京都大学防災研究所年報

第 48 号 B

平成 17 年 4 月

Annuals of Disas. Prev. Res. Inst., Kyoto Univ., No.48B, 2005

消波工被覆堤下の地盤内間隙水圧の波浪応答に関する
現地観測と数値計算
高山知司・安田誠宏・辻尾大樹 ∗・谷口昇太郎 ∗∗・佐々真志 ∗∗∗・高橋重雄 ∗∗∗・水谷雅裕 ∗∗∗∗* パシフィックコンサルタンツ（株）** 京都大学大学院工学研究科*** （独法）港湾空港技術研究所**** 国土交通省四国地方整備局高松港湾空港技術調査事務所

要旨

高波浪時における海底砂質地盤の応答を調べるため，海底地盤上の水圧と地盤内間隙水圧を系統的に観測した．また，VOF-FEM による数値計算を実施し，間隙水圧の波浪応答について観測結果と比較した．現地観測の結果，残留間隙水圧の長周期変動
成分は，来襲波浪の波群特性に関係していることがわかった．また，上載構造物下の地盤内における間隙水圧の位相差を含んだ時系列変動は，波浪作用によって生じる構
造物の運動に起因していることを数値計算で明らかにした．液状化については，構造物による上載圧の増加を考慮すると，法先自由地盤を除いて，発生する可能性は極めて低いという結論に達した．
キーワード: 間隙水圧，波浪応答，現地観測，VOF-FEM，液状化

1. はじめにる。地盤が液状化すると支持力を失い，その直上の海岸構造物は容易に地盤内に沈みこむ。また，液状近年，高波浪に起因した海岸構造物の被災が多化によって構造物まわりの砂移動や洗掘が助長され発している。特に，消波工被覆堤においては，消波ることも考えられる。これらの現象は，消波ブロッ

ブロックの沈下被災が数多く報告されている（五明クの沈下によって被覆材の天端が下がり，ケーソン

ら，1995，1997）。五明らは消波ブロックの被災調に対する衝撃砕波力の発生，さらに，消波ブロック査を行い，「法尻部の沈下による全体の沈下散乱」との移動にともなうケーソン側壁の陥没や中詰砂の流いう被災形態があることを明らかにした。「法尻部出というケーソン本体への被害を引き起こすことかの沈下による全体の沈下散乱」は Fig.1 に示すよう

ら，沈下原因の解明が重要になってきている。

に，暴波の来襲時に法先地盤や法尻部が沈下し，そ本研究は，高知港東第一防波堤において，2003 年

れに伴ってマウンドや消波ブロックも沈下散乱する

および 2004 年に実施した，自由地盤と防波堤直下というものである。その原因として，法先地盤の洗地盤（法先自由地盤，洗掘防止工下，消波ブロック掘が挙げられているが，高波浪の作用によるマウン

下，ケーソン直下）における水圧と間隙水圧の系統

ド直下地盤の液状化の可能性も指摘されている。

的な観測に加え，高橋ら (2002) の開発した VOF-

本研究では，海岸構造物の沈下原因として，「波

FEM 法を用いて間隙水圧の波浪応答に関する数値

浪による海底地盤の液状化」の可能性に着目した。

計算を行い，高波浪時における地盤内間隙水圧の波「波浪による海底地盤の液状化」とは，地盤の液状浪応答を明らかにすることを目的としている。

化が残留間隙水圧に起因した現象であると考えていFig.2 Observation site
Fig.1 Destabilization of the seabed and settlement of breakwaters during a storm
2. 間隙水圧の波浪応答観測の概要
2.1 観測場所
観測場所は Fig.2 に示す高知県の高知港三里地区，
東第一防波堤サイトである。南防波堤の沖，水深-30m 地点には，NOWPHAS の波高計（海象計）が設置されている。
2.2

観測方法(1) 計器設置状況
Fig.2 中に示す No.1 の完全自由地盤 (P 地点) とNo.2 の防波堤直下の基礎地盤（「法先自由地盤 (P1地点)」，「洗掘防止工下 (P2 地点)」，「消波ブロック
下 (P3 地点)」，「ケーソン直下 (P4 地点)」）を対象とし，自由地盤直上の水圧と地盤内の間隙水圧を，水圧計と間隙水圧計を用いて計測した。観測計器設
置状況を Fig.3 に示す。

P 地点においては，地盤直上 0.5m に波圧測定用

Fig.3 Measuring gauge installation
データ解析を簡素化するために，連続観測された
生データは，毎正時と+30 分を中心に前後 15 分ず
つの 30 分間を一つのグループとして，1 時間を 2
つにグループ化している。この際，サンプリング周
波数は，50Hz で観測したデータから 10 個に 1 つず
つ取り出し，5Hz のデータに間引いて用いている。

(2)

水圧データの成分分離の水圧計を設置し，地盤内 3 深度（海底地盤面を基

水圧データ p0 は，(a) 潮位変動成分 p0t と (b) 波

準として，-0.67m，-1.0m，-2.0m）に間隙水圧計を群に伴う長周期波成分 p0l および，(c) 波浪による設置した。P1 地点においては，地盤直上 0.5m に短周期成分 p0 に分けている。

水圧計を設置し，地盤内 2 深度（-0.6m，-2.0m）に(a)

間隙水圧計を設置した。ここで，高波浪時の地盤の動態の影響を受けないようにするため，水圧計は地盤表面に設置せずに地盤直上 0.5m に設置した。
また，P2，P3，P4 地点においては，地盤内 3 深度

(1)潮位変動成分 p0t

潮位変動成分は，水圧データ p0 に対してウィン
ドウ幅 10 分で移動平均をとった成分とする。

(b)

長周期波成分 p0l（-0.6m，-1.0m，-2.0m）に間隙水圧計を設置した。

長周期波成分は，水圧データ p0 から潮位変動成(2) 観測システム
観測データは，既設ケーソンの上部工上に設置し分 p0t を引き，有義波周期の数倍のウィンドウ幅である 40 秒で移動平均をとった成分である。これはた海上観測室に伝達される。計測信号は，海底多芯

波浪の波群特性による成分と考えられる。

ケーブルと波圧計用ケーブルを通じて，観測室内の(c)

データロガーに伝達される。計測の ON/OFF につ(1)

波浪短周期成分 p0

波浪短周期成分は，風波による一波一波の変動成

いては，携帯電話を用いた無線制御とした。

分である。この成分は，水圧データ p0 から潮位変2.3

観測データの解析方法

動成分 p0t と長周期波成分 p0l を引いた成分となる。

(1)

データのグループ化(3)

間隙水圧データの成分分離

(a)振動成分振幅比

振動成分振幅比は，P および P1 については，地(1)

表面上における水圧変動 p0 の 30 分間の 2 乗平均(1)

振幅 p0 に対する，地盤内 3 深度における過剰間隙
(1)

(1)

水圧の振動成分 pe の 30 分間の 2 乗平均振幅 pe
(1)

(1)

の比 pe /p0 である。また，P2〜P4 については水圧計が設置できないため，水深-0.6m における間隙(1)

水圧変動 pe0.6 を水圧変動と見なし，これに対する
(1)

(1)

比 pe /pe0.6 としている．この値は，波浪による水圧短周期変動が地盤内に伝わるときの減衰量を示し
ている。

(b)

残留間隙水圧比

残留間隙水圧比は，地盤内における過剰間隙水圧
(2)

(2)

の残留成分 pe の各グループ内の最大値 pe

max お
(2)
よび平均値 pe mean の，当該地点における有効土被り圧 σv 0 に対する比である。この値は，残留間隙水圧によって地盤がどの程度不安定になっているか，

Fig.4

Component of measured pore pressure data

間隙水圧データ pe は，上述の水圧変動成分（潮位変動成分 p0t ＋長周期波成分 p0l ）と過剰間隙水

つまり液状化の可能性の指標を示している。

3. 観測時の気象条件と波浪特性
3.1

観測時の台風条件(2)
圧に分離し，過剰間隙水圧 pe は (a) 残留成分 pe(1)および (b) 振動成分 pe が重なりあったものとし2003 年に観測した台風 0310 号は，Fig.5(a) に示
すように，8 日 21 時 30 分頃に高知県室戸市付近て考える。Fig.4 に間隙水圧データ成分の模式図をに上陸した。観測地点に最接近したのは，8 月 8 日示す。

