 数値計算領域
(m)
15
14

Δx=0.15mΔz=0.10m

1.7m

2.0m

12
11
10

根固ブロック(0.5×1.5m)

9
8
177

消波工

2.0m

z 座標

13

護岸擁壁

7.5m

179

181

183

185

187

x 座標
図-8.2.2 計算水路内の護岸断面（勾配 1/2）

179

189

191
(m)

8.2.2

根固ブロックに作用する波力の解析方法
波浪作用時の根固ブロック周囲のセルの水圧から，ブロックに作用する波力を算出した．根固ブロックは，引き波作用時に沖向きに滑動することが水理模型実験において確認されているため，ここでは引き波時に作用する沖向きの波力に着目し，揚圧力の影響を考慮した滑動合成波力により波力を評価した．
解析対象波は，波形が安定する 7 波目からの 5 波とし，式(8.2.1)により沖向きの無次元滑動合成波力 𝐹𝐹𝑠𝑠 ∗ を算出して，各対象波の 𝐹𝐹𝑠𝑠 ∗ の極大値の平均値をもって解析値とした．

𝐹𝐹𝑠𝑠 ∗ = −(𝐹𝐹𝐻𝐻 − 𝜇𝜇𝐹𝐹𝑉𝑉 )𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚
𝑑𝑑 ∙ 𝜌𝜌𝜌𝜌𝐻𝐻𝐼𝐼

(8.2.1)

ここに，𝐹𝐹𝐻𝐻：根固ブロックに作用する単位奥行き当たりの水平波圧合力（岸向きを正とする），𝐹𝐹𝑉𝑉 ：根固ブロックに作用する単位奥行き当たりの鉛直波圧合力（上向きを正とする），𝑑𝑑：根固ブロックの厚さ，𝜌𝜌：水の密度，𝑔𝑔：重力加速度，𝐻𝐻𝐼𝐼 ：入射波高，( )𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚 ：1 波中の極小値である．

図-8.2.3 に，引き波時の流速ベクトル図を示す．根固ブロック上部には沖向きの早い流れが生じ，ブロック沖側には渦が発生している．

消波工

根固ブロック

図-8.2.3 護岸への波浪作用状況（勾配 1/2，リーフ上水深 h=2.0m）

1808.2.3

根固ブロックに対する勾配の影響

図-8.2.4 は，勾配𝑖𝑖 と無次元滑動合成波力 𝐹𝐹𝑠𝑠 ∗ の関係を示している．

𝑖𝑖 が大きくなるにしたがって𝐹𝐹𝑠𝑠 ∗ も大きくなる傾向があり，𝑖𝑖=1/10 と比較すると，

𝑖𝑖=1/3 と𝑖𝑖=1/2 では𝐹𝐹𝑠𝑠 ∗ が 1.7～1.9 倍となっており，引き波時の波力は，急勾配条件ではより大きいことがわかる．これは，勾配条件による砕波形態の違いや，引き波時のブロック周辺での発生流速の違いが影響していると考えられる．

無次元滑動合成波力 𝑭𝑺

∗

0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0
0

𝑭𝑺∗ = −𝑭𝑯 − 𝝁𝑭𝑽 𝐦𝐢𝐧𝒅 � 𝝆𝒈𝑯𝑰

0.1

0.2

𝑭𝑯

0.3

𝑭𝑽

0.4

𝒅

（消波工）

0.5

湖底勾配 i
図-8.2.4 勾配が根固ブロックへの波力に及ぼす影響

181

0.6

8.2.4

根固ブロックに対する前面水深の影響

図-8.2.5 は，1/2 勾配における無次元滑動合成波力 𝐹𝐹𝑠𝑠 ∗ と波高水深比 Hi/h の関係を示している．

波高水深比 Hi/h が大きくなるにしたがって𝐹𝐹𝑠𝑠 ∗ も大きくなる傾向があり，引き波時の波力は根固ブロックの水深が小さくなるほど大きいことがわかる．

これは，図-8.2.6 に示すように，リーフ上の水深が大きいと引き波時にブロック
周辺での水脈が大きくなり，根固ブロックを押さえつける力が働いていると考えられる．

Fs*
無次元滑動合成波力 Fs*

0.6
h=2.0m0.5

h=1.5mh=1.0m

0.4
0.3
0.2
0.1
0
0

0.5

1

1.5

Hi/h
波高水深比 Hi/h
図-8.2.5 水深が根固ブロックへの波力に及ぼす影響

1822

リーフ上水深 h=2.0m

リ ー フ 上 水 深 h=1.5

リーフ上水深 h=1.0m

図-8.2.6 水深の違いによる根固ブロック周辺の波力の状況

183

8.3 1/7 勾配における根固ブロックの耐波設計
8.3.1

検討箇所の状況

本項で対象とした 1/7 勾配海岸は，リーフ地形上に建設された避難漁港であり，護岸形状と前浜地形は図-8.3.1 のようになっている．当該箇所では，2009 年 12 月 30
日から 2010 年 1 月 2 日の高波で 20t 型消波ブロックが消失し，越波によりエプロン部が陥没した（写真-8.3.1 および写真-8.3.2 参照）．

消波ブロック(20 t)

+5.9

+1.7

H.H.W.L +1.0
H.W.L +0.4
L.W.L +0.0
25.0
-5.5

-5.4

-5.6

-5.5

-6.4

4.5

+9.0 -3.0m岸壁
6.0
3.7
+6.0

-4.4

-3.1

-2.5 -2.5

＋0.7
2.2
-1.4

1.5

-2.0

-3.0

単位 (m)

図-8.3.1 現地における消波護岸と前面地形

被災前

被災後

2009年7月撮影

2010年6月撮影

写真-8.3.1 被災前後の消波ブロックの状況

2010年6月撮影
写真-8.3.2 護岸背後の被災状況

184

+1.6
+0.5

図-8.3.2 は，現地断面に対して水理模型実験より換算沖波波高 H0’と越波流量 qの関係を示したものである．消波ブロックが流出した状態では換算沖波波高 H0’=4.0
m で被災限界となることがわかる．被災時は H0’=6.0 m の波が来襲していたため，護岸背後地において被災限界である 1.0×10-2 m3/m/s を大きく上回る越波流量が生じ，打ち込み波圧によりエプロン部の陥没が起こったものと推測される．

1.0E+00
1.0E-01

越波流量 q (m3/m/s)

護岸背後の被災限界
1.0E-02
1.0E-03
1.0E-04

: 被災後
: 被災前
: 嵩上2 m
: 嵩上4 m

1.0E-05
1.0E-06
0.0

1.0

2.0

3.0

4.0

5.0

6.0

7.0

8.0

換算沖波波高 HO' (m)図-8.3.2 換算沖波波高と越波流量の関係

185

9.0

10.0 11.0

当該漁港の設計波は H0’=8.0 m であるから，原形復旧では設計波に対して護岸の被災が生じる恐れがあるが，護岸を 2m 嵩上げすることで被災限界以下に越波を抑えることが可能となる．
一方，既設消波ブロックは H0’=6.0 m で消失したことから，改良後に使用する消波ブロックは，6.3.2 で提案した安定数 Ns を用いたハドソン式に補正係数 x を乗じることで算定した結果，被災前の 20t 型ブロックに対して 80t 型ブロックが必要となることが分かった．
ただし、1/7 勾配においては沖向きの流れが強くなるため，法先に根固ブロックを設置することが必要であることから，水理模型実験により根固ブロックの耐波安定性の検討を行った．

+11.0
5.4
消波ブロック(80 t)
消波ブロック(20 t)