21 時頃で，その時の中心気圧は 950hPa であった。

(2)
残留成分 pe(a)

残留成分の抽出には，まず，間隙水圧データ pe か2003 年 8 月 7 日 11 時から 8 月 11 日 8 時にかけて
4 日間にわたり，連続観測を実施した。

ら上述の水圧変動成分（潮位変動成分 p0t ＋長周期波

2004 年に観測した台風 0416 号は，Fig.5(b) に示

成分 p0l ）を引く。ここで，水圧変動成分（p0t +p0l ）すように，30 日 9 時 30 分頃に鹿児島県に上陸し，は周期が長いために，地盤内にそのまま伝播すると九州地方を縦断した。同日 17 時頃に山口県に再上考えており，間隙水圧から水圧変動成分を引いたも陸した後，中国地方を北西に進み，日本海に抜けのを過剰間隙水圧 pe  としている。残留成分はそのた。観測地点に最接近したのは，8 月 30 日 18 時頃



過剰間隙水圧 pe を有義波周期の数倍のウィンドウ

で，その時の中心気圧は約 950hPa であった。2004

幅 40 秒で移動平均をとったものとした。つまり，間年 8 月 27 日 9 時から 8 月 31 日 19 時にかけて約 4.5

隙水圧の残留成分は過剰間隙水圧の長周期変動成分

日間にわたり，連続観測を実施した。

である。
(1)
振動成分 pe(b)

振動成分は，上述の過剰間隙水圧 pe  から残留成
(2)

分 pe

を除去した成分とした。間隙水圧の振動成

2004 年に観測したもうひとつの台風 0423 号は，Fig.5(b) に示すように，20 日 13 時頃，高知県土佐清水市付近に上陸した。台風 0423 号は，2003 年の台風 0310 号と同様の経路をとり，観測地点に最接分は過剰間隙水圧の短周期変動成分である。

近したのは，10 月 20 日 15 時頃で，その時の中心(4)

気圧は 955hPa であった。2004 年 10 月 20 日 13 時

パラメータの算出

観測データから算出するパラメータとして，地盤内の間隙水圧振動成分の減衰傾向を明らかにするために (a) 振動成分振幅比を，また，地盤内に発生した残留間隙水圧による支持力の低下の割合を明らかにするために (b) 残留間隙水圧比を考えた。

から 10 月 22 日 13 時にかけて約 2 日間にわたり，連続観測を実施した。

3.2

観測波浪の特性(1)

沖合波浪特性(a) T0310(b) T0416 and T0423

Fig.5 Tracks of observed typhoons

Fig.7 Observed maximum and averagepressure on seabed at P1
Table.1 Observed wave characteristics

Fig.6(c) に示す。有義波高は 2004 年 10 月 20 日 12時頃から急上昇し，20 日 14 時頃に約 12.5m でピークをむかえた。また，その時の有義波周期は 16s 程

Fig.6 Observed signiﬁcant wave height andperiod at Kochi Port度であった。有義波高 8m 以上を継続していた時間
は約 2 時間と短いが，これは台風の進行速度が速かったためである。

台風 0310 号観測時における沖合波浪観測結果をFig.6(a) に示す。有義波高は 2003 年 8 月 8 日 16 時

(2)波圧変動特性

台風 0310 号時に P1 地点で計測された水圧変動

頃に約 10m でピークをむかえ，有義波周期は 13sの最大，平均両振幅の時刻歴を Fig.7(a) に示す。縦程度であった。また，8 日 22 時には 4m 以下になっ軸は水圧変動の両振幅 [kPa]，横軸は時間 [day] でた。有義波高 8m 以上を継続していた時間は約 6 時ある。観測開始から徐々に波高は増大し，2003 年間と比較的長時間であった。

8 月 8 日の 15 時頃 (観測 1.2 日目) に 54kPa，波高

台風 0416 号観測時における沖合波浪観測結果をにして約 5.5m でピーク値をとった。8 日 21 時以降

Fig.6(b) に示す。有義波高は 2004 年 8 月 27 日から(観測 1.4 日目)，波圧変動両振幅の最大値，平均値

徐々に上昇し，28 日 18 時に約 6m で 1 度目のピー

ともに徐々に減少し，9 日 1 時頃 (観測 1.6 日目) にク値をとった後，有義波高は 4m 程度に減少するが，は 20kPa を下回った。

29 日 10 時頃から再び上昇し始め，30 日 20 時に約

台風 0416 号時にの水圧変動の時刻歴を Fig.7(b)10m で 2 度目のピークをむかえた。高波浪時の有義波周期は 13s 程度であった。有義波高 8m 以上をに示す。最大，平均両振幅とも観測開始から徐々に継続していた時間は約 3 時間であった。
台風 0423 号観測時における沖合波浪観測結果を増大し，2004 年 8 月 28 日 6 時頃 (観測 0.9 日目)
で 1 度目のピーク値約 41kPa，波高にして 4.2m をとった。その後，両振幅は減少するが，波高 2m〜

Fig.8(a)Vertical oscillation amplitude ratioon T0310

Fig.8(b) Vertical oscillation amplitude ratioon T0416

3m を維持し，30 日 18 時 30 分頃 (観測 3.4 日目) に

4.1

短周期変動特性

2 度目のピーク値約 47kPa，波高にして約 4.8m をとった。その後，波圧変動両振幅は減少し，31 日(1)振動振幅比特性

13 時 30 分頃には 20kPa を下回った。

で計測された振動振幅で他の深度の振動振幅を除し振動成分振幅比として，各地点の最も浅い水圧計

台風 0423 号時の水圧変動の時刻歴を Fig.7(c) にて得られる (a) 鉛直方向の振動振幅比と，P1 地点示す。観測開始から急激に波高は増大し，10 月 20の各深度の振動振幅で他地点同深度の振動振幅を除日 15 時 30 分頃 (観測 0.13 日目) に約 61kPa，波高して得られる (b) 水平方向の振動振幅比の２つを考にして約 6.25m でピークをとった。その後，波圧える。

変動両振幅は急激に減少し，20 日 21 時 30 分頃に(a)

鉛直方向の振動振幅比特性は 20kPa を下回った。

(i)

振動振幅比特性

これらの 3 つの台風の波浪特性の比較表を Table.1

各地点の鉛直方向の振動振幅比時刻歴を Fig.8(a)に示す。3 つの台風を比較すると，最高波高，有義波

および (b) に示す。それぞれ台風 0310 号，0416 号

高ともに T0423 号が最も大きく，T0310 号，T0416の観測結果である。全地点において深さ方向に振号の順であった。しかし，最大波高 2m 以上を継続

動振幅の減衰がみられる。特に，P3，P4 地点におしている期間は T0416 号が 3.75 日間と最も長かっ

ける減衰が大きい。P3 地点以外については，観測

た。T0416 号は進行速度が非常に遅い台風で，ま期間を通じて振幅比に大きな変動はないが，P3 地

た，Fig.5(b) の経路図に示したように一度観測サイ

点のみ振幅比に時間的変化が見られる。上層 2 深トに近づいた後，少し遠ざかってから再び観測サイ

度（-0.6m と-1.0m）の減衰比は観測期間を通じてトに近づいたために，高波浪の継続期間が他の 2 台

ほぼ一定であるが，台風が通過し波高が小さくなる

風と比べて長くなったと考えられる。T0423 号とと-2.0m の振幅比の値は大きく，減衰は小さくなる。

T0310 号はほぼ同様の経路であるが，最大波高ピー
ク値は 6.25m と T0310 号の 5.5m より大きかった。

3 台風の観測時の鉛直振動振幅比の比較表を Table.2 に示す。P3 地点以外の各地点における鉛直振

また，台風移動速度が速かったために，高波浪の継動振幅比は，いずれの台風でもほぼ一定である。鉛続期間は 0.4 日間で，T0310 号の 0.87 日間より短直方向に一定の割合で減衰しており，減衰比についかった。

ても台風毎の違いはあまり見られない。また，P3，

4. 現地観測結果と考察

度と，P2 地点の 0.8 に比べて大きい。これは，P3，P4 地点の-0.6m に対する-2.0m の振幅減衰が 0.4 程Table.2 Vertical oscillation amplitude ratio

地点に着目すると上述のように，-0.6m に対する-

1.0m の鉛直振動振幅比は P2，P4 地点の各深度と同様に，来襲波浪に関係なくほぼ一定の減衰を示す
が，-0.6m に対する-2.0m の振幅減衰は来襲波浪によって減衰傾向が変化する。

P4 地点が消波ブロックやケーソンの直下に位置す(b) 水平方向の振動振幅比特性
水平方向の振動振幅比は，P1 地点の水圧計で計るため，構造物を敷設する際に地盤が締め固まった

測された水圧波浪変動振幅に対する，各地点各深度ために間隙が小さくなり，透水性が低くなったからの間隙水圧振動振幅の比であり，防波堤前面で起こと考えられる。特に，P3 地点に関しては，来襲波る重複波モードがどこに位置するのかを明らかにす浪が減少した後も，-0.6m に対する-1.0m の振動振るものである。

幅比がほぼ一定であるにもかかわらず，-2.0m の振動振幅比は大きくなっている。

(i) P2 地点
P2 地点の振動振幅水平方向比と同時刻の有義波(ii)

周期との関係を Fig.10(a) に示す。P2 地点では，多振動振幅減衰特性

前述のように，P3 地点における来襲波浪に対する振動振幅比の変化に着目して，この地点での 2 深度の鉛直振動振幅比と，同時刻に P1 地点で観測された有義波周期との関係を調べてみた。P1 地点の少のばらつきはあるが，来襲波浪に関わらず-0.6mと-2.0m の振幅比は共に変動し，8〜10s の周期でそれぞれ 0.8，0.7 であり，12〜16s の周期では 1.0〜

1.2，0.9 である。

有義波周期に対する P3 地点における間隙水圧の鉛
直方向振動振幅比を Fig.9 に示す。
この図からわかるように，高波浪時の周期 12〜

16s では振幅比が 0.4 程度になり非常に大きな減衰を示しているが，波高が小さくなった時の周期 8〜10s の波浪ではほとんど振幅の減衰が見られない。

(ii) P3 地点
P3 地点の振動振幅水平方向比を Fig.10(b) に示す。P3 地点では，-2.0m の振動振幅水平方向比は
来襲波浪に対してほぼ変動なく，0.5〜0.6 を示して

Fig.9 Vertical oscillation amplitude ratio at P3

いるが，-0.6m の振幅水平方向比は 12〜16s の周期では 1.0 を大きく越えて 1.4〜1.6 であり，8s 付近

図示していないが，P2 と P4 地点の鉛直振動振
幅比は，いずれの台風についても，来襲波浪に関係なくほぼ一定の減衰を示す。しかしながら，P3の周期では 0.5〜0.6 で-2.0m の振幅比とほとんど変わらない。
(iii) P4 地点

P4 地点の振動振幅水平方向比を Fig.10(c) に示る。P2〜P4 地点の-0.6m の振幅水平方向比に着目す。P4 地点では，来襲波浪に関わらず-0.6m と-2.0m

すると，各地点とも周期 12〜16s で P1 の振動振幅は連動して変化し，8〜10s 程度の周期ではそれぞを上回り，特に，P3 の-0.6m において大きく上回

れ 0.7〜0.8，約 0.3 であり，12〜16s の周期では 1.0

ることがわかる。

〜1.2，約 0.5 である。

また，周期 8s 程度では各地点とも P1 の振幅を下回り，特に P3 の-0.6m の振幅が最も小さい。これは，周期 12〜16s 程度の波浪が来襲した場合，P3付近が腹として大きく変動し，P1 地点かあるいは

P1 より沖側を節として変動する重複波モードであり，一方で，周期 8s 程度の波浪が来襲した場合には，P3 付近を節のように変動が小さく，P1 付近で腹のように変動が大きくなる重複波モードに変化す
るからである。
以上のことから，前述した P3 地点の鉛直方向の振動振幅比の変化は，来襲波浪によって重複波モードが変化したことによって起こったのではないかと考えられる。

(2)

振動位相特性(a)

振動成分の連続記録

台風 0416 号の連続観測で得られた，最大波来襲時の振動成分の 5 分間の時系列データを Fig.11 に示す。P，P1，P2 地点については深さ方向に同じ位相で変化している。P3，P4 地点については他の地点と異なり，P3，P4 地点の-0.6m と-1.0m は同位相であるが，上層 2 深度 (-0.6m と-1.0m) と-2.0mの間に位相差が生じている。また，位相差は P4 地点に比べて，P3 地点の方が大きい。図示はしてい(iv) 水平方向の振動振幅比特性
各地点の水平方向の振動振幅比特性について比較
すると，各地点の-0.6m の値が地盤表面にかかる水圧とほぼ同様であるとすれば，-0.6m の値を用いて防波堤前面での重複波モードを特定することができ

Fig.11 Time series of oscillation component
variation on T0416 (04/8/30/18:30-18:35)

ないが，台風 0310 号および 0423 号についても同えられる。-0.6m と-1.0m では，間隙水圧が波浪に様の傾向が見られた。

よって大きく変動するため，地盤骨格変形による間(b)

隙水圧変化の影響はあまり表れてこない。しかしな

振動成分相関係数

振動成分の相関係数を Table.3 および Fig12(a)〜(c) に示す。3 観測ともに，P，P1，P2 地点の各深度の振動成分相関係数については，ほぼ 1.0 で相関はよい。P4 地点では，-0.6m と-1.0m の相関はよい
が，-1.0m と-2.0m の相関は波高が減少するに従って小さくなり，P，P1，P2 地点と比べてかなり低くなる。また，P3 地点に関しては，P4 地点と同様に-0.6m と-1.0m の相関がよく，-1.0m と-2.0m の相関が低い．図示していないが，最大波高来襲後のP3 地点-1.0m と-2.0m の相関は著しく低下し，0〜
0.2 を示す。
構造物下の P3 と P4 地点において，上層 2 深度（-0.6m と-1.0m）と-2.0m の振動成分が位相差を含んで変動するのは，波浪によって上載構造物が振動し，その運動がマウンドを介して地盤骨格の変形として間隙水圧の変動に影響を及ぼしているためと考

Table.3 Correlation coeﬃcient of oscillation
componentがら，振動振幅の減衰が非常に大きい-2.0m では，
波浪による間隙水圧変動の影響が小さいため，相対的に地盤骨格変形の影響が大きくなり，間隙水圧変動に現れるようになる。さらに，波高の減少過程
で，P3 と P4 地点の-1.0m と-2.0m の相関係数が低くなっているのは，波高減少により構造物の振動が小さくなるにもかかわらず，波高減少に伴って地盤内に伝播する間隙水圧も小さくなるので，構造物振動の影響が大きくなり，-1.0m と-2.0m の相関が悪くなるためと考えられる。

しかしながら，P3 地点-2.0m の位相差（相関係数）の変化と来襲波浪との関係は不明な点が多く，今後も検討を要する。

4.2

残留間隙水圧変動特性

残留間隙水圧は，40s のウィンドウ幅で移動平均をとったものであり，40s 以上の周期をもつ長周期変動が含まれる。また，残留間隙水圧には，数波でFig.13(a)Time series of residual component

Fig.13(b)Wave component and envelope curve

蓄積と消散を繰返して長周期で変動するものと，数百から数千波かけて徐々に蓄積するものがある。以下では，前者を残留間隙水圧変動成分とし，後者を残留間隙水圧の平均的成分とする。
台風 0416 号通過に伴う高波浪来襲時（2004 年 8月 28 日 5 時頃）における各地点の残留間隙水圧の30 分データを Fig.13(a) に示す。Fig.13(a) には残留間隙水圧変動成分が表れている。また，残留間隙
水圧の上昇に影響を与える外力要因は，繰返しせん
断応力 τ であり，これは波浪作用によって地盤内に動員される。したがって，波浪負荷によって地盤表(2) 周波数スペクトル解析
上述の方法で得られた水圧波浪成分の振幅包絡波面に作用する波圧変動が重要となる。

形と，残留間隙水圧変動成分との関係をスペクトル

間隙水圧の数波で変動する残留変動特性と数波での観点から調べる。フーリエ変換を用いて周波数ス変動する波群特性との関係を，スペクトルを比較す

ペクトル解析を行った。解析計算に用いたデータ数

ることによって調べる。

は約 9000 個，データ間隔は 0.2s である。

(1)波群特性としての波圧変動包絡波形

高波浪来襲時における P と P1 地点の波圧包絡

数波で変動する水圧の波群特性として，水圧波浪

波形と各地点の過剰間隙水圧残留間隙水圧変動成成分の振幅包絡波形を考えた。波圧の振幅包絡波形

分の周波数スペクトル解析結果を Fig.14(a)〜(c) にの簡易算出法として次の手順を用いた。

示す。

(1)