+5.9

4.5

+9.0 -3.0m岸壁
3.7 3.7 6.0
+6.0
+1.7

H.H.W.L +1.0
H.W.L +0.4
L.W.L +0.0

-4.4

-3.1

-2.5 -2.5

＋0.7
2.2
-1.4

+1.6
+0.5
1.5

-2.0

-3.0

単位 (m)
図-8.3.3 改良断面

186

8.3.2

水理模型実験

水理模型実験は縮尺 1/50 で実施し，2 次元造波水路（長さ 24.0 m，幅 0.6 m，高さ1.0 m）内に勾配 1/7 の斜面と，それに続くリーフ地形を作製し，その上に図-8.3.4に示す護岸模型を設置した．護岸の前面からリーフ端部までの距離は 20.0 m で，天端高は静水面から 9.5 m とした．
実験波は，1 波群が 150 波の不規則波を用い，周期を 12.0 s で一定とし，換算沖波
波高 H0’は 1 m 間隔で 1～ 10 m に変化させた．
安定実験の実施にあたって，まず消波ブロック設置位置における無堤時での有義波
高 H1/3 を計測した．安定実験では，現地量で，縦 2.5 m，横 4.75 m，高さ 1.5 m 開口率 9.2％となる貫通穴が設けられた根固ブロックを図-8.3.5 のように消波ブロック法
先に 1 列，水路幅方向に 6 個配置した．根固ブロックの密度 ρr は，現地換算質量で，62.5，81.3 および 100.0 t となるよう，それぞれ 3800，5000 および 6100 kg/ｍ3 に変化させた．

図-8.3.4 護岸模型の断面形状

図-8.3.5 消波ブロック法先の根固ブロックの平面配置

187

8.3.3

実験結果
図-8.3.6 に，根固ブロックの安定性に関する実験結果を示す．図中にプロットした実験値は，基準定数 Nso = 0.5 とした計算曲線と概ね一致しており，根固ブロッ
クの密度 ρr の増加に従って，HD に対する根固ブロックの安定質量 M の値は減少す
ることがわかる．

D

図-8.3.6 有義波高と根固ブロック安定質量188図-8.3.7 に，根固ブロック（100.0 t 型）が有る場合と無い場合について，換算
沖波波高 H0’と消波ブロック（62.5t 型）の被害率 D の関係を示す．D は，根固ブ
ロック無しの場合，H0’とともに増大する．しかしながら，根固ブロック有りの場
合には，設計波 H0’= 8.00 m に対して消波ブロックの移動は発生しない．また，被害率は，設計波を上回る H0’= 9.00 および 10.00 m においても D＝3.0 %に抑えることができる．
このように，急勾配に続くリーフ上の消波ブロックの流失を防ぐには，法先に根固ブロックを設置することが有効であることが示された．

図-8.3.7 波高と消波ブロック被災率の関係

189

8.3.4

根固ブロックの安定質量1/7 勾配に続くリーフ上における根固ブロックの安定質量は，安定数 Ns を用いた
ハドソン式に補正係数 x を乗じることで算定することを提案する．

𝜌𝜌𝑟𝑟 ∙ 𝑥𝑥 ∙ (𝐻𝐻𝐷𝐷 )3
𝑀𝑀 = 3
𝑁𝑁𝑠𝑠 (𝑆𝑆𝑟𝑟 − 1)3（8.3.1）

ここに，M：根固ブロックの安定質量
HD：堤体前有義波高ρr：コンクリート密度
Sr：水とコンクリートの密度比
x：補正係数（1/7 勾配では，2.8）
NS：安定数（式(8.3.2)より算定）

安定数 NS は，以下の藤池ら 2)の式により求める．

(8.3.2)
D

ここに，NS0：基準安定数（0.5）
HD：堤体前有義波高

ｈ’：マウンド基面水深
κ：無次元流速パラメーター

190

D

8.4 1/2 勾配における根固ブロックの耐波設計
8.4.1

検討箇所の状況

本項で対象とした 1/2 勾配は，支笏湖岸道路であり護岸形状と前浜地形は図-8.4.1と写真-8.4.1 のようになっている．

国道
護岸

リーフ地形

7.7m

図-8.4.1 現地における断面形状

リーフ地形

写真-8.4.1 支笏湖岸道路の前面の状況

191

5.0m

当該箇所はリーフ幅が狭いため，質量の大きな消波ブロックを設置すると，写真-8.4.2 のように法先のブロックが不安定となり急勾配斜面に流失する．
これを防止するためには，消波ブロックの法先に根固工として平型ブロックを設置することが必要となるが，既往のハドソン式によって安定計算を行った現地の根固ブ
ロックが質量不足のため，写真-8.4.3 のように変状している．
そこで，水理模型実験により，1/2 勾配における根固ブロックの耐波安定性の検討を行った．