1) 水 圧 デ ー タ の 波 浪成 分 p0 を 平 均 化 す る(1)（p0 ave ：各グループの水圧波浪成分の平均）。
(1)

(1)

p = p0 − p0 ave(1)のピークを比較したものを Table.4 に示す。いずれの台風でも，P と P1 地点の波圧包絡波形と残留変動成分のそれぞれのスペクトルピークは，ほぼ同じ周波数のところに現れている。これは，水圧波浪成2)p を 2 乗して，すべて正の値にする。
P = p2

また，各地点の残留間隙水圧変動成分の変動周期分の包絡波形，つまり波群と残留間隙水圧の変動成(2)3)P を 30sec（水圧波浪成分の約 3 波）で移動平均する。

分との間に，密接な関係があるということを示している。また，P と P1 地点の-2.0m においては比較的長周期の変動 (70〜80s) も見られる。
次に，P2〜P4 地点について考察する。いずれの

Pτ =

t+15


P (τ )
30
τ =t−15(3)

台風でも，P2 地点の各深度の残留変動成分は，Pと P1 地点に見られるように 50〜60s の周期で大きく変動していることがわかり，また，わずかではあ4)Pτ に π/2 を乗じ，さらに平方根をとる。

π
p=
Pτ
(4)
2
1)〜4) の処理をしたものの例を Fig.13(b) に示す。
水圧波浪成分の変動データと振幅包絡波形が概ね合致していることがわかる。以下，水圧波浪変動の波群特性としてこれを用いて解析する。

るが-2.0m に 60s より長周期の変動 (70〜80s) が見られる。この周期 50〜60s の変動は，P と P1 地点と同様に，同程度の周期の波群特性に影響を受けて変動したものと考えられる。しかしながら，P3，P4 地点においては，-1.0m では他地点に見られるように 50〜60s 程度の周期変動を持つが，-2.0m では-1.0m と同様に 50〜60s 周期の変動よりも，さらTable.4 Periods at frequency spectrum praksの-2.0m，特に構造物下の P3，P4 地点では周期 50〜60s に加えて 70〜80s の波群が考えられる．

4.3

残留間隙水圧特性

本節では，数百から数千波かけて徐々に蓄積する
残留間隙水圧の平均的成分について考察する。
各台風来襲時に発生した各地点の残留間隙水圧（P,P1：-0.6m，P2〜P4：-1.0m）の 30 分間最大値と平均値の変動を考える。30 分平均値とは，残留間隙水圧の平均的成分を表し，30 分最大値とは，残に長周期での変動がピークを持つ。
以上のことから，周期 80s 以上の波浪によって生じた残留間隙水圧は，-1.0m 地点より浅い地盤表面
近くではすぐに消散されて，その影響は残りにく

留間隙水圧の平均的成分と波群によって変動する残留間隙水圧の変動成分が重なり合ったものの中で最大の値を表している。

(1)

残留間隙水圧の変動特性

いが，-2.0m 地点では排水性能が悪く，その影響が各台風通過に伴う残留間隙水圧の変動について残るために，周期 70〜80s といった周期の長い成分

Table.5 を用いて比較する。台風 0310 号観測時のが残るものと考えられる．また，その変動は構造物下に位置する P3 地点の-2.0m では，他地点より

P1 地点-0.6m を除く各地点と，台風 0416 号観測時の各地点，台風 0423 号観測時の P3，P4 地点にお排水され難くなっているため，70s〜80s 程度の周いては，残留間隙水圧の平均値に変動が見られず，

期変動が他地点に比べて大きくなると考えられる．

ほぼ 0 を示していた。これは，残留成分に数百波，

このことから，残留間隙水圧変動成分が影響を受数千波にわたり徐々に蓄積するような平均的な成分

けやすい特定の水圧波浪変動成分として，各地点は存在しなかったことを示している。すなわち，平の-0.6m，-1.0m では周期 50〜60s の波群，各地点

均的にはほぼ 0 で，60s や 80s 程度で変動する残留Table.5 Maximum value of residential porepressure

して，計器沈下中は残留間隙水圧と沈下したことによる静水圧の増分の和が計器の残留成分として表れ，残留間隙水圧の消散後，静水圧のみが現れる。
つまり，計器は部分液状化地盤を沈下して静止し，その後，残留間隙水圧が消散して静水圧のみが残ったということである。また，台風通過後の P1 地点
近傍で，法先地盤が洗掘されていたことも確認されており，上載土被り圧は低下していたと考えられる。そのことが液状化や地盤の不安定化を促進させ，その結果，計器が沈下したとも考えられる。
地盤の支持力低下の指標である有効応力に対す(2)る残留間隙水圧比 pe /σv 0 の時刻歴を調べる。ここで，有効応力 σz (= γ  z) を出すために用いた深さ z は，計器に初期設置位置からの変化がなかった
ものと仮定して求めた。また，地盤の水中単位体積
重量 γ  については，γ  =8.98kN/m3 として算出した。地盤上に構造物を設置していない自由地盤（P，P1 地点）については有効応力 σz は γ  z のみである
が，地盤上に構造物を設置している P2〜P4 地点の有効応力 σz については γ  z 以外に上載構造物による有効土被り圧 γ  z0 を考慮する必要がある。P2〜

Fig.15Time series of maximum and average

P4 地点の地盤上にかかる構造物による有効土被り

residual pore pressure on T0423

圧 γ  z0 は以下のようにして算出した。

間隙水圧変動成分のみが発生，消散を繰返しているγ  z0 = ρc gza + (ρc − ρw )gzc × (1 − nc )ことになる。

+ (ρm − ρw )gzm × (1 − nm )(5)

台風 0423 号観測時の残留間隙水圧の時系列変化
を Fig.15 に示す。この図からわかるように，台風0423 号観測時の P 地点，P2 地点の各深度では，他の観測台風および他の地点と異なり，残留間隙水圧

ここに，ρc とρm はそれぞれコンクリート構造物（ケーソン，消波ブロック）の密度（ρc =2.3t/m3）と捨石マウンドの密度（ρm =2.6t/m3 ） ，ρw はの平均値が 0.4kPa 程度上昇している。これは，数水の密度（ρw =1.0t/m3 ）である。za と zc はコ

百波，数千波にわたり徐々に蓄積するような平均的

ンクリート構造物の海水面からの空中高さと海な成分が存在していたことを示している。また，そ

水面下の水中高さ，zm は捨石マウンド層厚，ncの残留間隙水圧の平均的成分の上に，数波で変動すと nm はコンクリート構造物の間隙率（ケーソ

る残留変動成分が 1.4kPa 程度重なり，残留間隙水

ン：0.0，消波ブロック：0.5）と捨石マウンドの圧の最大値を示している。これは，残留成分の平均

間 隙 率（nm =0.44）で あ る 。洗 掘 防 止 工 下（P2

的成分よりも残留間隙水圧変動成分の方が卓越して

地 点 ）の 有 効 土 被 り 圧 は ，za =0.0m，zc =0.0m，いることを示している。

(2)

液状化発生に関する考察

台風 0310 号来襲時に，P1 地点における-0.6m の計器が観測期間中に 50cm 程度鉛直下方に沈下し

zm =2.0m と し て γ  z0 =17.6kPa と し ，消 波 ブ
ロック下（P3 地点）では，za =0.0m，zc =12.6m，zm =4.0m として γ  z0 =115.4kPa ，ケーソン直下（P4 地点）では，za =4.0m，zc =12.9m，zm =4.0m

た。これは，間隙水圧計の周辺の地盤で液状化が発として γ  z0 =289.6kPa として算出した。

生した可能性を示している。間隙水圧計周辺の地盤(3)

残留間隙水圧比特性が部分液状化状態に達し，間隙水圧計はその自重に

台風 0310 号の観測時における，P と P1 地点の-よって沈んだと推定できる。残留間隙水圧上昇中に計器が沈下したとすれば，発生した残留間隙水圧の0.6m と P2〜P4 地点の-1.0m の残留間隙水圧比を
Fig.16 に示す。P1 地点の-0.6m において残留間隙中に沈下した分の静水圧が含まれることになる。そ

水圧比が約 1.0 に上昇している。これは上述のよう

• 入力条件の終了時刻に達しているかどうかの終了判定を行う。

(2) VOF-FEM 法を用いた波浪場の解析• 造波・境界の計算
各時刻の造波，開境界，減衰境界，放射境界等の境界面の流速，水圧を計算する。
• 流速・圧力の計算
連続式と N-S 方程式を SMAC 法に基づいて時間方向に離散化し，コントロールボリューム法によって空間方向に離散化して各地点の仮流速を求める。その仮流速を用いてポテンシャル関
数 φ の Poisson 方程式を解いて φ を求め，各セル間に定義される水平流速，鉛直流速とセル中心に定義される水圧を求める。
• 自由表面処理
計算セルごとに流体，気体，表面セルに分類
し，表面セルはその方向についても分類する。

Fig.16

Residual pore pressure ratio on T0310

VOF 関数の移流方程式を Euler 法によって時間方向に離散化し，コントロールボリューム法に，計器が沈下したためと考えられ，液状化が生じによって空間方向に離散化し，ドナーアクセプていた可能性がある。上載土被り圧が比較的小さい

タ法によってドナーセルに含まれる水の量を上P と P2 地点では，わずかながら，地盤の支持力低下が表れている。しかしながら，両地点とも有効土

と P4 地点については地盤表面の有効土被り圧がそ限に，各セルの移流量を決定する。
(3) FEM 法を用いた地盤部の解析• 圧力接続境界の計算(2) で求めた境界面の水圧を，流体部との地盤境界における水圧と水圧荷重に接続する。それぞれ約 115.4kPa ，約 289.6kPa と非常に大きいのの際，流体部ではスタッガードグリッドを採用に対し，発生していた残留間隙水圧が 1〜2kPa 程

しているため，セル中心で定義されている水圧度と極めて小さく，到底，地盤の液状化や不安定化を，格子点上で定義される地盤部の間隙水圧にに達するとは考えられない。

補完して接続する。また，境界面の法線ベクト

被り圧の 1 割強かそれ以下であり，地盤表層部以外は十分な支持力があったと考えられる。また，P3ルの荷重項を求め，外力として地盤の境界格子

5. 間隙水圧の波浪応答に関する数値計算
まず，流体部と地盤部の連成方法について説明する。そして，具体的な計算方法として波浪負荷モードとケーソン運動モードの 2 種類の計算方法を示す。

5.1 流体部と地盤部の連成方法
高橋ら (2002) の CADMAS GEO-SURF では，
VOF 法に基づく数値波動水路（CADMAS SURF）
で解析する流体部と，Biot(1941) の 2 相弾性体理論に基づく弾性 FEM プログラムで解析する地盤部の連成方法として，以下の方法をとっている。計算のフローを Fig.17 に示す。

(1)

時間刻み幅の計算および終了判定• 入力データによって流体部，地盤部の各初期値を求めた後，上記の「自動時間刻み幅」決定機
能によって時間刻み幅 ∆t を計算する。

点に接続する。
• 地盤の変位，速度，加速度の計算
前項の境界値によって地盤部の基礎方程式を解いて，各格子点の地盤変位を求める。地盤変位から地盤変位速度および加速度を求める。
• 地盤応力・間隙水圧の計算得られた各格子点の間隙水圧からセル中心に補完した間隙水圧やダルシー流速を求める。また，地盤の構成則によって各セルに各地盤応力（鉛直有効応力，水平有効応力，せん断応力）を求め，地盤歪（鉛直歪，水平歪，せん断歪）を求める。
(4) 繰返し計算• (1) に戻り，次時刻の刻み幅を求め，(3) で求めた地盤部と流体部の境界面の法線方向流速を(2)の入力値として用い，終了判定まで(1)〜(3) を繰返す.

におけるマウンド中の水圧を精度よく計算できる。
そのため，消波ブロックによる波高の減少程度や，その減少した地盤直上の水圧変動による間隙水圧の変動を精度よく解析できる。しかし，高波浪が作用した際に，ケーソンに波力が作用して起こるケーソ
ンのスライドやロッキングは考慮しておらず，また，
そのケーソン運動によるマウンドの動的変形についても考慮していない。したがって，ケーソン運動やマウンドの変形によって地盤にもたらされる間隙水
圧の変化については，計算結果に含まれていない。
本研究において，波浪負荷モードで解析した計算条件として，解析領域を Fig.18(a) に示す。水路条件として，水路長は 780.0m，高さ 34.0m，水深 16.9m である。水平メッシュ幅 ∆x について
は，0〜200.0m までは ∆x=1.5m，200.0〜339.7m
は ∆x=1.3m，339.7〜669.2m は ∆x=1.1m，669.2〜780.0m は ∆x=1.2m である。鉛直メッシュ幅∆z については，0〜5.6m までは ∆z=0.4m，5.6〜24.9m は ∆z=0.3m，24.9〜29.3m は ∆z=0.4m，29.3〜34.0m は ∆z=0.5m である。
波浪条件は現地観測で得られた主要な波浪であFig.17

Simulation ﬂowchart

る次の 3 ケース（規則波）を解析している。 波高

2.0m，周期 8.0s（以下，H2T8）， 波高 6.0m，周本モデルは上記のように，流体部から求めた境界の水圧を地盤部の境界値に接続し，地盤部で計算された境界流速を流体部の境界値に接続する弱連成の形式を採っている。また，流体部と地盤部の時間刻
み幅 ∆t は同一であるが，流体部から地盤部へ，地盤部から流体部へ接続する際，∆t/2 ずつずらしながら交互に解いている。具体的には，流体部で時刻

t + ∆t の計算で得られた境界値を，時刻 t の境界値と平均し，時刻 t + ∆t/2 の境界値として地盤部へ接続するという接続方法を採っている。

期 12.0s（以下，H6T12）， 波高 6.0m，周期 16.0s（以下，H6T16）である。
構造物の諸元については，現地観測サイトの防波堤に基づいて，高さ 4.0m の捨石マウンド（約350kg）の上に奥行き 18.0m，高さ 20.0m（パラペットを含む）のケーソンを設置し，前面に 80t 型の消波ブロック（テトラポッド）を設けている。また，防波堤法尻部には洗掘防止工としてグラベルマット（1t）を設置している。
構造物に対する係数としては，鈴木ら (2003)

5.2

計算方法

にならって，捨石マウンド（0.35t）の慣性力係数

本研究では，2 種類の方法によって数値計算を行っ

CM =1.2，抵抗力に関する係数 α0 =1500，β0 =1.8，

た。地盤表面にかかる外力として，波浪による水圧

代表径 d=0.153m を用いた。グラベルマット（1t）荷重のみを考慮するについては慣性力係数 CM =1.2，抵抗力に関する

波浪負荷モードと，波浪によって引き起こされる構造物（ケーソンや捨石マウ

係数 α0 =1500，β0 =1.8，代表径 d=0.727m とし，ンド）の運動を考慮する ケーソン運動モードであ消波ブロック（80t 型）については，慣性力係数

る。この 2 種類の計算方法について述べる。

CM =1.2，抵抗力に関する係数 α0 =2100，β0 =2.2，(1)

代表径 d=3.270m を用いた。

波浪負荷モード

波浪負荷モードでは，上述のように水圧変動による外力の変動のみを考慮している。
波浪負荷モードの特徴としては，捨石マウンドや地盤部の計算領域については，長さ 118.8m，深さ 30.0m の地盤領域を水路の 549.3〜668.1m に設置している。メッシュ幅はそれぞれ ∆x=3.3m，グラベルマットを動かない透水性の多孔質体として∆z=1.5m である。地盤のパラメータとしては，高いるため，消波ブロック下やケーソン等の構造物下橋ら (2002) の砂地盤の特性にならい，せん断弾性(a)Wave loading mode(b)
Fig.18

Movable caisson mode

Simulation grid

係数 G=3.9 × 104kPa，空隙率 n=0.45，Voigt の粘本研究において，ケーソン運動モードで解析した性係数 β=0，水の体積弾性係数 Kf =4.2 × 107 kPa，

計算条件として，解析領域を Fig.18(b) に示す。水路

透水係数 k=1.0 × 10−4 ，ポアソン比 ν=0.3 等を基

条件は水路長 530.0m，高さ 30.0m，水深 16.9m であ本としているが，ケーソンや消波ブロックの直下地る。水平メッシュ幅 ∆x については，0.0〜300.0m は