写真-8.4.2 消波ブロックの流出

写真-8.4.3 根固ブロックの変状

192

8.4.2

水理模型実験

水理模型実験は縮尺 1/15 で実施し，図-8.4.2 に示すような 2 次元造波水路（長さ24.0 m，幅 0.6 m，高さ 1.0 m）内に勾配 1/2 の斜面と，それに続くリーフ地形を作製し，その上に図-8.4.3 に示す護岸模型を設置した．護岸の前面からリーフ端部までの距離は 7.65 m で，天端高は静水面から 2.0 m とした．消波工は，1.0 t 型の消波ブロックを用い，天端は 2 個並び（1.7 m）とした．
実験波は，1 波群が 150 波の不規則波を用い，周期を 4.5 s で一定とし，水位は 2012年 12 月 6 日に全面通行止めが講じられた際の標高 249.3 m とした．
安定実験においては，消波ブロックは 1.0 t 型のみを使用し，波高 2.00 m に対する安定性を確認した．そのうえで，質量の異なる 4 種類の根固ブロック（エックスブロック）を用い，消波ブロックの法先に 1 列設置した．波高 H0’を 0.25 m～2.00 m までの 7 パターンに変化させ，被災度 0.3 に対する安定質量を求めた．

0.51 m
9.41 m
造波機

0.133 m0.786 m0.63 m8.15 m1.26 m

図-8.4.2 実験水路

図-8.4.3 護岸模型の断面形状

1931.50 m8.4.3

実験結果
図-8.4.4 に，根固ブロックの安定性に関する実験結果を示す．支笏湖の護岸の設

計波高（50 年確率波）である H0’= 2.00 m に対しては，根固ブロックの安定質量は7.0 t であることが明らかとなった．

8.0

根固めブロック安定質量 M (t)

7.0
6.0

x = 7.0
5.0
4.0
3.0

x = 1.0
2.0
1.0
0.0
0.0

0.5

1.0
1.5
換算沖波波高 HO’ (m)図-8.4.4 波高と根固ブロック安定質量

194

2.0

2.5

8.4.4

根固ブロックの安定質量1/2 勾配に続くリーフ上における根固ブロックの安定質量は，ハドソン式に補正係数x を乗じることで算定することを提案する．

𝑀𝑀 =𝜌𝜌𝑟𝑟 ・𝑥𝑥・𝐻𝐻𝐷𝐷 3(8.4.1)𝐾𝐾𝐷𝐷 (𝑆𝑆𝑟𝑟 −1)3 ・cotα

ここに，M：根固ブロックの安定質量
HD：設計波高
KD：ブロック固有の係数（エックスブロックの場合 11.0）
ρr：コンクリート密度
Sr：水とコンクリートの密度比
α：消波工法面と水平面のなす角度
x：補正係数（1/2 勾配では，7.0）

195

8.5 急勾配地形に対するハドソン式の補正方法の提案
本研究では，急勾配地形におけるブロック質量の耐波安定性について，1/2 勾配（支
笏湖および大森海岸）と 1/7 勾配（松前小島漁港）を事例として実験を行い，各条件におけるハドソン式の補正係数を提案した．
ここで，海底勾配ｉとハドソン式の補正係数 x および数値計算より求めた無次元滑動合成波力 𝐹𝐹𝑠𝑠 ∗ の関係を図-8.5.1 に示す．無次元滑動合成波力 𝐹𝐹𝑠𝑠 ∗ は，ブロックに作用する引き波（岸から沖への流れ）と揚圧力の合力であり，ブロックの沖側への滑動

し易さを示している．つまり，無次元滑動合成波力 𝐹𝐹𝑠𝑠 ∗ が増加するほど，大きな質量のブロックが必要となり，補正係数 x の増加傾向と一致する．

補正係数 x は，リーフ幅 l と波長 L の比が l/L=0.3～0.5 で大きくなる傾向が認めら

れ，l/L=0.5 以上になると補正係数 x は小さくなる．これは，l/L=0.3～0.5 でリーフ上の巻波砕波による引き波流速が大きくなり，l/L=0.5 以上になると砕波後の岸向きの流れが卓越するためと考えられる．
このように，急勾配地形においてはリーフ幅 l と波長 L の比をパラメーターとした
図-8.5.1 によりハドソン式を補正することを提案する．
10.0
9.0
8.0

補
正
係
数
x

0.4

l/L=0.3～0.5

無
次
0.3 元
滑
動
合
0.2 成
波
力

消波ブロック

リーフ幅 l7.0
6.0

×：無次元滑動合成波力（数値計算）l/L=0.41●：補正係数（水理模型実験）

5.0

l/L=0.1～0.2

4.0
3.0

Fs*

l/L=0.5以上

0.1

2.0
1.0
0.0

0.01

0.02

0.03

0.05

0.1

0.2

海底勾配 i

図-8.5.1 海底勾配と補正係数の関係

196

0.3

0.5

1

0.0

8.6

現地の護岸改良までのソフト対策の提案
本項で対象とした支笏湖岸道路は，支笏洞爺国立公園区間内にありハード対策が完了するまでに時間を要する．
支笏湖では，南西の強風による風波と大雨による湖面水位の上昇により越波が発生することから，これらを予測する必要がある．
そこで，支笏湖における風況を気象庁の MSM（Meso Scale Model）を用いて，1 時間間隔で 39 時間先までの予測値を求める．これを用いて支笏湖上の風速を推定し，Wilson の第 4 式より換算沖波波高を求める予測計算を行う．
湖面水位については，過去の支笏湖周辺における雨量実況値と湖面水位変化量の関係を定量的に評価したうえで，36 時間先までの雨量予測情報を用いて，越波高さを求めるための水位を決定する．
これらの予測値を用いて，名越ら 3)が提案している越波打ち上げ式により 36 時間
先までの越波予測が可能となる（図-8.6.1 参照）
．

湖面水位
実況値

雨量予測値

ＭＳＭ風予測値
湖面の風の推定（WilsonⅣ式）

湖面水位の予測

波浪予測(越波打ち上げ式)
越波予測(36時間先まで)

図-8.6.1 支笏湖岸道路の越波ソフト対策フロー

197

8.7

第 8 章の結論

本章により以下のことが明らかになった．

(1) 数値波動水路により、一般的な海底勾配である 1/10 勾配に比べ，急勾配（1/2 勾配，
1/3 勾配）では，引き波の波力が 1.7～1.9 倍と大きくなることを示した．
(2) リーフ幅が狭く大質量の消波ブロックの設置が困難な条件への対処法として，根固ブロックを用いた補強工が有効であることを示した.
(3) 松前小島漁港（1/7 勾配），支笏湖岸道路（1/2 勾配）を事例とした，急勾配に続く
リーフ上に建設された防波施設における根固ブロックの耐波設計法を提案した.
(4) リーフ幅 l と波長 L をパラメーターとした急勾配に続くリーフ上におけるハドソン
式の補正方法を提案した.
(5) 支笏湖岸道路において，湖内発生波と水位の予測データを用いた，越波に対する道路の安全管理を支援するソフト対策を提案した．

198

8.8

参考文献

1) （財）沿岸技術研究センター，CADMAS-SURF 実務計算事例集，368p，2008．
2) 藤池貴史，木村克俊，林忠志，土井善和：消波ブロック被覆堤の前面マウンド被覆
材の耐波安定性，海岸工学論文集，第 46 巻，pp.881-885，1999.
3) 名越隆雄・木村克俊・佐藤涼祐・アイン ナターシャ・小松麻美：国道 453 号支笏湖
湖岸道路における越波による通行障害に関する検討，平成 30 年度土木学会北海道支部論文報告集第 75 号，B-05，2019.

199

第9章
結

論

200

9.1 各章の結論
ここでは，これまでに述べた研究成果の結論を示す.

第1章

序論

本研究のテーマである海岸道路施設の変状に関わる背景，目的，概要について述
べた．

第2章

海岸道路における防波施設の高波被害事例の分析

礫性海岸における海岸道路の防波施設の摩耗実態について，被災事例を示した．
また，砂浜海岸における防波施設の洗掘実態について，被災事例を示した.
礫性海岸における防波施設の摩耗速度は，T.P.±0.0m 付近で大きくなる傾向が分かった．
砂浜海岸では，高波によって急激に防波施設前面の地盤が洗掘され,道路に深刻な影響を及ぼすことを明らかにした．
砂浜海岸における洗堀に伴う重大災害に共通する要因は前浜の減少であり，定期的なモニタリングによる現状把握と，適切な消波工の設置が必要であることを示した.
急勾配海底地形に建設された防波施設では，消波ブロックの沈下や散乱が急速に進行し，背後の道路関連施設に大きな被害を発生していることを明らかにした.