盤では多少特性を変化させて計算を行っている。

∆x=1.5m，300.0〜500.0m は ∆x=1.0m，500.0〜
530.0m は ∆x=1.5m である。鉛直メッシュ幅 ∆z に(2)

ケーソン運動モード

ついては，0〜4.0m までは ∆z=0.5m，4.0〜30.0m

ケーソン運動モードでは，水圧変動による外力の変動以外に，波力によるケーソンの運動を考慮している。

は ∆z=0.4m である。
解析している波浪条件，消波ブロック，グラベル
マットの諸元や用いた各係数については，(1) の波

ケーソン運動モードの特徴としては，波力による浪負荷モードと同様である。

ケーソンの運動を考慮しているため，その変形に伴地盤部の計算領域については，長さ 120.0m，深う間隙水圧変動の変化が解析可能である。一定以上

さ 30.0m の地盤領域を水路の 330.0〜450.0m に設の波力がケーソンに働くと，ケーソンはロッキング

置している。水平メッシュ幅は ∆x=2.0m であり，やスライドなどの挙動を示す。ケーソンが水平にス

鉛直メッシュ幅 ∆z については，0.0〜3.0m まではライドしても地盤に対する影響は小さいが，ロッキングによって鉛直方向に変位すると，その変形がマ∆z=0.5m，3.0〜9.0m は ∆z=1.0m，9.0〜15.0m は∆z=2.0m，15.0〜30.0m は ∆z=1.5m である。地盤

ウンドを介してケーソン直下地盤に骨格の変形としのパラメータは上述の波浪負荷モードと同様であるて影響を及ぼす。海底地盤にもたらされた変形は間が，ケーソンや捨石マウンドについても地盤として

隙水圧にも影響を及ぼし，それによって液状化に至取り扱うので次のパラメータを設定した。せん断弾

る可能性も指摘されている (Kudella et al.，2004)。

性係数 G=9.0 × 105kPa（ケーソン），1.5 × 104kPa

また，捨石マウンド中の間隙水圧については，透（捨石マウンド），空隙率 n=0.0（ケーソン），n=0.5

水性の高い軟弱な地盤としている。実際には捨石マ（捨石マウンド），Voigt の粘性係数 β=0（ケーソン，

ウンドの透水係数は k=1.0 程度であるが，計算の捨石マウンド），水の体積弾性係数 Kf =2.1×106kPa

安定性の問題で k=1.0 × 10−2としている。そのた（捨石マウンド），透水係数 k=1.0 × 10−2（捨石マ

めに間隙水圧の伝播減衰やマウンド骨格の変形量ウンド），ポアソン比 ν=0.167（ケーソン），0.3を過大にあるいは過小に評価しており，間隙水圧の（捨石マウンド）を用いて計算している。ケーソン

計算値が波浪負荷モードの計算値より精度が低くなは不透水性地盤としているので，水の体積弾性係数

る。また，ケーソン部と捨石マウンド部を互いに離Kf ，透水係数 k は定義せずに計算を行っている。

れない地盤として結合しているため，実際と異なる挙動を示すことがある。例えば，ケーソン下端が上向きに変位すると，弾性変形であれば，実際には荷重の除去によって歪が元に戻るだけであるが，ケー
ソン運動モードの計算では，マウンドもケーソン変位にともなって膨張しようとし，間隙水圧の変動に影響を与えることがある。

6. 計算結果と考察
6.1

波浪負荷モード

5.2(1) の波浪負荷モードで行った計算結果について以下に示す。現地観測によって得られた重複波
モード特性，振動振幅比特性について数値計算で再現を試み，現地観測結果との比較を行う。

(1)重複波振動モード特性

ケーソン式混成堤のような前面に構造物が存在しない防波堤の重複波モードは，常にケーソン前面
を重複波の腹とし，節は来襲波浪の波長によって変化する。しかし，ケーソン前面に消波ブロック等の構造物があり，そのためにケーソン前面に勾配が存在する場合，来襲波高や水位によって入射波の反射
状況が変化する。以下では，当観測サイトに来襲する波浪特性を〜の 3 ケース考え，計算結果をFig.19Simulated vertical amplitude ratio示す。
波浪負荷モードを用いて，

H2T8，

H6T12，(2)

振動振幅の水平方向分布特性

H6T16 の計算条件下で行った計算結果を Fig.19に示す。Fig.19 では，縦軸に法先自由地盤 (P1) のて，波浪負荷モードを用いて条件 〜 の下で行っ

水圧振動振幅に対する各地点の水圧振動振幅の比をた計算結果について述べる。

4.1(1) で示した振動振幅の水平方向比特性についとり，横軸は各地点の水平方向位置を示している。

Fig.20(a) では，P2〜P4 地点の地盤内-0.75m でH2T8 の条件で波浪を作用させた場合，各地
点より P1 地点の振幅が大きくなり，P3 と P4 地点の計算結果と-0.6m での観測結果，Fig.20(b) ではの振幅比がそれぞれ 0.6，0.2 と非常に小さい。この水平方向比を示している。Fig.20(a) から P2〜P4

れは入射した波が防波堤前面のコンクリートブロッ

地点は周期 8s 程度で 1.0（P1 地点の振幅）より小

クによって消波されて，ケーソン前面では波高が減

さく，逆に周期 12s〜16s では 1.0 よりも大きくなっ少していることを表している。このことから，計算ている。これを見ても，周期 8s と周期 12〜16s ででの防波堤前面では，P1 地点付近で入射波起こる防波堤前面の重複波モードの変化を，精度よ条件による間隙水圧となり，P3 地点付近では消波工に
よって間隙水圧が小さくなることを確認した。

-2.25m の計算結果と-2.0m の観測結果の振動振幅く再現していることがわかる。
一方，Fig.20(b) によると，P2 と P4 地点の-2.25m

H6T12 条件では計算条件 とは異なり，での振動振幅の水平方向比は周期 8s で 0.9，0.3 で周期が長くなったため，波のエネルギー逸散が小さあり，周期 12〜16s で 1.3，0.6 と観測結果を非常にくなり，各地点の振幅比は P2 で 1.06，P3 で 1.52，

よく再現できている。しかし，P3 地点に関しては，

P4 で 0.5 を示した。このことから，計算条件 では防波堤前面の重複波モードは，P3 地点付近を重周期 8s 付近での振幅比は 0.6 程度と観測結果（約

複波の腹とし，P1 地点付近を重複波の節とする変周期 12〜16s では，計算結果は 1.4 程度を示してい動モードであることがわかった。

るのに対し，観測結果は 0.8 程度であり，観測結果

H6T16 の計算条件下では，計算条件 の場合とほぼ同様であるが，入射波浪の周期が長いためにを再現できていない。これは，間隙比や透水係数，

防波堤前面であまり消波されず，ケーソン前面での領域において一定として計算しており，現地の地盤

振幅比は計算条件 の 0.9 より大きい，1.28 を示し特性を特定できていないためと考えている。

また，

0.7）と一致するが，重複波モードの腹に位置する地盤のせん断弾性係数等の地盤パラメータを全地盤た。しかし，重複波モードとしては計算条件 とでは P3 地点付近を重複波の腹とし，P1 地点を重複波の節として変動している点で概ね等しい。

6.2

ケーソン運動モード

5.2(2) のケーソン運動モードで行った計算結果に

当観測サイトにおける高波浪来襲時の波浪特性はついて以下に示す。現地観測によって得られた構造

H6T12 と H6T16 に該当し，波高減少
過程では周期も徐々に短くなり，計算条件 H2T8

物下地盤中に見られた位相変化特性について，数値程度の波浪となる。したがって，当観測サイトでは，

なお，消波ブロック下地盤（P3 地点）における，間4.1(1) で示したように，高波浪来襲時には P3 地点

隙水圧変動に対する消波ブロックの不規則な沈下の付近を重複波の腹とし，P1 地点付近を節とする変影響を数値計算で再現することは非常に困難なた動モードであり，波高が減少した後には P1 地点付

め，本研究では，ケーソン直下地盤（P4 地点）に

近から P3 地点に向かって減少する変動モードとなおける，ケーソン運動による間隙水圧変動についてることが，数値計算によって再現できた。

詳しく検証している。

計算条件

計算で再現を試み，現地観測結果との比較を行う。

Fig.20

Comparison between simulated andobserved horizontal amplitude ratio to P1(1) ケーソン変位と間隙水圧の応答
ケーソンの波浪による運動を考慮した計算結果を以下に示す。その際，ケーソン中央部下地盤を

P4 地点としているのは現地観測と同じであるが，Fig.18(b) に示したように，新たにケーソン沖側端を C1 地点，ケーソン岸側端を C2 地点としている。
(a) C1 地点（ケーソン沖側端）
ケーソン沖側端では，波浪によって一定以上のFig.21Caisson displacement and pore pressure
variation at C1（ケーソンの抵抗力よりも大きい）波力がケーソン

Fig.21 に示すように，地盤内第 1 層はケーソン

前面に作用したとき，ケーソンは底面のある点を中変位とほぼ同様に変動している。ケーソンが最も正心に回転モーメントを受けて岸側に傾き，ケーソン

方に変位する波の峰時に，地表面の水圧も最も大き

下端は鉛直上方に変位する。その影響で C1 地点近くなるので，相関は非常に高い。しかしながら，第傍では，元々ケーソンが存在していた場所に空間が2 層，第 3 層と深くなるにつれて，ケーソン変位やでき，水圧はその空間に流れ込み，周辺地盤中の間

第 1 層目の間隙水圧変動との相関は悪くなり，第 2

隙水圧は減少する。したがって，過剰に発生してい層目以深の間隙水圧が単なる水圧伝播による変動以た間隙水圧は減少し，負に発生していた間隙水圧は外に，ケーソン変位の影響によって変動しているこ

さらに減少する。

とがわかる。また，地盤内第 5 層目では第 1 層目としかし，ケーソンに大きなモーメントが作用する

ほぼ逆位相になっており，地盤第 5 層目の間隙水圧のは，波の峰付近がケーソン前面に達したときで変動は水圧伝播による変動よりも，ケーソン変位にあり，その時に水圧から動員される変動水圧も大き生する間隙水圧は大きくなる。C1 地点では，水圧よる変動の影響が上回ることがわかる。
(b) C2 地点（ケーソン岸側端）
ケーソン岸側端では，波力がケーソン前面に作が地盤中を伝わるものと，ケーソンの変位によって用し，ケーソンが回転モーメントを受けて傾くと，減少するものとが相殺された間隙水圧が発生してケーソン沖側端とは違い，ケーソン下端は鉛直下いる。

方に変位する。その変位によって C2 地点下の地盤くなる。したがって，水圧によって地盤表層部に発C1 地点における計算結果を Fig.21 に示す。Fig.20

は，間隙を圧縮させる応力が働き，間隙を減少させ

H2T8， H6T12， H6T16 の条件下で行った計算結果であり，各計算条件での地盤内ようとする。しかし，間隙水の変位がその骨格変位

第 1 層目（-0.25m），2 層目（-0.75m），3 層目（-

生する。ケーソンが大きな波力を受けて大きく傾く

1.25m），5 層目（-2.25m）の計 4 深度の間隙水圧のは，ケーソンに波の峰付近が作用した時で，その変動と，ケーソンの鉛直方向変位（上方を正）を示

時 C2 地点においても間隙水圧は過剰に発生していしている。Fig.20 中の uy はケーソンの鉛直変位をる。C2 地点では，水圧によって地盤を伝わってく

示し，上方変位を正としている。

るものと，ケーソン変位によって発生したものとをの上からよりも遅くなるので，間隙には過剰に間隙水圧が発Fig.22

Caisson displacement and pore pressure

Fig.23variation at C2

合わせた間隙水圧が発生している。

C2 地点におけるケーソン運動モードでの計算結Caisson displacement and pore pressure
variation at P4（深さ-2.25m）付近でピークを示すと考えられる。

(c)

P4 地点（ケーソン直下）

果を Fig.22 に示す。C1 と同様に計算条件 〜 でケーソン中央部下では，ケーソン沖側端や岸側の，地盤内第 1 層目（-0.25m），2 層目（-0.75m），

端のように，顕著なケーソンの変位は起きない。実

3 層目（-1.25m），5 層目（-2.25m）の計 4 深度の際，ケーソンが中央部を中心にモーメントを受ける

間隙水圧変動と，ケーソンの鉛直方向変位 uy （上と，底面中央部は変位せず，C1 と C2 地点のみ上方を正）を示している。

下に変位する。しかし，計算結果によると大きな波

Fig.22 では，全深度ともケーソンの変位の影響を力の作用するケーソン沖側端の方が，岸側端よりも大きく受けて変動しているが，地盤内第 1 層目より大きく変位していることから，回転モーメントの中も第 5 層目の間隙水圧の方が大きく変動している。

心はケーソン中心よりも岸側の底面にあることがわ

これは，ケーソン運動モードではマウンドを実際よかる。

り透水性の低い地盤として取り扱っているために，
波浪負荷モードよりもマウンド内を伝わる間隙水

P4 地点における計算結果を Fig.23 に示す。計算
条件 〜 での，P4 地点における地盤内第 2 層目

圧の減衰が大きくなってしまい，水圧による間隙水（-0.75m），3 層目（-1.25m），5 層目（-2.25m）お圧変動よりも，ケーソン運動に伴う地盤骨格変位によび 8 層目（-4.50m）の計 4 深度の間隙水圧変動

よって生じる間隙水圧変動の影響の方が大きくなっと，ケーソンの鉛直方向変位 uy （上方を正）を示たと考えられる。ここで，第 1 層目よりも第 5 層目

している。

の間隙水圧変動振幅が大きくなっているのは，地盤

こ の 図 か ら ，ケ ー ソ ン の 変 位（ ケ ー スの表層部は比較的透水性の高いマウンドに接してお±1.5mm）が他の C1 と C2 地点のケーソン変位（

り，骨格変形によって生じた間隙水圧が容易にマウで C1：±10mm，C2：±5mm）よりも小さくなってンドへ作用するためと考えられる。また，地盤の骨いることがわかる。また，間隙水圧の位相は，C1

格変位の影響についても，水圧による間隙水圧の伝地点よりも揃っていることから，変位の影響は小さで播と同様で，地盤内深さが増すとその影響は小さく

いことがわかる。しかしながら，地盤内第 1 層目かなる。したがって，間隙水圧の変動振幅は第 5 層目

ら 2 層目，3 層目と地盤内深さが増すにつれて、間隙水圧の振幅は減少している。これは，間隙水圧がケーソンの変位に影響されるためと思われる。具体的には，第 1 層目の間隙水圧が正方に変動するとき，ケーソンは少し位相差をもって正の方向（鉛直上方）に変位する。ケーソンが上方に変位すると間隙水圧は減少するが，その影響は深さが増すにつれて大きくなり，第 8 層目（-4.50m）ではその影響が顕著に表れている。

(a) Simulation results on

H6T12

次に，台風 0423 号通過時に得られた観測結果と比較する。2004 年 10 月 20 日 14 時 30 分頃の P4地点各深度の振動成分時刻歴と，条件 での計算結果を Fig.24 に示す。-0.6m（観測値）と-0.75m（計算値）に対して-2.0m（観測値）と-2.25m（計算値）
が位相差を含んで変動していることが良く再現できている。これは，波力によるケーソン変位の影響で，-2.0m の間隙水圧が-0.6m の間隙水圧に対して位相差をもって変動していることを表している。

(b) Observed data on T0423
Fig.24 Pore pressure at P4

これによって，観測結果に表れた，P4 地点における間隙水圧振動成分が，地盤表層部（-0.6m と-状化が発生する。現地観測での C1 地点付近の P3，

1.0m）と-2.0m の間に位相差を含んで変動する現象

P4 地点では最大変動振幅は 30kPa 程度であった。
この 30kPa が，ケーソン等の構造物の運動によっは，波浪によるケーソンの運動がマウンドを介して及ぼす地盤骨格の動的変形によるものであったと結て逆位相で変動すると 60kPa の差を持つことにな論づけられる。

り，波の谷時ではそれが上向き浸透圧になる。しかまた，消波ブロック下（P3 地点）にみられる，し，C1 地点や P3，P4 地点は地盤上に非常に重い

ケーソン直下（P4 地点）と同様の振動成分の位相構造物が載っているため，有効土被り圧が増大して差は，消波ブロックの不規則な運動が招いたものとおり（P3 で 115.4kPa ，P4 で 289.6kPa ），60kPa考えられる。ケーソン直下については，ある程度一程度の上向きの圧力を受けたとしても，地盤は非常