第3章

礫性海岸におけるスリット式護岸の摩耗被害の分析

現地においては，T.P.±0.0 m 付近のスリットの摩耗が最も激しく，最大で 278 mmであった．27 年間の摩耗速度は 10 mm/年程度であった．
粗石の衝突率は前面水深 d = 0.0 m で最も大きく，現地における摩耗状況と一致した．また，周期が長いほど粗石の衝突率が大きくなることが明らかとなった．
換算沖波波高と粗石の衝突速度については，粗石の移動が確認できる縮尺 1/20の模型実験により関係を示した．さらに，換算沖波波高とスリット部の流速の関係を求めたところ，波高 5 m で流速が頭打ちとなることが分かった．
当該護岸の近傍における波浪観測データより粗石の衝突回数と衝突速度を求め，豊福らの算定式を用いることにより，現地における摩耗量を推定できることを明ら
かにした．

201

スリット式護岸の補修工法については，摩耗した部分をコンクリートで充填し，前面に消波ブロックを設置することが最適であることを示した．

第4章

礫性海岸における直積ブロック式護岸の摩耗被害の分析

現地において施工された直積ブロック式護岸では，年平均摩耗速度は最大で 88.6mm/年であった．
静水面と粗石の天端面が一致している水深 d = 0.0 m において，粗石の移動が最も顕著であることを示した．また，周期が長いほど粗石の衝突回数が増えることが明らかとなった．
当該護岸の近傍における波浪観測データより粗石の衝突回数と移動速度を求め，豊福らの算定式を用いることにより，現地における摩耗量を推定した．
直積ブロック式護岸の補修工法については，摩耗した部分をコンクリートで充填し，前面に消波ブロックを設置することが有効であることを示した．ただし，トン
ネル坑口であることから，仮設越波柵により運転の障害となる越波飛沫を防ぐことを提案した．

第5章

カルデラ湖で発生した風波による湖岸道路の施設被害の分析

支笏湖岸道路の越波による道路施設の被害状況を整理し，洗掘や摩耗によって道路護岸の損壊が発生することを明らかにした．
支笏湖護岸道路における過去の通行止め状況を分析し，支笏湖の風波による波浪の発生メカニズムを明らかにした上で設計に用いる確率波高を示した．
越波実験と現地観測により，現状護岸の越波の打ち上げ高さの再現性を確認した．
護岸前面に消波工を設置することにより、越波打ち上げ高さを 5 割程度減少できる
ことを明らかにした．
支笏湖岸道路の越波対策および護岸の摩耗対策として，消波ブロックの設置が有効であることを示した．ただし，湖底が急勾配であるため消波ブロックの流出が発生することから，流出防止として根固ブロックを設置することが必要であることを
示した．

202

第6章

急斜面に続くリーフ上の道路関連施設の高波被害の分析

急斜面に続くリーフ上の護岸においては消波ブロックの沈下・散乱が進行し，その影響で護岸背後の道路施設で大規模な被災が発生したことを明らかにした.
1/7 勾配斜面に続くリーフ上の消波ブロックでは，安定限界を超えて急激に被災度が増大することが明らかとなった.現在の設計基準に示されている準用して，波数と被災度を求める算定式を新たに提案した.
1/2 勾配斜面および 1/7 勾配斜面に続くリーフ上の消波ブロックの安定質量の算
定方法について示した．
現地における防波板の被災再現実験を行って，リーフ上に設置した消波ブロックの流出よって，防波板の耐力を超える波力が作用し，被災に至ったことを示した．

第7章

礫性海岸における消波護岸の摩耗対策工法の提案

地形条件や気象海象条件に左右されて，直接計測が困難な海岸道路の防波施設の管理方法として，UAV（無人航空機）を活用した摩耗調査方法を提案した．
新しいタイプの摩耗対策である超高強度繊維補強材料の耐摩耗性の評価を行い，一般国道 336 号広尾海岸における施工事例に基づいて，その実用性を示した．