定の骨格変形が地盤内に発生するが，テトラポッドに安定したままである。したがって，C1 地点近傍のような複雑な形をした消波工であれば，局所的を含み P3，P4 地点において液状化に至るような間に地盤変形を加えるため，数 10cm 離れるだけで異隙水圧変動は起こりそうもないといえる。

なった骨格変形が生じることが考えられる。将来的

また，ケーソン岸側端（C2 地点）では，Fig.21には，消波ブロックの波浪による運動も考慮に入れに示したように，間隙水圧は全深度で同位相で変動た数値計算を行って，構造物の動的変形が間隙水圧しており，ケーソン変位の影響によって間隙水圧はに及ぼす影響を考慮する必要があるだろう。

波の峰時に上昇する傾向にある。しかし，ケーソン(2) ケーソン運動による地盤液状化の可能性(1) において，波浪によるケーソン等の構造物の運動モードの計算では，マウンド地盤部の透水係数

運動が，構造物下地盤内の間隙水圧変動に大きく影播の影響が小さくなり，間隙水圧の上昇は小さい。

を実際よりも小さく設定しているため，間隙水圧伝響することを明らかにした。その中でも，ケーソン

C2 地点のさらに岸寄りの地点では，上載構造物に

沖側端とケーソン岸側端において，その影響は顕著

よる上載圧の増大が少なく，間隙水圧変動により地であった。ここでは，構造物の運動の影響によって，盤が不安定化する可能性がある。そのため，ケーソ

液状化が発生する可能性を検証する。

ン岸側端での間隙水圧変動を精度よく計算できるよ

まず，ケーソン沖側端（C1 地点）については，うに，プログラムを改良する必要がある。KudellaFig.21 に示したように，ケーソン変位の影響によって，地盤内-2m 付近の間隙水圧が地盤表層部の間隙

et al.(2004) は実験により，ケーソン岸側端下地盤の間隙水圧変動を調べているが，薄い不透水性の粘水圧と逆位相で変動する。鉛直方向の間隙水圧が逆土層で地盤を非排水状態に設定して実験しても，残位相で変動すると，上向きに浸透圧が発生して地盤

留間隙水圧比で 0.25 程度の不安定化しか起こらなが不安定化し，それが上載圧に達すると一時的な液かったと述べている。したがって，かなり液状化にとって好条件である場合を除いては，C2 地点におている場合があり，残留間隙水圧が蓄積する要因をいても液状化は起こりそうもないと考えられる。

特定する必要がある。

7. 結論

また，数値計算については，地盤パラメータ（せん断弾性係数や透水係数，間隙比等）の感度分析を

本研究では，2003 年と 2004 年の 2 年間で高知港行い，現地地盤の特性を把握すると共に，現地観測

東第一防波堤観測サイトに来襲した 3 台風（T0310，

結果を再現し，計算モデルの妥当性を検証する必要

T0416，T0423）について，間隙水圧の応答観測を実施した。また，VOF-FEM プログラム（CADMASがある。そして，地盤の塑性変形を考慮できるよう

GEO-SURF）を用いて，防波堤下地盤の波浪応答に関して数値計算を行った。得られた主要な結論をようにすることが今後の課題である。

に改良し，残留間隙水圧についても定量的に扱える

謝以下に示す。

辞1. 台風 0310 号来襲時に，法先自由地盤 (P1)-0.6m

現地観測を実施するにあたり，国土交通省四国地の計器に 50cm 程度の沈下が見られ，液状化等

方整備局高松港湾空港技術調査事務所 前技術開発

によって地盤が不安定化した可能性がある。
2. 消波ブロック下 (P3) での振動振幅比の減衰傾

係長の不動雅之様をはじめ皆様，ならびに高知港湾

向の変化は，来襲波浪の周期に依存する重複

空港工事事務所の関係各位には，多大なるご助力を賜りました．ここに謝意を表します．

波モードの変化と考えられる。数値計算によっ
参考文献て来襲波浪の周期による重複波モードの変化を再現することができたが，減衰傾向の変化を再現することはできなかった。
3. 観測結果で得られた上載構造物（消波ブロッ
クとケーソン）下地盤内の過剰間隙水圧の振動成分中に表れる上層 2 深度（-0.6m と-1.0m）と-2.0m との間の位相差を含んだ変動は，波浪による構造物の運動によって生じることを数値計算によって明らかにした。
4. 来襲波浪の波群特性と残留間隙水圧の変動成

五明美智男・堺 和彦・高山知司・寺内 潔・高橋重雄 (1995) : 消波ブロック被覆堤のブロックの安定性に関する現状調査，海岸工学論文集，第 42 巻，pp.901-905.
五明美智男・高橋重雄・鈴木高二朗・姜 閏求 (1997): 消波ブロック被覆堤のブロックの安定性に関する現状調査 (第 2 報)―消波ブロックの法尻沈下災
害―，海岸工学論文集，第 44 巻，pp.961-965.

分の間には密接な関係があり，残留間隙水圧は鈴木高二朗・大嵜菜々子・山本泰司 (2003) : 防波

周期 50〜60s 程度の波群周期の水圧変動によっ

堤基礎での洗掘量の推定について，海岸工学論文て大きな影響を受ける。また，上載構造物下地集，第 50 巻，pp.886-890.

盤の深さ-2.0m の残留間隙水圧は 70s〜80s 程

高橋重雄・鈴木高二朗・村西佳美・磯部雅彦 (2002)

度の波群周期にも大きく影響を受ける。
5. 台風 0310 号と台風 0416 号来襲時の観測では，: 波・地盤・構造物の相互作用に関する U-π形式
VOF-FEM（CADMAS GEO-SURF）の開発，海残留間隙水圧の平均的な成分はなく，長周期で岸工学論文集，第 49 巻，pp.881-885.

変動する残留変動成分のみであったが，台風

Biot, M.A. (1941) : General Theory of Three-0423 号来襲時の観測では，残留間隙水圧の平均的成分が最大で 0.4kPa 程度発生していた。
6. 防波堤基礎地盤内で発生する残留間隙水圧は最大でも 2kPa 以下であり，構造物による上載圧の増加を考慮すると，法先自由地盤を除いて，液状化が発生する可能性は極めて低い。
本研究では，防波堤直下地盤内の残留間隙水圧の平均的な成分と長周期で変動する成分を観測することに成功し，波群と残留間隙水圧の長周期変動成分との密接な関係も判明した。しかしながら，数百波，数千波による残留間隙水圧の蓄積が表れている
場合と，全く存在せず，長周期変動成分のみが表れ

Dimensional Consolidation, Jour.
Physics, Vol. 12, pp.155-164.

of Applied

Kudella, M., Oumeraci, H. and Groot, M.B.
(2004) : Wave-induced transient and residual
pore presssure in the sand bed underneath a caisson breakwater: Processes leading to liquefaction, Proc. of 29th ICCE, ASCE, Lisbon, pp.106.

Field Observations and Numerical Simulations for the Response Properties of Pore Water
Pressures in the Seabed beneath a Composite Breakwater Covered with Concrete Blocks
Tomotsuka TAKAYAMA, Tomohiro YASUDA, Daiki TSUJIO∗ , Shotaro TANIGUCHI∗∗ ,Shinji SASSA∗∗∗ , Shigeo TAKAHASHI∗∗∗ and Masahiro MIZUTANI∗∗∗∗
∗
∗∗

∗∗∗∗

Paciﬁc Consultants Co., LTD

Graduate School of Engineering, Kyoto University∗∗∗
Port and Airport Research InstituteShikoku Regional Development Bureau, Ministry of Land, Infrastructure and Transport
Synopsis

The purpose of this study is to clarify the response properties of pore water pressures in the seabedbeneath a composite breakwater. The build-up of residual pore water pressures was found in the sandy
seabed during the storm waves. It has been revealed that the response properties of residual pore waterpressures are closely related to the wave grouping characteristics of the speciﬁc wave periods. It wasclariﬁed that the possibility of liquefaction occurrence was extremely small except the free seabed at thetoe of foot protection considering the loading stress of the structures.
Keywords: pore water pressure; response property; ﬁeld observation; VOF-FEM; liquefaction