第8章

急勾配海底条件の防波施設の耐波設計法の提案

数値波動水路により、一般的な海底勾配である 1/10 勾配に比べ，急勾配（1/2 勾配，1/3 勾配）では，引き波の波力が 1.7～1.9 倍と大きくなることを示した．
リーフ幅が狭く大質量の消波ブロックの設置が困難な条件への対処法として，根固ブロックを用いた補強工が有効であることを示した．
松前小島漁港（1/7 勾配），支笏湖岸道路（1/2 勾配）を事例とした，急勾配に続くリーフ上に建設された防波施設における根固ブロックの耐波設計法を提案した.
リーフ幅 l と波長 L をパラメーターとした急勾配に続くリーフ上におけるハドソン式の補正方法を提案した.
支笏湖岸道路において，湖内発生波と水位の予測データを用いた，越波に対する道路の安全管理を支援するソフト対策を提案した．

203

9.2 今後の課題と展望
本研究の意義は，近年顕在化している海岸道路の防波施設の摩耗や，既往の技術基
準で対応出来なかった急勾配海底地形に建設された消波ブロックの流失など，防波施設の変状の発生メカニズムを解明し，その知見を取りまとめて設計者に周知することである．
研究対象は，北海道の太平洋および日本海の海岸道路の事例を中心として進めたものであるが，流氷の来襲するオホーツク海側のデータ蓄積が十分でない面もあり現地調査を継続していくことが課題である．
ただし，道路管理の現場では実施可能な手法を提案することが急がれていることから，本研究の成果から海岸道路の技術的課題と解決策について，道路管理者にも分かりやすい「海岸道路の管理に関する手引き書」を作成し，周知することが重要である．
また，全国の海岸保全施設においても同様な被災が起きていることから，道路を中心とした本論文の知見を，海岸分野全体に発信していくことが必要である．

204

謝

辞

205

本論文は，室蘭工業大学大学院教授 木村克俊 博士の御指導のもと，3 年間の研究成果を取り纏めたものです．
この間，主査を引き受けて頂いた木村克俊 博士には終始熱心な御指導，御鞭撻を頂きました．ここに，深甚なる謝意を表し深く感謝申し上げます．
木村克俊 博士には，研究内容に関することは勿論のこと，研究者としての姿勢や心構えに関することにも御指導頂くとともに，研究の過程で困難に直面した時には,暖かな手を差し伸べて頂きました．これら多くのことを学ばせて頂いたことは，私にとって他の何にも代えがたい、貴重な財産となりました．本当にありがとうございました．
副査を引き受けて頂いた室蘭工業大学大学院教授 中津川誠 博士，ならびに室蘭工業大学大学院教授 川村志麻 博士には，本論文のご審査をお執り賜り，親切なご指導と適切なご助言を頂きました．ここに，深く感謝申し上げます．
北海道科学大学工学部教授 山本泰司 博士には，本研究を遂行するにあたり，多くのデータを提供頂くとともに，貴重なご意見・ご指導を頂きました．
国立研究開発法人土木研究所寒地土木研究所 上久保勝美 博士，日本データーサービ
ス株式会社 越智聖志 博士には，本論文の取り纏めに関するご助言を賜りました．
ここに，深く感謝申し上げます．
また，北海道開発局からは多くの貴重なデータを提供頂きました．株式会社ドーコン，
株式会社構研エンジニアリング，一般財団法人日本気象協会北海道支社，株式会社土木
技術コンサルタント，室蘭工業大学海岸工学研究室の皆様には，本研究の遂行にあたり多大なご協力を賜りました．ここに，厚く御礼申し上げます．
著者が在職する一般財団法人北海道道路管理技術センターにおきましては，会社の業
務と同時に研究の実施を認めて頂き，研究に関する多大なバックアップと御配慮を賜りました．桜田昌之 理事長をはじめ，役職員の皆様に深く感謝申し上げます．
最後に，3 年にわたる著者の業務と研究を理解し，暖かく見守ってくれた家族に感謝いたします．

206